Содержание к диссертации
Введение
Проблемы создания литых деталей для техники в хладостойком исполнении
Структура литых сталей 12
Работоспособность литых деталей техники эксплуатируемой в зонах с низкой климатической температурой
Анализ причин низкой работоспособности литых сталей предназначенных для изготовления ответственных деталей горнодобывающей техники
Исследование литейных сталей отечественных предприятий
Оценка требуемого уровня механических свойств стали для сварно-литой рамы трактора «Кировец»
Причины низкой эксплуатационной надежности опорных катков японского производства Влияние низких температур на абразивную износостойкость стали
Причины низкой работоспособности зубьев ковшей экскаваторов, изготовленных из стали Анализ методов оценки хладостойкости и трещиностойкости сталей Обоснование необходимости создания нового ГОСТа Q
«Отливки из хладостойкой и износостойкой стали» Выводы и постановка задач исследования 40
Методика исследования, материалы, оборудование и образцы
Выплавка опытных сталей 42
Оборудование и материалы, методы изучения состава, структуры и механических и технологических свойств сталей 45 Установка и методика определения скорости
микропластической деформации 50
Определение свариваемости и обрабатываемости резанием... 51
Выбор методики испытания на абразивное изнашивание
Классификация методов испытаний на абразивный износ 54
Выбор схемы испытаний на абразивное изнашивание 57
Выбор режимов испытаний на абразивное изнашивание 60
Влияние технологических, конструкционных и эксплуатационных факторов на хладостойкость литых сталей
Влияние раскисления и модифицирования на хладостойкость сталей
Раскисление стали 63
Термодинамический анализ раскислительной и десульфурирующей способности ЩЗМ 66
Исследование влияния остаточного алюминия на хладостоикость литой стали
3.1.4. Выплавка хладостойких сталей с гарантированной ударной вязкостью 75
3.1.5. Исследование влияния лигатур, содержащих ЩЗМ и РЗМ,
на хдадостойкость литой стали 79
3.1.6. Влияние различных модификаторов на строение структуры, характер излома и хладостоикость стали 81
3.1.7. Исследование влияния комплексной кальцийбариевой лигатуры на хладостоикость литой стали 86
3.2. Воздействие термической обработки на структуру и сопротивление разрушению литой стали 92
3.3. Влияние конструктивных, эксплуатационных и технологиче ских факторов на сопротивление разрушению сталей.
3.3.1. Связь вида концентратора с характеристиками хладостойкости 101
3.3.2. Масштабный фактор 106
3.3.3. Влияние скорости нагружения на разрушение сталей 109
3.4. Определение критической температуры хрупкости по
скорости микропластической деформации 112
Глава 4. Создание малоперлитной экономнолегиро ваной стали для сварно-литых конструкций
4. 1. Требования к химическому составу стали 118
4.2. Влияние марганца, хрома и ванадия на механические свойства и хладостоикость сталей с различным содержанием углерода 123
4.3. Определение оптимальных концентраций нитридообразую щих элементов по температуре начала образования нитридов 128
4.4. Термодинамический анализ фазового равновесия в системе твердый раствор - легирующие элементы 134
4.5. Оценка вклада отдельных факторов упрочнения в общий предел текучести 142
4.6. Исследование прямого микролегирования ванадием низкоуглеродистой стали в электродуговых печах 144
4.7. Исследование стали промышленных плавок.
4.7.1 Исследование механических свойств и хладостойкости стали 147
4.7.2. Аустенитное и действительное зерно 153
4.7.3. Неметаллические включения 155
4.8. Технологические свойства стали 12ХГФЛ
4.8.1. Литейные свойства 161
4.8.2. Свариваемость стали 12ХГФЛ
и свойства сварных соединений 165
4.8.3. Обрабатываемость резанием 166
4.8.4. Эксплуатационная надежность стали 12ХГФЛ 167
Глава 5. Разработка составов литых высокопрочных сталей для деталей, работающих при низких климатических температурах
5.1. Выбор легирующего комплекса 169
5. 2. Построение математической модели сложнолегированных литейных сталей 170
5.3. Термическая обработка металла опытных плавок 171
5.4. Определение механических свойств, структуры и характера разрушения сложнолегированных сталей
5.4.1. Влияние химического состава на прочностные свойства 177
5.4.2. Влияние химического состава на ударную вязкость 178
5.4.3. Влияние легирующих элементов на характер разрушения сталей 180
5.4.4. Влияние химического состава на вязкость разрушения 186
5.4.5. Влияние легирующих элементов на характер разрушения высокопрочных литых сталей 1 5.5. Оптимизация составов стали и оценка их свойств 195
5.6. Механические характеристики и характер разрушения сталей оптимальных составов 197
5.7. Литейные свойства 203
5.8 Разработка состава и режима термической обработки стали, для опорных катков карьерных экскаваторов 204
5.9. Изготовление опорных катков карьерных экскаваторов 207
Глава 6. Опыт разработки хладо -и износостойких сталей для зубьев ковшей экскаваторов
6.1. Абразивное изнашивание литых деталей в горных породах... 211
6.2. Износ и износостойкость 213
6.3. Характер деформаций в зоне контакта частицы с поверхностью изнашивания 214
6.4. Закономерности сопротивляемости сталей абразивному Изнашиванию 216
6.5. Влияние химического состава на структурные составляющие, определяющие износостойкость 218
6.6. Требования к сталям для зубьям ковшей экскаваторов в хладостойком исполнении 220
6.7 Разработка рациональных составов литых хладо и износостойких сталей для зубьев ковшей экскаваторов 223
6.8 Фрактографическое исследование поверхности сталей при абразивном разрушении
6.8.1. Процессы на пятнах контакта 229
6.8.2. Исследование поверхности изнашивания 230
6.9 Внедрение результатов работы 250
Основные положения и результаты
- Исследование литейных сталей отечественных предприятий
- Влияние различных модификаторов на строение структуры, характер излома и хладостоикость стали
- Исследование прямого микролегирования ванадием низкоуглеродистой стали в электродуговых печах
- Определение механических свойств, структуры и характера разрушения сложнолегированных сталей
Введение к работе
Актуальность работы. С начала восьмидесятых годов прошлого века наблюдается интенсивный рост добывающих отраслей промышленности. За счет расширения имеющихся и освоения новых месторождений в труднодоступных северных и восточных районах страны в несколько раз увеличилась добыча полезных ископаемых, нефти и газа.
В связи с этим резко возросла потребность в горнодобывающей технике северного исполнения. Из-за нехватки такой техники, а в большинстве случаев просто из-за её отсутствия, в районах с низкими температурами в зимний период эксплуатировались машины в исполнении для более умеренного климата. Это вызвало снижение их производительности в среднем в 1,5 раза по сравнению с летним периодом, наработка на отказ уменьшалась в 2-3 раза, а фактический срок службы сокращался по сравнению с нормативами в 2-3,5 раза, что привело к потерям, которые исчислялись десятками миллиардов рублей.
Поэтому одной из важнейших научно-технических проблем, в рамках комплекса поставленных задач по освоению северных территорий страны, явилась необходимость разработки новых хладостойких материалов, технологий их изготовления и обработки позволяющих повысить работоспособность и ресурс техники, эксплуатируемой в условиях низких климатических температур.
Значительную долю общей массы машин занимают литые детали, например, в тракторах, бульдозерах, экскаваторах до 20-40%. При постановке задач исследований был проведен анализ производства машиностроительных заводов различных отраслей промышленности, который показал, что:
- более 70 % стальных отливок изготавливались из обычных углеродистых сталей марок 20-55Л, которые обладают низкой трещиностойкостью и не гарантируют эксплуатационную надежность деталей при низких температурах;
- в различных отраслях машиностроения ответственные литые детали необоснованно были отнесены к первой группе (ГОСТ 977-75) т.е. контроль качества осуществлялся только по химическому составу и размерам отливок;
- допускаемые отраслевыми техническими условиями высокие содержания серы и фосфора в стали не способствовали повышению культуры производства, совершенствованию технологии ее выплавки и модифицирования, что не позволяло обеспечить надежную работоспособность литых деталей в условиях низких климатических температур;
- выбор сталей для литых деталей часто осуществлялся без учета реальных условий, возникающих при эксплуатации техники, что приводило к неоправданному завышению массы машин, увеличению расхода запасных частей и снижало эффективность использования техники;
Указанные недостатки делали неконкурентоспособными отечественную технику с продукцией ведущих иностранных машиностроительных фирм. Проведенные исследования показали, что более высокая работоспособность импортных деталей при низких температурах связана, в основном, с традиционно известным способом повышения механических свойств и хладостойкости - легированием стали никелем и молибденом. Однако высокая стоимость и дефицит указанных элементов делают экономически невозможным использование их для отливок массового назначения.
В связи с этим многие предприятия были вынуждены сами разрабатывать новые составы сталей, работать по собственным ТУ, ОСТам, по заключениям и рекомендациям НИИ и т.п.
Для исправления сложившейся ситуации требовалось создание теоретической базы позволяющей решать поставленные задачи в едином комплексе. Поэтому особо значимыми становятся задачи разработки составов низко- и рационально легированных хладостойких сталей и технологии их производства.
Настоящая работа посвящена поиску путей решения указанных проблем. Полученные результаты, особенно актуальны сегодня, когда среди приоритетных направлений развития экономики России важнейшее место отводится освоению природных ресурсов северных регионов страны.
Цель работы. Целью работы является разработка научных принципов легирования литых хладостойких сталей различного уровня прочности и износостойкости; уточнение теоретических положений и практических рекомендаций по технологии изготовления, обработки и методам их испытаний, позволяющих повысить работоспособность и ресурс ответственных литых деталей и сварно-литых конструкций техники в северном исполнении.
Для достижения поставленной цели были решены следующие задачи:
- проведен научно-технический анализ и выявлено влияние конструкционных, технологических, эксплуатационных факторов на хладостойкость и трещиностойкость литых сталей и установлена связь их структурных особенностей с характеристиками разрушения;
- выполнены теоретические и экспериментальные исследования по влиянию раздельного и комплексного легирования, конечного раскисления, модифицирования и режима термической обработки на структуру, механические свойства, абразивную износостойкость и хладостойкость литых сталей; на основании проведенных исследований научно обоснованы технические требования к хладостойким сталям и технологические условия их производства необходимые для повышения эксплуатационной надежности отливок в экстремальных климатических условиях;
- определен необходимый для требуемой работоспособности уровень механических свойств, абразивной износостойкости и хладостойкости сталей для сварно-литых деталей рам большегрузных тракторов, опорных катков и зубьев ковшей мощных карьерных экскаваторов;
- проведены исследования по определению в диапазоне температур до минус 60 С фактической хладостойкости ряда ответственных литых деталей горнодобывающей техники и разработаны требования к сталям, обеспечивающих их надежную работу в условиях низких климатических температур;
- разработаны рациональные составы литых хладостойких сталей различного уровня прочности, технология их производства, изготовлены промышленные партии отливок, оценены их технологические свойства и проведены натурные испытания у потребителей;
- для разработки нового надежного метода оценки сопротивления стали хрупкому разрушению исследовано влияние химического состава, термической обработки, размеров и качества поверхности образцов, прикладываемой нагрузки на скорость микропластической деформации в диапазоне температур от – 196 до +20 С.
Научная новизна работы состоит в следующем:
- разработаны научные принципы легирования литых хладостойких сталей с повышенной работоспособностью для деталей ответственного назначения техники, эксплуатирующейся в условиях низких климатических температур, включающие в себя вопросы оптимизации химического состава, технологии выплавки, обработки, методов их испытаний на стадии изготовления и эксплуатации;
- установлено влияние раздельного и комплексного легирования на механические свойства, хладостойкость и трещиностойкость литейных конструкционных сталей; на основании чего разработаны и оптимизированы составы сталей различного уровня прочности и износостойкости;
- определены оптимальные концентрации нитридообразующих элементов по температуре начала образования нитридов, а на основе анализа фазового равновесия в системе твердый раствор - легирующие элементы – условия, при которых в максимальной степени обеспечивается эффект дисперсионного твердения и измельчения зерна в малоперлитной ванадийсодержащей стали;
- обоснована необходимость создания и разработана методика исследования абразивной износостойкости сталей, в том числе при низких температурах, позволившая изучить влияние химического состава, механических свойств и режимов термической обработки на износостойкость среднеуглеродистых легированных литых сталей;
- для оценки склонности сталей к хрупкому разрушению предложена новая характеристика критической температуры хрупкости - Тк.р. (температура критической релаксации), которая определяется по положению максимума температурной зависимости скорости микропластической деформации;
- установлена зависимость между характеристиками трещиностойкости, хладостойкости и структурным состоянием различных литейных сталей, работающих в условиях Сибири и Крайнего Севера.
Практическая значимость работы:
- разработаны высокопрочные стали для ответственных деталей техники в северном исполнении, в частности, для опорных катков и зубьев ковшей мощных карьерных экскаваторов и хладостойкая, малоперлитная, экономнолегированная сталь для сварно-литых конструкций;
- разработана и рекомендована технология выплавки, раскисления и модифицирования хладостойких сталей с гарантированной ударной вязкостью при температуре минус 60С;
- разработана установка для проведения ускоренных испытаний абразивной износостойкости сталей для рабочего оборудования горнодобывающей техники, в том числе, при низких температурах;
- предложены рекомендации по выбору материалов для изготовления зубьев ковшей экскаваторов в зависимости от твердости добываемых пород;
- предложен новый надежный и экономичный метод оценки критической температуры хрупкости по пику температурной зависимости микропластической деформации. Этот метод был использован при разработке литых хладостойких сталей и оценке надежности сталей, включенных в ГОСТ;
Результаты работы легли в основу разработки Государственного Стандарта «Отливки из хладостойкой и износостойкой стали», внедрение которого позволило обеспечить отечественную технику в северном исполнении высококачественными отливками из хладостойких сталей.
На защиту выносятся: разработка научных принципов легирования литых хладостойких сталей различного уровня прочности и износостойкости; уточнение теоретических положений и практических рекомендаций по технологии изготовления, обработки и методам их испытаний, позволяющих повысить работоспособность и ресурс ответственных литых деталей и сварно-литых конструкций техники в северном исполнении.
Достоверность научных положений и полученных результатов обоснована:
- общепринятыми исходными положениями;
- применением апробированных методов исследований и обработки результатов;
- соответствием результатов исследований, полученных автором, с результатами других исследователей в этой области;
- практической реализацией полученных результатов.
Личный вклад автора состоит в том, что, являясь ответственным исполнителем проводимых работ, участвовал:
- в постановке задач исследований, формулировке основных положений, определяющих научную новизну и её практическую значимость;
- в непосредственном руководстве и в проведении всех этапов исследований, обработки результатов экспериментов и практической реализации полученных результатов;
Апробация работы: Материалы, составляющие основное содержание работы, докладывались и обсуждались на более, чем 20 международных и всесоюзных конференциях и семинарах, в том числе: «Химия, технология и применение ванадиевых соединений», Свердловск, 1982г.,г. Чусовой (Пермская обл.) , 1987г.; У Всесоюзной научной конференции «Современным проблемы электрометаллургии стали», Челябинск, 1984г.; всесоюзной научно- технической конференции «Неметаллические включения и газы в литейных сплавах»,Запорожье, ЗМИ, 1988г.; научно-технических конференциях «Новые конструкционные стали и сплавы и методы их обработки для повышения надежности и долговечности изделий», Запорожье, 1983, 1989г.г.; совещании рабочей группы № 4 Научно-технического совета ГКНТ СССР Ленинград 1982,1983,1985г.г.; всесоюзных научно-технических конференциях «Прочность и разрушение сталей при низких температурах», СПб, 1987, 1988, 1990г.г.; международных научно технических конференциях «Актуальные проблемы прочности материалов и конструкций при низких и криогенных температурах» СПб, 1995, 1997, 1998, 2000, 2002г.г.; международных научно-технических конференциях «Проблемы ресурса и безопасной эксплуатации материалов», СПб, 2003, 2004, 2006, 2007, 2008, 2009 г.г.
Публикации. Основное содержание диссертации опубликовано 35 научных работах, в том числе в двух монографиях.
Объем и структура работы: диссертация состоит из введения, шести глав, заключения и основных выводов. Основное содержание работы и выводы изложены на 258 страницах машинописного текста. Диссертация содержит 122 рисунка и 47 таблиц, 327 наименований библиографического указателя.
Исследование литейных сталей отечественных предприятий
Конструктивное исполнение сварно-литой рамы трактора и условия ее работы обуславливают неоднородность поля напряжений в различных сечениях. Для оценки требуемого уровня механических характеристик литой хладостойкой стали были использованы данные стендовых испытаний рам, а также статистические данные об эксплуатационных разрушениях рам.
Количественную оценку уровня требований к механическим свойствам литой стали проводили на основании тензометрирования рамы при ее стендовых испытаниях [19]. Схема сварно - литой рамы с обозначением литых деталей приведена на рис. 1.3.
Стенд имитирует наиболее тяжелонагруженный режим работы трактора, когда происходит отрыв колес подмоторного моста от грунта, что позволяет выявить максимальные нагрузки, возникающие в конструкции рамы.
Изучение характера наряженного состояния в раме трактора при испытании ее на стенде позволяет более обоснованно подойти к выбору состава стали для литых хладостойких деталей, способных обеспечить надёжную работоспособность тракторов.
Следует отметить, что существовавший выбор стали 20Л и проката из стали 09Г2С для изготовления сварно-литых рам энергонасыщенных промышленных тракторов не являлся оправданным, так как эксплуатационные и механические характеристики этих сталей различны. Номинальный уровень предела текучести стали 09Г2С в 1,4 раза выше, чем у стали 20Л. Сталь 09Г2С является хладостойкой и используется в различных конструкциях, работающих при температурах до минус 60 С, в то время как сталь 20Л охрупчивается при температурах, немногим ниже О С.
Кроме того, стендовые испытания показали, что в отдельных сечениях ли тых деталей напряжения могут достигать 250 МПа т.е. превышают предел те кучести стали 20Л, равный 220 МПа. Следовательно, уже при первых циклах % нагружения возможно пластическое течение 35 30 25 20 15 металла в микрообъемах, что является недопустимым. Последнее подтверждает анализ 186 случаев выхода из строя литых деталей рам тракторов (Рис. 1.4). При нормативе 8000 мото - часов - 9% отказов произошло при крайне малом количестве наработки трактора - менее 50м/ч; 36% О 50 50010001500 М/Ч 500; 24% 1000; 18% 1500 м/час.
Рис. 1.4. Гистограмма наработки на отказ рам тракторов. Максимальные напряжения в лонжеронах при испытании рамы на стенде составляют 230 МПа. Таким образом, коэффициент запаса прочности по пределу текучести материала лонжерона (о0,2 =310МПа) равен 1,35.
Равнопрочность рамы может быть обеспечена при равном запасе прочности в наиболее нагруженных сечениях литых деталей и лонжеронов. Исходя из этого, находим, что предел текучести литой стали должен составлять о"о,2 = 250x1,35= 340МПа.
Требуемое значение временного сопротивления стали может быть рассчитано из условия ав/а0;2 1,4. При ов/а0)2 1,4 все материалы циклически упрочняются, а при 1,2 ав/о0 2 1,4 могут как упрочняться, так и разупрочняться. Когда о"в/о"о,2 1,2 происходит разупрочнение во всех случаях [20]. Усталостное разрушение циклически разупрочняющихся материалов обычно начинается не у концентраторов, обусловленных рельефом поверхности, а у дефектов, существующих в самом материале, например, у неметаллических включений. Принимая ав/а0,2 1,4 можно полагать, что сталь не будет циклически разупрочняться в процессе эксплуатации, а разрушение будет происходить при достаточном запасе вязкости по отношению к пределу текучести. Таким образом, ав=340х1,4 470МПа.
Значения пластических свойств и ударной вязкости определяли путем сопоставления соответствующих значений для стали 09Г2С с учетом требований к хладостоикости согласно ГОСТ 21357-87. В результате для литых деталей рам трактора в северном исполнении был определен следующий уровень свойств: а0,2 340 МПа; ав 470 МПа, 6 20 %, \/ 35 %, KCV60 20 Дж/см2.
Указанные свойства должны обеспечиваться после нормализации. При выборе состава стали нужно учитывать необходимость ее хорошей свариваемости и экономичности. 1. 3. 3. Причины низкой эксплуатационной надежности опорных катков японского производства Несоответствие выбора стали реальным условиям работы литых деталей наблюдалось и у импортной техники. В частности, это относится к опорным каткам японских экскаваторов 204М и 201MSS с вместимостью ковша 20 м и 16 м3 соответственно, фирмы «Сумитомо-Марион».
Так по данным [17] средняя наработка на отказ одного опорного катка экскаватора 204М составляет 1904 мото- часа вместо 5000 м/час, гарантированных изготовителем. Экскаваторный парк только одного разреза «Нерюнгринскии» ПО «Якутуголь» имеет в своем составе около двух десятков экскаваторов этой фирмы. Масштабы экономических потерь от простоев указанной техники можно представить, учитывая, что производительность только одной машины, более 1200 м полезных ископаемых в час.
Каток представляют собой отливку сложной формы массой 480 кг (рис.5.1). Крепление его в ходовой тележке осуществляется с помощью пальца. Роль подшипника выполняет бронзовая втулка, запрессованная в осевое отверстие катка.
Опорные катки находятся под постоянным действием циклических и статических нагрузок, воспринимая удерживающий момент экскаватора и его массу, которая составляет в рабочем состоянии более 650 тн. Анализ вышедших из строя опорных катков показывает, что они могут иметь следующие повреждения: трещины и сколы по ободу колеса; абразивный износ бегущей поверхности; раскатка (выдавливание) металла с опорной поверхности на боковые поверхности обода (рис. 1.6.). Это связано с тем, что поверхностный слой металла (10-20 мм) беговой дорожки подвергается пластической деформации (наклепу), т.е. в катках возникают напряжения, превышающие предел текучести используемой стали.
Абразивный износ не имеет определяющего значения в выходе опорных катков из строя, так как катки непосредственно с грунтом не контактируют и имеют достаточный запас по диаметру. Срок службы катка до момента, когда его диаметр становится меньше допустимого, значительно сокращается, если из-за недостаточной прочности стали одновременно с абразивным износом происходит раскатка рабочей поверхности катка. Но быстрее всего выходят из строя опорные катки тогда, когда на их поверхности образуются трещины и затем сколы. Особенно интенсивно это происходит при понижении температуры.
Расчетный срок службы опорных катков в 5 раз меньше гарантированного срока службы экскаватора, т. е. еще на стадии конструирования предусматривалась их неоднократная замена. Кроме того, из-за неблагоприятных условий эксплуатации катки работали более чем в два меньше расчетного времени. Все это обусловливало необходимость иметь достаточный запас опорных катков для замены выходящих из строя.
Влияние различных модификаторов на строение структуры, характер излома и хладостоикость стали
Опытные составы сталей выплавлялись в индукционных печах с основной футеровкой ёмкостью 120 кг. В качестве шихтовой заготовки использовали армко-железо. Легирование стали осуществляли стандартными ферросплавами, науглероживание производили графитовым боем электродов. Для окончательного раскисления стали использовали алюминий, а для модифицирования в жидкую сталь вводили кальцийбарийсодержащий сплав КБКА ( ТУ 14-127-105-78) следующего состава: кремний 42-46%; марганец 8-10%; кальций 6-7%; барий 10-11%; алюминий 5-6%; углерод 0,25-0,30%; остальное железо.
Металл всех плавок разливался в трефовидные пробы и подвергался нормализации при 930 - 950 С с выдержкой в течении 2 ч. Указанную температуру аустенитизации устанавливали на основе предварительных исследований положения критических точек сталей и влияния температуры нагрева на механические свойства.
Промышленные плавки проводили в 12-тонных электродуговых печах с кислой и основной футеровкой в условиях ОАО «Кировский завод». Легирование стали ванадием, при проведении промышленных плавок осуществляли двумя способами: феррованадием по ГОСТ4760 -69 и ванадиевым металлоот-севом по ТУ 14 -127-01-81. Поступление ванадия в жидкую сталь, в этом случае, обеспечивается за счет имеющегося в металлоотсеве ванадиевого конверторного шлака, в количестве 20 — 30% по массе [62]. Ванадиевый шлак имел следующий химический состав: V205- 18,2%; Ті02 - 9,1%; Si02 -18,5%; CaO -1,3%; АЬОз - 2,0%; Cr203 -1,5%; MnO - 8,6%; MgO - 2,0%; S - 0,06%; P -0,06%; остальное оксиды железа.
Особенность выплавки стали при использовании ванадиевого металлоотсева заключалась в том, что в печь с основной футеровкой его вводили после удале 43 ния печного шлака окислительного периода. В печь с кислой футеровкой ме-таллоотсев вводили в завалку вместе с шихтовыми материалами. Расход метал-лоотсева для получения в стали 0,1% ванадия составлял в среднем 60 кг/т стали.
При присаживании в печь ванадиевого металлоотсева вследствие значительного содержания оксидов железа происходило интенсивное кипение ванны металла. Это способствовало снижению газонасыщенности стали и повышало степень выгорания углерода.
От каждой плавки в середине разливки стали по формам отбирали пробы металла на окончательный химический анализ, а также для оценки механических свойств и хладостойкости стали.
Опытные составы высокопрочной стали для отливок выплавлялись индукционной печи с магнезитовой футеровкой ёмкостью 60 кг. В качестве исходных шихтовых материалов использовали низкоуглеродистую сталь с содержанием углерода 0,08% и синтетического чугуна с содержанием 3,8 % С. Для легирования применяли стандартные ферросплавы.
Предварительное раскисление осуществляли ферросилицием. Металл при 1600-1630 С выпускали из печи в ковш, предварительно прокаленный до 700 С. Для окончательного раскисления на дно ковша помещали 0,1 % А1 от массы металла. При заполнении ковша наполовину для дополнительного раскисления и рафинирования стали в струю металла присаживали 30 %-ный силикокальций в количестве 0,2 % от массы металла.
Сталь разливали при 1560-1580 С в предварительно подсушенные песчано-глинистые формы пробных брусков размером 80 х 80 х 160 мм без прибыльной части. Бруски подвергали гомогенизации при ИЗО С, нормализации при 980 С и отпуску при 640 С. Окончательная термообработка также включала нормализацию при 980 С и высокий отпуск. Из нижней части брусков изготовляли образцы толщиной 25 мм для испытаний на разрыв (ГОСТ 1497-73), ударную вязкость Опытно-промышленные плавки проводились на ОАО «Обуховский завод в электродуговых печах емкостью 7т с основной футеровкой. Разработку технологии выплавки стали проводили с учетом существующего на предприятии технологического процесса.
При выплавке стали перед завалкой металлической шихты на подину печи, с целью ускорения образования окислительного шлака, загружали 5-6% известняка; 1,2-1,5% железной руды и 0,4-0,5% плавикового шпата. Руду с плавиковым шпатом присаживали на слой известняка. В металлическую шихту вносили расчетное количество никеля, молибдена и меди. Плавление и окислительный период проводили в соответствии с принятой на предприятии технологической инструкцией. В электрический режим ведения плавки изменения не вносили.
После удаления окислительного шлака в печь вводили 0,10 -0,15% алюминия (на штанге), затем наводили новый шлак и одновременно присаживали в расплав ферросилиций (на 0,1% кремния), ферромарганец и феррохром (на среднее содержание марганца и хрома). Раскисление шлака проводили смесью молотого кокса, порошкового алюминия и плавикового шпата в количестве 0,3-0,5% (в соотношении 2:1:1) до содержания оксидов железа в шлаке не более 1% т.е до получения пористого, при затвердевании рассыпающегося в белый порошок шлака. Раскислители присаживались равномерно по всей поверхности ванны и выдерживали 20-30 мин. Температура металла перед выпуском составляла 1630-1650 С.
Окончательное раскисление стали проводили в печи чушковым алюминием, вводимым в металл на штанге из расчета 0,12-0,15%. После наполнения ковша на одну треть присаживался ферротитан, феррованадий, силикокальций (0,2%) и ферроцерий (0,1%).
Температура металла в ковше в процессе разливки составляла 1570- 1590 С . В середине разливки отбирали пробы на химический анализ и заливали металл в «земляные» клиновидные формы и формы изготовленные по выплавляемым моделям для определения механических свойств стали.
Для изучения механических свойств использовались стандартные пропорциональные образцы первого типа по ГОСТ 22706-77. Все испытания проводили по принятым для этих видов испытаний стандартов ГОСТ 1497-73, ГОСТ 1150-75, ГОСТ 22706-77, ГОСТ 9454-78, ГОСТ 22848-77.
В работе были использованы как стали промышленной плавки, в частности, материалы рабочего оборудования горнодобывающей техники после эксплуатации, так и опытные плавки, которые были выплавлены на ОАО «Ижорские заводы» в открытой высокочастотной индукционной печи с основной футеровкой. Температура стали при выпуске из печи 1600-1610 С, температура разливки около 1550 С. Предварительное раскисление в печи осуществляли 45 % ферросилицием. Для окончательного раскисления на дно ковша помещали 0,1 % А1 от массы металла. Разливка осуществлялась заполнением предварительно просушенных песчано-глинистых форм. Бруски подвергались гомогенизации при температуре 1100 - 1120 С, в течении 0,5 ч., закалке с температуры 890-920С с охлаждением в масле с последующим отпуском при температуре 200С и 600С.
В исследовании использовались микроскопы МИМ-8, ММР-2 и электронный микроскоп JSM-35. Влияния различных конструктивных и технологических факторов на хла-достойкость и трещиностойкость литого металла исследовали на обычных углеродистых сталях типа 20 -55Л и легированных - 12ХГФЛ, 30ХМЛ, 35ХМЛ, 38Х2Н2МЛ.
Исследование прямого микролегирования ванадием низкоуглеродистой стали в электродуговых печах
В работе [108] указывается на возможность ликвидации влияния первичной структуры путем выдержки стали при температурах выше 1200 С. Однако попытки ликвидировать участки межкристаллитного разрушения образцов стали базового состава, не дали положительного результата. Заготовки ударных образцов сечением 20x20 мм отжигали в при температурах 1150, 1200, 1250 и 1300 С в течении 13 часов, а затем термообрабатывали по режиму пробных отливок.
Время выдержки в соответствии с размерами заготовок, сокращали при нормализации до 2, а при отпуске до 5 часов. Первичная, так называемая грануляционная структура, с повышением температуры до 1200 С проявляется слабее, хотя полной её ликвидации не наблюдается. Дальнейшее повышение температуры гомогенизации не даёт существенных изменений характера разрушений ударных образцов. После гомогенизации при температуре 1200 С ударная вяз-кость при комнатной температуре увеличилась с 38 Дж/ см" до 43 Дж/ см"
Поскольку присадки алюминия позволяют получать глубоко раскисленную, спокойную сталь и эффективно предотвращают развитие ситовидной пористости, то алюминия следует применять в литой стали выбранной композиции при ограничении его остаточно содержания 004-0,06 %
Таким образом, как показали расчетные и экспериментальные исследования, эффект от обработки литых сталей ЩЗМ может быть достигнут только при глубоком раскислении стали алюминием и тщательном контроле его содержания в расплаве.
Содержание вредных примесей (серы и фосфора) относятся к числу наиболее важных факторов, определяющих хладостойкость литой стали [252-254]. Поэтому для обеспечения надёжной работоспособности отливок их содержание в стали должно быть не более 0,20 % каждого элемента. В работе были проведены промышленные исследования, на основании которых была разработана технология выплавки хладостойких сталей в электродуговых печах с основной футеровкой.
Опытные плавки проводились в 12 тонных дуговых электропечах в условиях Кировского завода. Выплавка стали 20Л по действовавшей технологии производилась методом полного окисления. Нижний предел содержания углерода по расплавлению составлял 0,50 %. В качестве окислителя применялась железная руда, основным шлакообразующим материалом являлся известняк. Шлак по расплавлению шихты удалялся и наводился новый для проведения окислительного периода. По достижению содержания углерода в расплаве 0,22-0,25% окислительный шлак удалялся и наводился новый присадками известняка, плавикового шпата или шамотного боя. После расплавления шлакообразующих и последующей выдержке до достижения содержания углерода 0,16-0,14% и температуры металла 1600-1610С производилось раскисление и легирование металла в печи марганцем и кремнием. Раскисление шлака осуществлялось молотым коксом в течение всего восстановительного периода. Окончательное раскисление производилось алюминием в печи перед выпуском и в ковше, средний расход которого составляет 3,0 кг/т жидкой стали.
Выплавку опытных плавок проводили по действующей технологии со следующими особенностями. В начале восстановительного периода после максимального удаления окислительного шлака осуществляли предварительное раскисление присадкой кускового алюминия (0,03-0,05 %). Затем вводились легирующие присадки ферромарганец, ферросилиций и др. из расчёта на среднее марочное содержание без учета угара, а после в печь давались шлакообразую-щие в количестве 2,5 -3,5 % массы расплава. После включения печи на полную мощность в плавящуюся шлаковую смесь присаживали порошок кокса или коксовую мелочь. В дальнейшем проведение плавки осуществлялось по действующей технологии с дополнительным раскислением шлака молотым 75% ферросилицием и силикокальцием, алюминиевой стружкой или порошком.
Кусковой алюминий для конечного раскисления из расчёта 1,5- 1,8 кг/т вводили в печь на штангах за 1-2 мин. до выпуска. Остальное количество алюминия 1,2-1,5 кг/т присаживали при выпуске стали в ковш на струю. При наполнении ковша примерно на 1/3 высоты вводилась комплексная лигатур (КБКА) с щелочно - земельными металлами из расчета 3.0 -3,5 кг/т. Технологические параметры плавок полученные по действующей и опытной технологиям представлены в таблице 3.3.
Исследование металла показало, что степень десульфурации при существующей технологии выплавки составляет не более 40 %. Поэтому концентрация S в контролируемых плавках составила 0,030-0,049%. В случае выплавки, стали по опытной технологии, степень десульфурации колебалась от 45 до 80%, и в среднем составила 60%.
Связь между исходным и конечным содержанием серы в металле опытных плавок представлена на рис.3.10а, из которого видно, что при исходном содержании серы в расплаве 0,050-0,070%) обеспечивается получение концентрации её в готовой стали не более 0,020%о.
Анализ химического состава печных шлаков восстановительного периода, позволил выявить связь между их основностью и содержанием в них оксида железа рис. 3.106.
Как следует из полученной зависимости основность шлака на уровне 2,5% и выше позволяет снизить содержание FeO в шлаке до уровня менее 1% за счет дополнительного раскисления его молотым 75% ферросилицием, силикокаль-цием и алюминиевым порошком или стружкой. Это обеспечивает более высокую степень десульфурации и позволяет гарантировать содержание серы в стали на уровне 0,020 %.
Концентрация остаточного алюминия в серийных плавках была на уровне 0,015 - 0,023%, а в металле опытных плавок 0,030 -0,070%. Содержание фосфора в опытных плавках составляло от 0,014% до 0.035%. Более высокая концентрация Р по сравнению с S объясняется недостаточной степенью окисления его в период плавления. Это может быть связано с поздней присадкой шлакообразующих в период плавления, недостаточным их количеством, нетщательным удалением шлака в конце окислительного периода и т.п.. Устранение отмеченных недостатков при дефосфорации позволяют обеспечить стабильное содержание фосфора на уровне 0,020%.
Исследования показали, что в случае выплавки по действующей технологии KCV"60 стали составляет всего 8-12 Дж/см2, а критическая температура хрупкости (Т50) + 8С. При выплавке стали по опытному варианту среднее значение KCV"60 составило 28 Дж/ см2, а Т50 - 11С.
Опыт технологии выплавки стали в электродуговых печах, был использован при разработке рекомендаций по технологии выплавки хладостойких сталей с гарантированной ударной вязкостью при минус 60С, включенных в ГОСТ 21357-87(Отливки из хладостойкой и износостойкой стали) [207].
Определение механических свойств, структуры и характера разрушения сложнолегированных сталей
Сопоставление диаграмм и осциллограмм разрушения образцов с острым надрезом показало, что увеличение уровня поглощенной энергии при ударном нагружении связано преимущественно с использованием большей (до 1,5 раза) максимальной нагрузки при близких значениях максимального прогиба. При более низкой температуре испытания в области вязко-хрупкого перехода уменьшается величина работы распространения трещины и возрастает вклад работы зарождения трещины.
При испытании образцов с трещиной были получены те же закономерности, что и для образцов с надрезом. Однако более высокий уровень поглощенной энергии при ударном нагру-жении образцов с трещиной связан, в основном, с увеличением деформации на стадии распространения трещины. Максимальная нагрузка на статически нагружаемый образец с трещиной в интервале вязко-хрупкого перехода имеет более высокие значения.
Влияние скорости нагружения на вид излома образцов дает более определенную картину. Так, независимо от остроты концентратора повышение скорости нагружения во всех случаях приводит к смещению интервала хладноломкости по виду излома в область более высоких температур.
В данной работе исследовалась возможность определения критической температуры хрупкости литых и деформированных сталей с помощью измерения скорости микропластической деформации [154].
В основе метода лежит положение о том, что хрупкое разрушение в материале развивается только в том случае, если рассеяния упругой энергии высоких локальных напряжений не происходит или если оно происходит с недостаточной скоростью. Мерой интенсивности рассеяния энергии в указанном методе является скорость микропластической деформации образца при напряжениях, меньших предела текучести материала.
Как известно, даже при нагружении металла в упругой области может развиваться неоднородная пластическая деформация у микронеоднородностей структуры: неметаллических включений, выделений второй фазы, границ зерен и т.п. [155]. Проявление микропластической деформации связано с существованием границ раздела между элементами структуры. Различие в деформации смежных элементов структуры и необходимость их сопряжения по границам раздела обусловливают концентрацию напряжений и специфику пластической деформации в приграничных зонах. Неоднородное течение металла в микрообъемах приводит к общей микропластической деформации образца, что позволяет при наличии соответствующей аппаратуры (см. главу 2) осуществлять измерение не только степени деформации, но и скорости деформации в режиме кратковременной низкотемпературной ползучести материала.
Анализ температурной зависимости спектров скоростей деформации образцов разных сталей показал, что микропластическая деформация развивается неодинаково при разных температурах. Существуют интервалы температур в которых микропластическая деформация имеет ярко выраженный максимум (пик) рис. 3.31. температурной зависимости скорости микропластической деформации образца стали 20ГТЛ при а = 250 (1) и 130 (2) МПа . При температурах ниже этой области деформация и скорость ее малы, т.е. процессы, выравнивающие локальные напряжения, практически не протекают.
При более высоких температурах они протекают весьма быстро и основная часть деформации реализуется уже при нагружении, а измеряемая скорость соответствует участку кривой затухающей ползучести.
В том и другом случае измеряемые на одинаковой временной базе значения скорости микропластической деформации существенно ниже, чем при температуре пика, названной нами критической температурой релаксации (Ткр).
Физически Тк.р можно представить как температуру, при которой механизм релаксации микроупругих напряжений путем ползучести сменяется на механизм релаксации путем образования хрупких микротрещин. Таким образом, Тк.р отмечает температуру начала охрупчивания материала, т. е. момент исчерпания пластичности в микрообъемах и появления микротрещин и может являться критерием критической температуры хрупкости стали. При температурах выше Тк.р материал можно считать вполне надежным. В этом случае скорость релаксации процессов (локальная пластическая деформация) достаточно велика и разрушение происходит по микровязкому механизму. Надежность материала при температурах более низких, чем Тк.р, определяется, по-видимому, в основном его структурными параметрами и зависит от реализации того или иного микромеханизма хрупкого разрушения.
Поскольку зарождение хрупких трещин обуславливается скоплением дислокаций у дефектов кристаллической решетки, то температуру Тк.р при которой резко изменяется скорость протекания процессов дислокационной перестройки материала, можно считать характеристической температурой этих процессов.
Исследование влияния внешних факторов на спектры скоростей микропластической деформации сталей различных классов показало следующее. С изменением времени измерения скорости от начала нагружения образца изменяется положение кривой по оси ординат; поскольку ползучесть затухает во времени, положение пиков при изменении времени на порядок изменяется незначительно (в пределах 1-2С). Аналогичный результат наблюдается и при небольшом изменении напряжений, если они остаются значительно меньшими предела текучести. Изменение знака нагрузки и состояние поверхности также не сказываются на Тк.р (рис. 3.32).
