CC BY
87
Влияниепервичной литой структуры жароизносостойких железоуглеродистых... Колокольцев В.М., Г ольцов А. С., Синицкий Е.В.
ных составов образуется большое количество карбидных фаз, и эффект влияния количества, среднего рас -стояния между карбидами на коррозионную стойкость становится более ощутимым и преобладающим, несмотря на повышение способности пассивироваться.
Чугун состава ИЧ270Х24НТБР обладает максимальной износостойкостью (Ки, ед.) и твердостью (Ж.С) в литом состоянии. Коэффициент износостойкости ИЧ270Х25НТБР составляет 2,31 ед. при значениях твердости для сырой ПГФ 53,9 ед. ЖС (табл. 6).
По результатам сравнительной оценки выбранных марок сталей и КЛБЧ установлены сопоставимые показатели коррозионной стойкости в среде соляной кислоты. Выявлена большая на 30%, чем у сталей сопротивляемость КЛБЧ истиранию за счет большей твердости и износостойкости.
Меньшая износостойкость стали, по сравнению с чугунами, объясняется тем, что меньшее содержание углерода не обеспечивает образование достаточного количества карбидов и при износе на матрицу переносится большая часть воздействия абразив ных частиц [6].
Кроме того, согласно мировым ценам на ферросплавы цена легирующего комплекса КЛБЧ, необходимого для производства 1 т расплава, более чем в 2 раза ниже в сравнении с производством исследованной высоколегированной стали (рис. 7).
Таким образом, проведенные исследования показывают эффективность замены литейных сталей на белые комплексно-легированные чугуны для изготовления отливок, работающих в условиях износа и коррозионных сред.
Список литературы
1. РиХосен, Ри Э.Х. Комплексно-легированные чугуны специального назначения. Владивосток: Дальнаука, 2000. 287 с.
2. ЦыпинИ.И. Белые износостойкиечугуны. М.: Металлургия, 1983. 176 с.
3. Бирке Н., Майер Дж. Введение в высокотемпературное окис-
Таблица6
Свойства железоуглеродистых сплавов
Марка сплава Ки, ед. Кг, мм/год HRC, ед.
ИЧ270Х 24НТБР 2,31 0,6 53,9
40Х 24Н12СЛ 1,85 0,3 10
ление металлов. М.: Металлургия, 1987. 184 с.
4. Влияние легирующих элементов на жаро- и коррозионную стойкость низкоуглеродистого белого чугуна / Э.Х. Ри, А.С. Рабзина, В.М. Колокольцев, Е.Б. Кухаренко, С.В. Дорофеев // Литейное производство. 2006. № 7. С. 5-8.
5. Специальныечугуны. Литье, термическая обработка, механические свойства: учеб. пособие / В.М. Колокольцев, Е.В. Пет -роченко, В.П. Соловьев, С.В. Цыбров; под ред. В.М. Коло-кольцева. Магнитогорск: ГОУ ВПО «МГТУ», 2009. 187 с.
6. Брялин М.Ф., Колокольцев В.М., Гольцов А.С. Повышение эксплуатационных свойств отливок изжароизносостойких хромомарганцевых чугунов // Вестник МГТУ им. Г.И. Носова. 2007. № 4. С. 22-26.
Bibliography
1. Ri Khosen, E. Kh. Ri. Complex-alloying cast irons of special purpose. Vladivostok: Dalnauka, 2000. 287 p.
2. Tsypin I.I. White wear resistance cast iron. M.: Metallurgy, 1983. 176 p.
3. Birks N., Mayer J. Introduction to high-temperature oxidation of metals. M.: Metallurgy, 1987. 184 p.
4. Influence of alloying elements on the heat-and corrosion resistance of low carbon white cast iron / E.Kh Ri, A.S. Rabzina, V.M. Kolokoltsev, E.B. Kukharenko, S.V. Dorofeev // Foundry. 2006. № 7. P. 5-8.
5. A Specially cast irons. Casting, heat treatment, mechanical properties: the manual / Kolokoltsev V.M., Petrochenko E.V., Solovev V.P., Tsybrov S.V.; Edited by V.M. Kolokoltsev. Magnitogorsk: SEI HPE Magnitogorsk State Technical University, 2009. 187 p.
6. Bryalin M.F., Kolokoltsev V.M., Goltsev A.S. The improvement of heat and wear - resisting Cr-Mn iron casting properties. Vestnik MSTU named after G.I. Nosov. 2007. № 4. P. 22-26.
УДК 621.777:621.771.22
Сидельников С.Б., Довженко Н.Н., Ворошилов Д.С., Первухин М.В., Трифоненков Л.П,
Лопатина Е.С., Баранов В.H., Галиев Р.П
ИССЛЕДОВАНИЕ СТРУКТУРЫ МЕТАЛЛА И ОЦЕНКА СВОЙСТВ ОПЫТНЫХ ОБРАЗЦОВ ИЗ СПЛАВА СИСТЕМЫ AL-P3M, ПОЛУЧЕННЫХ СОВМЕЩЕННЫМИ МЕТОДАМИ ЛИТЬЯ И ОБРАБОТКИ ДАВЛЕНИЕМ
Для производства электропроводов, работающих при повышенных температурах, широко применяются сплавы алюминия с различным содержанием редкоземельных металлов (РЗМ). Технология производства длинномерных изделий из таких сплавов характеризуется высокой энерго- и трудоемкостью. При этом на различных этапах деформации металла возможно обра-
зование дефектов, которые приводят к нарушению технологического режима, что не позволяет производить такие деформированные полуфабрикаты с высокой производительностью. В то же время разработаны технологии непрерывной обработки алюминиевых сплавов, основанные на совмещении операций лигья, прокатки и прессования [1, 2], и проведены исследования
режимов нагрева и деформации металла, а также конструкций прессового инструмента [3, 4]. В данной работе приведены результаты использования таких технологий на установках совмещенной обработки для получения длинномерных изделий из сплава системы ЛІ-РЗМ.
Для проведения опытов по получению прутков из экспериментального сплава, содержащего в мае.%: 5,0 РЗМ; 0,12 меди; 0,22 железа; 0,01 марганца; 0,24 кремния; алюминий - остальное, была использована экспериментальная установка совмещенной обработки (рис. 1), параметры которой приведены в табл. 1.
Спроектированная установка обеспечила проведение ряда экспериментов по изучению влияния раз-
Таблица 1 Технические характеристики установки
Параметры Единицы измерения Значения
Диаметр валка мм 200
Диаметршейки вала мм 100
Количество оборотов валка: минимальное об/мин 4
максимальное 14
Передаточное число
редуктора 40
М ощностьэлектродвигателя кВт 40
Длина бочки валка мм 240
Рис. 1. Схемаустановки совмещенной обработки:
1 - печь для нагрева заготовок или получения расплава; 2 - заливочное устройство; 3 - вапок с выступом; 4 - вапок с канавкой; 5 - гидроцилиндр;
6 - плунжер; 7 - подставка; 8 - месдоза под матричным блоком; 9 - опора матричного блока; 10 - месдозы под нажимными винтами; 11 - нажимной винт; 12 - матрица; 13 - подшипники скольжения; 14 - штурвал- шестерня;
15 - тензометрическая аппаратура; 16 - опоры; 17 - расплав металла;
18 - матрицедержатель; 19 - станина; 20 - манометр; 21 - двухпозиционный гидрораспределитель сручным управлением; 22 - ручной насос МР01/1;
23 - емкость с маслом
меров поперечного сечения калибра на силовые условия процесса при варьировании параметров обработки. Рабочая клеть установки представляла собой две стальные станины закрытого типа, скрепленные между собой стяжными болтами и смонтированные на общем основании с двигателем, коробкой передач, редуктором и шестеренной клетью. В подушках на бронзовых подшипниках скольжения были установлены валы, на которых смонтированы рабочие валки с закрытым ящичным калибром, имеющем размеры в наименьшем сечении 14*7 мм. Рабочий инструмент был изготовлен из стали 5ХНМ с твердостью ЖС 48-52. Установка зазора между валками производилась с помощью шестерни через систему зубчатых передач, позволяющую производить совместное и раздельное вращение нажимных винтов.
Исследования проводили на опытных образцах, изготовленных по двум вариантам технологии совмещенной обработки:
- из литой заготовки, полученной с помощью электромагнитного кристаллизатора, с применением способа совмещенной прокатки-прессования (СПП);
- из расплава металла с применением способа совмещенного лигья и прокатки-прессования (СЛИПП).
Для литых заготовок, полученных с помощью электромагнитного кристаллизатора (ЭМК), проводили ис-следования микроструктуры и оценку уровня механических свойств, варьируя при этом скорость лигья и диаметр заготовки. Во всех образцах (рис. 2, 3) микроструктура представляет собой дендригы алюминиевого твердого раствора (светлый фон) и эвтектику (а+А^М) (темный фон); М -мишметалл, в состав которого входят церий и лантан. Проводили микроструктурный анализ слитков диаметрами 17, 10 и 5 мм при скорости лигья 7 мм/с (см. рис. 2), при этом наблюдается тенденция к уменьшению размеров дендритных ячеек и получению более равномерной структуры с уменьшением диаметра слитков.
Структура литого прутка диаметром 5 мм наиболее однородная и дисперсная (рис. 2, в), при этом достигаются наиболее высокие прочностные характеристики. С уменьшением диаметра слитка возрастают прочностные свойства, снижаются пластические, а микротвердость изменяется в небольших пределах (табл. 2).
На следующем этапе ис -следовали влияние скорости лигья на структуру и свойства слитков диаметром 13 мм, ко-
торые получали со скоростями 4,8, 7, 8,5 мм/с. Установлено, что увеличение скорости лигья в меньшей степени влияет на размер дендритной структуры, но при этом наблюдается некоторое ее измельчение (см. рис. 3). Наиболее однородное и мелкое дендритное строение наблюдается в слитке, полученном со скоростью 8,5 мм/с (рис. 3, в). С увеличением скорости лигья при получении слитков возрастают прочностные свойства, несколько снижаются пластические, а микротвердость остается примерно на одном уровне (см. табл. 2).
Таким образом, исследования показали, что качество структуры и уровень свойств зависит от диаметра слитков и скорости их получения. Уменьшение диаметра слитка и увеличение скорости лигья должны привести к улучшению структуры металла, повышению прочностных свойств и обеспечить достаточные пластические свойства и твердость.
Для проведения опытов по первому варианту технологии с использованием литой заготовки была разработана следующая методика. В электрической печи сопро-
тивления одновременно нагревались несколько заготовок до нужной температуры (480-550°С) и выдерживались 10-15 мин. Температуру нагрева заготовок контролировали хромель-алюмелевой термопарой и потенциометром КСП-3. Одновременно осуществляли нагрев валков до максимальной температуры 80-100°С при помощи специальной печи 2 (см. рис. 1), выполненной в виде кожуха по форме валков и снабженной нихромовыми нагревателями. После нагрева заготовок и валков до необходимой температуры приводили во вращение валки установки со скоростью 4 или 8 об/мин.
Эксперименты проводили в следующей последовательности. После того, как произошел захват заготовки валком с выступом 3 (см. рис. 1) ивалкомс канавкой 4, тензометрическая аппаратура 15 фиксировала силу, оказываемую металлом на валки с помощью месдоз 10. Далее металл попадал в калибр и достигал матрицы 12, смонтированной на матрицедержателе 18. С помощью гидроцилиндра 5 матрица была плотно поджата к валкам, при этом металл заготовки, заполнив калибр, выдавливался через калибрующее отверстие матрицы в виде прутка диаметром 5,7 и 9 мм. Сила на матрице фиксировалась тензометрической аппаратурой с использованием месдозы 8. После того, как процесс прокатки-прессования заканчивался, его повторяли, изменяя при этом скорость прокатки.
Тарировку месдоз осуществляли на вертикальном гидравлическом прессе усилием 0,3 МН. На основе полученного тарировочного графика при помощи средств графического пакета АЦТОСАО был создан программный модуль, который позволял расшифровать полученные осциллограммы.
Таблица 2
Свойства слитков из экспериментального сплава
Параметр а в, МПа 5, % Ф, % HV, кгс/мм2
Диаметрслитка, мм 17 205,31 9,24 10,15 54,28
10 211,96 5,64 6,15 61,26
5 235,90 4,69 5,8 56,36
Скорость литья, мм/с 4,8 198,75 11,1 8,27 56,20
7 216,28 10,58 10,95 58,22
8,5 226,36 9,19 16,19 55,80
JmSs® • т ■-' ■■ ■ : -
іЛзЙ.4¿ У ijk* Лг' \ t - Vr’ Л . *. Т
ІДРРнвМж' ';ц-- 1 І
, V.
’■ iS ■ щ
; /• . .
. ■■ ■'
Рис. 2. Микроструктура слитков из экспериментального сплава: а - диаметр 17 мм; б - 10 мм; в - 5 мм
Рис. 3. Микроструктураслитков из экспериментального сплава, полученных со скоростью литья:
а - 4,8 мм/с; б - 7 мм/с; в- 8,5 мм/с
Для проведения опытов по второму варианту технологии с использованием заливки расплава металла в калибр валков была разработана следующая методика. В печи-миксере 1 приготавливался расплав при температуре 750 и 780°С. Температуру нагрева расплава контролировали хромель-алюмелевой термопарой и потенциометром КСП-3. Затем приводили во вращение валки установки со скоростью 4 пли 8 об/мин и заливали рас -плав в калибр валков. Далее металл заполнял калибр валков, кристаллизовался, распрессовывался и выдав -лпвался в виде прутка диаметром 5, 7 и 9 мм. Энергосиловые параметров процесса (сила, действующая на валки Рвал, и сила, действующая на матрицу Рматр) приведены в табл. 3. Варьируемыми параметрами являлись температура нагрева заготовки Т, коэффициент вытяж-
Таблица 3
Результаты исследований энергосиловых параметров экспериментального сплава по первому варианту технологии
Параметры
^=0,74 с-
^=1,49 с-1
Р вал,
кН
матр,
кН
Р вал,
кН
матр,
кН
Т=480° С
М=6,8
452,34
267,07
410,21
225,17
_Ё=
484,02
298,02
453,79
255,65
М=15,7
539,28
367,42
502,54
333,11
Т=550° С
д=6,8
339,85
230,9
311,87
187,51
.Ё=
368,84
254,15
346,59
215,69
М=15,7
371,37
315,17
350,15
269,46
Таблица 4
Механические свойства горячепрессованных прутков
Параметры Т=480°С Т=550°С
9 мм 7 мм 5 мм 9 мм 7 мм 5 мм
с- 4 ,7 0, ав, МПа 142,43 160,82 167,82 154,59 156,95 169,3
5, % 19,75 18,38 14,84 27,56 18,73 15,38
с- 9 ав, МПа 136,03 149,07 153,36 146,62 153,86 165,35
5, % 26,67 22,86 16,35 29,03 22,12 17,67
'<* .V.' у,*
ЪиФ;. -
Ъ ' ■■'■г
х 1000
Рис. 5. Микроструктураполуфабрикатовпритемпературезаготовки 550° С и скорости деформации £ = 0,74 с-1, диаметры: а - 9 мм; б - 5 мм
ки при прессовании ц и скорость деформации £.
Как видно из экспериментальных данных силы на валках и матрице увеличиваются с ростом коэффициента вытяжки, что является результатом увеличения объема деформируемого металла с повышением сте-пени деформации по мере заполнения пространства металлом между валками и матрицей. Анализ зависимостей энергосиловых параметров показал, что с увеличением температуры нагрева заготовки силы на валках и матрице уменьшаются, что соответствует общепринятым законам теории ОМД. Также было установлено, что с ростом скорости деформации, силы на валках и матрице снижаются, что объясняется тем, что процессы разупрочнения с ростом температуры деформационного разогрева являются преобладающими по сравнению со скоростным упрочнением.
Микроструктура деформированных образцов приведена на рис. 5. Следует отметить, что в структуре деформированного образца сохраняется дендритное строение, но наблюдается определенная направленность структурных составляющих.
Механические свойства горячепрессованных прутков (временное сопротивление разрыву ав и относительное удлинение 5) приведены в табл. 4.
Из таблицы видно, что изменение технологических параметров сказалось на механических свойствах. С увеличением скорости деформации увеличивается пластичность прутков. Также пластические характеристики увеличиваются с ростом температуры заготовки, что соответствует общепринятым законам ОМД. В среднем временное сопротивление разрыву горячепрессованных прутков составляет в среднем 140-170 МПа, относительное удлинение 15-30 %.
Было изучено также влияние температуры и скорости деформации на структуру и свойства горячепрессованных прутков, полученных по второму варианту методом совмещенного литья и прокатки-прессования (СЛИПП). Прутки получали при температурах расплава 750 и 780°С и скоростях деформации ^=0,74 и 1,49 с-1. Структуры полуфабрикатов представлены на рис. 6 и 7.
Полученная структура неоднородна. Деформация при температуре 750°С с разными скоростями приводит к формированию сильно отличающийся структуры в крайних зонах прутков и центральных частей. В крайних зонах наблюдается однородное распределение мелких частиц по твердому раствору (см. рис. 6). В центральных зонах наблюдаются светлые участки а твердого раствора и темные участки эвтектики (а+А^М).
При температуре 780°С неоднородность в различных слоях прутков менее выражена (см. рис. 7). В прутках диаметром 5 мм наблюдаются крупные частицы с размерами от 9*3 до 15*7 мкм. Скорее всего, это связанно с большими скоростями охлаждения металла и высокими степенями
•
деформации. Наиболее оптимальная структура прутков получается при температуре деформации 780°С и скорости 1,49 с-1.
Энергосиловые параметры процесса СЛИПП приведены в табл. 5.
Механические свойства горячепрессованных прутков диаметром ё=5, 7 и 9 мм, полученных методом СЛИПП при различной скорости деформации и температуре расплава Т=750°С и Т=780°С, приведены в табл. 6.
Из таблицы видно, что временное сопротивление
разрыву прутков, полученных по методу СЛИПП, составляет в среднем 190-250 МПа, а относительное удлинение - 9-14 %.
При сравнении механических свойств пресс-изде-лий, полученных по разным вариантам технологии, установлено , что более пластичны прутки, полученные мето -дом СПИ. Это может быть объяснено тем, что однородное мелкозернистое строение заготовки из ЭМК благоприятно сказывается на пластичности на более поздних этапах деформирования. При реализации процесса СЛИПП полученные прес с-изделия имеют меньшую
х 500
Рис. 6. Микроструктура прутков, полученных методом СЛИПП при температуре 750°С, диаметры: а, б - 9 мм; в, г - 7 мм; д, е - 5 мм; скоростьдеформации: а, в, д - 0,74 с-1; б, г, е - 1,49 с-1
X 500
Рис. 7. Микроструктураполуфабрикатов, полученных методом СЛИПП при температуре 780°С, диаметры: а, б - 9 мм, в, г - 7 мм; д, е - 5 мм, скоростьдеформации: а, в, д - §=0,74 с-1; б, г, д - §=1,49 с-1
пластичность, однако их прочностные характеристики выше. Это позволяет с помощьюпоследующейхолоднэй деформации при производстве, например проволоки, получить достаточно высокий уровень прочностных свойств (временное сопротивление разрыву может достигать 270-300 МПа).
Замеры электросопротивления на горячепрессованных прутках, полученных по различным технологиям, показали, что значения этого параметра находятся в пределах 0,031-0,033 Ом м/мм2.
Таким образом, в результате проведенных исследований установлено влияние режимов совмещенной обработки на свойства и структуру пресс-изделий из сплава системы Al-РЗМ. Полученные количественные оценки механических свойств, энергосиловых характеристик и закономерности их изменения в зависимости от параметров обработки использованы при создании конструкций оборудования и разработке технологических режимов получения длинно мерных изделий из исследуемых алюминиевых сплавов.
Работа выполнена в рамках реализации государственной поддержки развития кооперации и использования субсидий ФГАОУ ВПО «Сибирский федеральный университет» и ООО «РУСАЛ ИГЦ», совместно выполняющих в рамках договора с Минобрнауки России комплексный проект по созданию высокотехнологичного производства по теме «Разработка технологии получения алюминиевых сплавов с редкоземельными, переходными металлами и высокоэффективного оборудования для производства электротехнической катанки».
Список литературы
1. Сидельников С.Б., Довженко H.H. Загиров H.H. Комбинированные и совмещенные методы обработки цветных металлов и сплавов: монография. М.: МАКС Пресс, 2005. 344 с.
2. Повышение эффективности производства профилей из алюминиевых сплавов на основеуправлениятепловыми условиями процесса прессования / БеляевС.В., Довженко H.H., Сидельников С.Б. и др. // Журнал Сиб. фед. ун-та. 2009. № 4. С. 418-426.
3. Разработка устройств и технологиидля получения проволоки из труднодеформируемых алюминиевых сплавов с применением методов совмещенной обработки / Сидельников С.Б., Довженко H.H., Соколов P.E. и др. // Вестник МГТУ им. Г.И. Носова. 2009. № 4. С. 30-34.
4. Выбор оптимальных зазоров в калибре при совмещенной прокатке-прессовании / БеляевС.В., Довженко H.H., Сидельников С.Б. идр. // Журнал Сиб. фед. ун-та. 2010. № 3. С. 411-420.
Таблица 5
Результаты исследований энергосиловых параметров экспериментального сплава по методу СЛИПП
Параметры T=750°C T=780° С
ц.=6,8 ц.=8 м=15,7 ц.=6,8 ц.=8 м=15,7
О г-^ О Р вал, кН 372,5 384,3 397,28 339,85 368,84 371,37
Р матр, кН 387,07 445,84 559,36 358,9 402,15 493,17
Ç= 1,49 c-i Р вал, кН 350,21 376,79 382,54 311,87 346,59 350,15
Р матр, кН 377,6 425,65 539,11 339,51 368,36 469,46
Таблица 6
Механические свойствапрутков, полученных методом СЛИПП
Параметры T=750°C T=780° С
d=9 мм d=7 мм d=5 мм d=9 мм d=7 мм d=5 мм
£= 0,74 c-1 ив, МПа 212,37 237,92 253,27 212,78 232,55 241,92
б, % 13,34 13,49 12,82 13,53 12,8 11,86
£= 1,49 c-1 ав, МПа 198,58 226,01 246,78 191,56 218,45 231,72
б, % 10,2 10,52 9,64 11,72 10,62 10,29
Bibliography
1. Sidelnikov S.B., Dovjenko N.N., Zagirov N.N. Combined and complex methods of forming of non-ferrous metals and alloys: monograph. M.: MAX Press, 2005. 344 p.
2. Increasing production efficiency of profiles made of aluminum alloys based on control the termal conditions of extruding process / Belyaev S.V., Dovjenko N.N., Sidelnikov S.B. etc. // Magazine of Siberian Federal University. 2009. № 4. P. 418-426.
3. Development of devices and technology for receipt wire made of hardly deformed aluminum alloys using methods of combined treatment / Sidelnikov S.B., Dovjenko N.N., Sokolov R.E. etc. // Vestnik of MSTU named after G.I. Nosov. 2009. № 4. P. 30-34.
4. Choosing the best clearance in the calibers during combined rolling-extruding / Belyaev S.V., Dovjenko N.N., Sidelnikov S.B. etc. // Magazine of Siberian Federal University. 2010. № 3. P. 411-420.
