CC BY
21
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ
ТЕХНОЛОГИЯ
Назначение режимов поверхностной закалки с использованием концентрированных источников нагрева
В.В. ИВАНЦИВСКИЙ, доцент, канд. техн. наук,
В.Ю. СКИБА, аспирант, Н.П. СТЕПАНОВА, магистрант, НГТУ, г. Новосибирск
Эксплуатация многих деталей машин происходит в условиях многофакторного внешнего воздействия. Одним из условий повышения эксплуатационных свойств таких деталей является формирование в поверхностном слое, как наиболее нагруженном, структуры с высокой прочностью и вязкостью. Поэтому поверхностная закалка по-прежнему остается одним из приоритетных методов упрочнения поверхностных слоев деталей машин, Следует отметить, что наиболее распространенным способом поверхностной закалки являлась закалка токами высокой час"оты (ТВЧ). Обеспечение требуемого качества закаленного поверхностного слоя зависит, прежде всего, от режимов обработки.
В настоящее время имеется много экспериментальных данных, по которым устанавливается зависимость температуры закалки сталей от средней скорости нагрева в области фазовых превращений, предложенной в свое время в качестве основного фактора, определяющего режим нагрева [1]. Для каждой стали имеется в зависимости от скорости нагрева некоторый интервал температуры, закалка от которой обеспечивает удовлетворительную структуру мартенсита. В работе |2] приведены диаграммы преимущественных режимов закалки, в основу которых положены данные измерения твердости закаленной поверхности. На этих диаграммах нанесены кривые равной твердости. Между двумя средними кривыми находятся режимы закалки (температура и скорость нагрева), обеспечивающие получение наилучших свойств закаленного слоя. Учитывая, что на практике не всегда можно обеспечить равномерный нагрев изделия и выдержать в пределах закаливаемой зоны жесткий режим нагрева, на диаграммах приведен более широкий интервал температур закалки, ограниченный двумя крайними кривыми. Таким образом, выделяются дополнительно две зоны: зона закалки с несколько заниженной температурой и зона небольшого перегрева. Однако в обоих случаях после закалки получается достаточно высокая твердость, свидетельствующая о получении удовлетворительной структуры закаленного слоя.
Диаграммы преимущественных режимов при всем удобстве их построения и пользования не дают возможности правильно установить верхнюю границу интервала температур закалки. Если недогрев, связанный с сохранением после закалки в структ/ре участков исходной структуры, приводит к резкому снижению твердости, то перегрев обнаруживается в первую очередь по микроструктуре, а твердость может сохраниться или снизиться в пределах нормы. В связи с этим предпочтительнее диаграммы, построенные на основе анализа микроструктуры закаленного слоя [3].
Выбирая по тем или иным диаграммам реж^м нагрева, нужно учитывать, что требуемая температура закалки должна быть достигнута на заданной глубине от поверхности. В практике закалки токами высокой частоты для назначения режимов обработки широкое применение нашли номограммы, связывающие удельную мощность и время нагрева с глубиной упрочнения.
С появлением новых концентрированных источников
№ 3 (28) 2Э05
нагрева (лазер, плазма, электронный луч, высокоэнергетический нагрев ТВЧ) задача назначения режимов обработки вновь приобрела актуальность, так как данные источники позволяют реализовать гораздо более высокий уровень удельных мощностей нагрева и воспользоваться предыдущими наработками не представляется возможным. Кроме то'о, нагрев с использованием концентрированных источников характеризуется высокими скоростями нагрева (десятки и даже сотни тысяч °С/с), что существенным образом изменяет кинетику структурно-фазовых превращений в сталях.
В работе [1] для установления температуры полной закалки при быстром нагреве предложено использование теории подобия. Эта теория приемлема при условии, что процесс превращения лимитируется только скоростью диффузии углерода. Выведено уравнение, связывающее скорости нагрева \/м и \/и1 и температуры Т и Т, через критерий подобия Пу = \/н / Ун1.
Расчетная формула имеет вид
Т,2е кТ1 =ПуТ2е~кТ'
- где < - постоянная Больцмана.
Поскольку расчет сделан при условии, что процесс лимитируется только скоростью диффузии углерода, использование его дает хорошие результаты в том случае, если сравниваются температуры закалки 900 °С и выше, соответствующие достаточно высоким скоростям нагрева. При более низких температурах скорость превращения определяется не только коэффициентом диффузии, но и разностью концентраций углерода в аустените.
Однако в работе [4] отмечается, что данные о средней скорости нагрева в области фазовых превращений и конечной температуры весьма приблизительно характеризуют температурно-временные условия фазовых превращений при аустенитизации стали. Так, образцы из стали 45 диаметром 30 мм были подвергнуты поверхностной закалке после индукционного нагрева током частотой 8000 Гц. При этом были выбраны два режима, обеспечивающие нагрев в области фазовых превращений по двум термическим кривым: выпуклой 1 и вогнутой 2 при совершенно одинаковом нарастании температур до начала фазовых превращений (рис.1). Для достижения температуры соответствующей точке А при нагреве как по выпуклой, так и по вогнутой кривой формально имеют место равноценные режимы, так как конечная температура и средняя скорость нагрева в области фазовых превращений для обоих случаев одинаковы. Однако эти два режима не являются эквивалентными. При нагреве до температуры 1100 °С сэ средней скоростью 75 °С/с по выгуклой кривой общая глубина закаленного слоя составляет 8,4 мм, глубина по мартенситу 6,3 мм, а при нагреве по вогнутой кривой общая глубина упрочнения составляет 6,6 мм, а по мартенситу 5,2 мм (т.е. отличаются примерно на 20...30 %). Оптимальнь-ми температурами нагрева под закалку образцов стали 45,
22
*
ТЕХНОЛОГИЯ
обеспечивающими получение безыгольчатого мартенсита, является для выпуклой кривой 915 °С, а для вогнутой кривой 870 °С.
Исходя из этого можно сделать вывод, что протекания фазовых превращений, а следовательно, получаемая структура и глубина закалки, а также размер зерна аусте-нита зависят от интегрального температурно-временного действия нагрева на структуру стали и поэтому зависят от формы термической кривой.
Т,°С
1000
800
600
400
200
0 2 4 6 X, С
Рис.1. Влияние формы термической кривой на протекание фазовых превращений
В связи с трудностью контроля температур и скоростей нагрева, для назначения режимов упрочнения с использованием концентрированных источников энергии широкое распространение получило математическое моделирование температурных полей и структурно-фазовых превращений в материалах [5]. Этот подход для назначения режимов упрочнения при использовании концентрированных источников энергии является наиболее оптимальным, но результаты, представленные в литературных источниках, носят частный характер и применимы для конкретных источников и обрабатываемых материалов.
Как и при любом другом методе упрочнения, связанном с термическим воздействием на металл, ряд показателей качества упрочненного слоя (глубина, твердость, знак и величина остаточных напряжений) будет определя-ься составом структур и характером их распределения по глубине материала. В свою очередь, тип формируемых структур зависит от параметров термических циклов, реализуемых в поверхностных слоях материала в процессе обработки: скорости нагрева в интервале температур фазовых переходов \/н, скорости охлаждении в интервале температур наименьшей устойчивости аустенита \/01 и в интервале температур мартенситного образования максимальной температуры Ттах и времени нахождения материала при температурах фазовых переходов т„ (рис.2).
Исходя из этого, режимы обработки следует назначать таким образом, чтобы обеспечить в поверхностных сгоях материала необходимые термические циклы с заданными параметрами. Очевидно, что численные значения парамет-
Рис. 2. Кинетическая кривая нагрева и охлаждения стали в процессе закалки
ров термических циклов определяются величиной энергии и характером ее распределения в материале. Поэтому для облегчения этапов проектирования таких технологических процессов связь параметров термических циклов с режимами обработки и характеристиками качества поверхностного слоя может быть выражена посредством интегральной температурно-временной характеристики Б, объединяющей в себе все перечисленные параметры термических циклов. Так процесс образования аустенита будет протекать в период времени т„ = Х3 - Х1 (рис.2) независимо от того, имеет ли термическая кривая восходящий или нисходящий характер в данный период времени. Это значит, что суммарное время Т„ и температуры, при которых происходит процесс аустенитизации, можно охарактеризовать величиной площади (ЭАВС), ограниченной сверху кривой нагрева, а снизу прямой, соответствующей температуре АС1.
V
5 = |т(т)с1т-АС1(тз-т1).
Физический смысл этой характеристики становится понятным из зависимости
8=аЯт,
- где О - энергия, Дж, Рт - термическое сопротивление материала, °С с/Дж.
На основании вышеизложенного нами предлагается использовать в качестве технологических режимов нагрева при непрерывно-последоватнльном способе обраби I ки три основных параметра: размер источника, скорость его перемещения относительно детали и удельную мощность нагрева. При этом основным критерием назначения режимов является интегральная температурно-временная характеристика. Нами было осуществлено моделирование температурных полей и структурно-фазсвых превращений в материале при электронно-лучевой обработке в атмосфере и высокоэнергетическом нагреве ТВЧ [6,7,8] в диапазоне удельных мощностей нагрева (2...3)-108 Вт/м2. В результате моделирования, а также на основе экспериментальных исследований был установлен диапазон значений характеристики Э, обеспечивающей полную аустенитизацию слоя стали, в котором реализуется данный термический цикл, с разбросом по содержанию углерода в аустените 0...7 % (рис. 3). Данная зависимость справедлива для режимов обработки, реализующих диффузионный механизм образования аустенита при использовании любых концентрированных источников нагрева.
№ 3 (28) 200ЯН123
4«
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ
ДОМЕННЫЕ ПРОЦЕСС:
Рис. 3. Зависимость интегральной температурно-временной характеристики от процентного содержания углерода в стали
Т,°С 1200 1000
800 727 600
1
/ /А .3
У
V
О 5,2 10,4 1Ь,Ь 2и,а 21,5 26,8 32 3^,2 42,4 47,6
Т/10"3 С
Рис. 4. Термические циклы при нагреве стали У8 электронным лучом в атмосфере (Бне вакуума): 1 - як=25,95-107 Вт/м2, ^=1,768 мм, \/и=55 мм/с, Т^ = 1233 °С, Тв=0,046 с, \/н=49100 °С/с; 2 - яи=23.8 Ю7 Вт/м2, с!и=1,916 мм, Уи = 60 мм/с, Т™ = 1196 °С, Тв =0.052 с, Уи=36370 °С/с; 3 - яи=16,4 Ю7 Вт/м2, с!и=1,916 мм, Уи=40 мм/с, Т™, = 1110 °С, Тв =0.055 с, V =21240 °С/с.
На рис. 4 представлены три различных термических цикла, реализованных в поверхностном слое материала при нагреве электронным лучом в атмосфере, которые имеют разные численные значения параметров термических циклов, но одинаковую характеристику Б = 11,1 °С-с. С точки зрения завершенности процесса аустенитизации стали
эти три режима равноценны. В связи с этим следует отметить, что заданное значение интегральной характеристики может быть получено при различных сочетаниях технологических режимов обработки: скорости V», размера dM и удельной мощности qM источника нагрева. Необходимое сочетание этих параметров можно получить, используя программу оптимизации со многими критериями. В качестве критерия оптимизации могут быть выбраны такие параметры как максимальная производительность и минимальные энергозатраты обработки.
Литература
1. Головин Г.Ф., Замятнин М.М. Высокочастотная термическая обработка: Вопросы металловедения и технологии. - Л.: Машиностроение, 199С. - 239 с.
2. Кидин И. Н. Физические основы электротермической обработки материалов и сплавов. - М.: Металлургия, 1969.-376 с.
3. Физические основы электрстермического упрочнения стали / В.Н. Гриднев, Ю.Я. Мешков, С.П. Ошкодеров, В.И. Трефилов. - Киев: Наукова думка, 1973. - 335 с.
4. Шепеляковский К.З. Упрочнение деталей машин поверхностной закалкой при индукционном нагреве. -М.: Машиностроение, 1972. - 288 с.
5. Основы лазерного термоупрочнения сплавов: Учеб. пособие для вузов / А.Г. Григорянц, А.Н. Сафонов. -М.: Высш. шк., 1988. - 159 с.
6. Иоапциоский В.В. Численное моделирование температурных полей в материалах при упрочнении с использованием концентрированных объемных источников нагрева // Научный вестник НГТУ - 2004. - № 2. - С. 161 - 172.
7. Иванцивский В.В., Батаев В.А. Связь параметров термических циклов, реализуемых в поверхностных слоях деталей машин, с глубиной упрочнения при воздействии объемных концентрированных источников нагрева // Известия высших учебных заведений. Черная металлургия. -2004. - № 10. - С. 30-34.
8. Иванцивский В.В. Поверхностное упрочнение стали электронно-лучевой обработкой в атмосфере // Известия тульского государственного университета / Серия электрофизико-химические воздействия на материалы. - 2004. -Вып. 5.-С. 96- 107.
Новые способы обработки чугунного расплава
В.К. АФАНАСЬЕВ, академик РАЕН, профессор, доктор техн. наук, A.B. КОЛЬБА, и.о. доцента, канд. техн. наук, СибГИУ, A.A. ЗОЛОТОВСКИЙ, начальник кузнечно-термического цеха ОАО «Западно-Сибирский металлургический комбинат», A.B. СОЧНЕВ, зам. директора по реконструкции Абагурского филиала ОАО «Ееразруда», В.Н. ТОЛСТОГУЗОВ, директор ОАО «Кузнецкие ферросплавы», г. Новокузнецк
Наличие выделений графита в микроструктуре губительно сказывается на всех свойствах отливок - твердости, прочности, износостойкости, коррозионной стойкости, жаростойкости, жаропрочности и многих других, за исключением демпфирующей способности. Это ограничивает применение доменного чугуна и обусловливает его назначение, как материала для малоответственных узлов и деталей, которые нельзя использовать в экстремальных
24 №3(28)2005 'ШШШШШШШШШШ
условиях эксплуатации (при высоких степенях нагружения, при интенсивном абразивном воздействии, в коррозионно-агрессивных средах, при повышенных температурах и т. п.). Положительные черты влияния графита в отношении служебных свойств отливок заключаются лишь в том, что он улучшает обрабатываемость резанием и может выполнять роль смазки при трении, тем самым немного улучшая антифрикционные свойства.
*
