CC BY
14
УДК 621
Канд. техн. наук Г. В. Шейченко1, д-р техн. наук А. П. Чейлях2
1 ОАО «Мариупольский металлургический комбинат им. Ильича», 2 Приазовский государственный технический университет,
г. Мариуполь
ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ДЕФОРМАЦИОННО-МАРТЕНСИТНЫХ ПРЕВРАЩЕНИЙ В КОНСТРУКЦИЯХ ИЗ МЕТАСТАБИЛЬНЫХ
МАТЕРИАЛОВ
Показана возможность прогнозирования деформационно-мартенситных превращений в конструкциях на примере образцов и деталей промышленных центробежных насосов, изготовленных из коррозионностойких экономнолегированных сталей аустенитно-ферритного класса, с использованием метода конечных элементов.
Проблема экономии остродефицитного никеля при создании коррозионностойких сталей, решаемая на протяжении ряда лет, для современной Украины приобретает все более актуальное значение в связи с отсутствием собственной сырьевой базы. Весьма перспективным направлением в создании новых экономичных сталей является формирование метастабильных состояний аустенитной фазы и целенаправленное использование деформационных мартенситных превращений при испытаниях (ДМПИ) и эксплуатации для самоупрочнения, повышения надежности и долговечности деталей [1]. При этом для более эффективного прогнозирования формирования свойств метастабиль-ных сплавов весьма важно управлять кинетикой ДМПИ исходя из количественной оценки прогнозирования превращений в реальных образцах и деталях.
В настоящей работе впервые показана целесообразность применения метода конечных элементов (МКЭ) для прогнозирования локализации у^а' ДМПИ.
МКЭ апробирован для прогнозирования локализации ДМПИ в образце, предназначенном для испытаний на кручение. Алгоритм расчета методом конечных элементов разработан и описан рядом авторов [26 и др.].
Для оценки распределения напряжений по сечению образца при деформации кручением, а также определения их влияния на развитие ДМПИ разработана ко-нечноэлементная математическая модель испытуемого образца (рис. 1). Расчет выполнен с использованием вычислительного комплекса COSMOS/WORKS разработки Structural Research & Analysis corp. В качестве глобальной системы координат при составлении расчетной схемы выбрана правая декартова система с центром на пересечении продольной и вертикальной плоскостей симметрии образца с продольной осью образца. Ось «Z» системы координат направлена вдоль продольной оси образца, ось «7» - вертикально вверх. Конструкция образца смоделирована объемными че-тырехузловыми конечными элементами.
б
Рис. 1. Математическая модель образца на кручение: а - общий вид модели; б - конечноэлементная сетка
Для расчетов были приняты следующие кинематические граничные условия:
- в узлах расчетной схемы, соответствующих контакту головок образца с рабочими поверхностями захватов машины КМ-50-1, были введены закрепления, имитирующие жесткую заделку;
- к узлам расчетной схемы, соответствующим поверхностям приложения нагрузок в машине КМ-50-1, приложен крутящий момент, соответствующий рабочему.
Следует отметить, что математическая модель соответствует образцу диаметром 6 мм, с рабочей частью 35 мм, который используется при испытаниях на кручение в соответствии с ГОСТ 5565-80. Испытание проводились на машине КМ-50-1 со скоростью нагру-жения 1,8 град/с.
© Г. В. Шейченко, А. П. Чейлях, 2008
ISSN 1607-6885 Hoei Mamepianu i технологи в металурги та машинобудувант №2, 2008
71
При расчете приняты следующие допущения: - материал конструкции работает в упруго-пластической стадии деформирования и обладает постоянными реологическими характеристиками - модулем упругости, равным 2Д-1011 Па, и коэффициентом Пуассона 0,3 [7].
В результате расчета конечноэлементной математической модели испытанного образца были получены картины напряженно-деформированного состояния расчетной схемы, приведенные на рис. 2.
б
Рис. 2. Общий вид (а) и продольное сечение (б) математической модели напряженно-деформированного состояния образца, соответствующего пределу текучести материала
тия ДМПИ на периферии цилиндрической его части.
Для подтверждения этого были изучены микроструктуры на продольных шлифах образцов после испытания на кручение. В качестве основы была выбрана сталь аустенитно-ферритного класса, содержащая в составе недорогие и недефицитные компоненты: хром, марганец, кремний, титан с небольшими добавками меди, никеля. С целью регулирования количественного соотношения аустенитной и ферритной фаз и степени метастабильности аустенита в сталях варьировалось содержание хрома (от 15 до 20 %), марганца (от 6,5 до 12 %), что показано ранее в работах [8-10].
В результате действия максимальных касательных напряжений по периферии образца в зернах аустенита образуется больше среднего (фиксируемого магнитометром) количество мартенсита деформации, которое по направлению к оси образца уменьшается. Определение методом секущих количества феррита в головках образца, по оси рабочей части и по периферии позволило количественно оценить влияние деформации на фазовый состав [11]. Под действием деформации кручением зерна феррита и аустенита в стали 10Х17Г10НДСЛ на периферии образцов искривляются и располагаются под углом и 45 ° к продольной оси (рис. 3, б).
Анализ картин напряженно-деформированного состояния расчетной схемы показал следующее:
- максимальный уровень напряжений при работе материала в стадии упругой деформации выявлен на периферии цилиндрической части образца;
- при работе материала в стадии пластической деформации обнаруживается концентрация напряжений в зоне предполагаемого разрушения образца при одновременном снижении общего уровня напряжений на периферии цилиндрической части образца.
Поскольку зависимость количества образующегося мартенсита деформации пропорционально уровню касательных напряжений при кручении [1], максимальный уровень реализации у ^ а' ДМПИ находится в зоне разрушения образца, а также на периферии цилиндрической его части, где отмечен максимальный уровень касательных напряжений. Развитие у ^ а' ДМПИ в зоне, расположенной колинеарно продольной оси образца, в два раза ниже, чем степень разви-
Рис. 3. Микроструктура стали 10Х17Г10НДСЛ, х 400:
а - исходная структура; б - в рабочей части; в - в зоне разрушения
В зернах аустенита протекает у ^ а' ДМПИ, при этом количество образующегося мартенсита деформации от периферии к оси образца уменьшается на 3-5 %. Наибольшее количество мартенсита деформации образуется в зоне разрушения образца (рис. 3, в), при
а
в
этом происходит значительное измельчение (дробление) структуры под действием деформации. Мартенсит деформации, образующийся в аустенитных зернах при кручении, имеет мелкокристаллическое, пакетное строение. В некоторых местах он представляет собой систему пересекающихся, примерно под углом 120 °, параллельных линий или полос скольжения, напоминающих структуру е-мартенсита, что в принципе не исключается, т.к. в стали содержится около 12 % Мп.
Для подтверждения неодинакового протекания процесса образования мартенсита деформации по сечению образца были произведены замеры микротвердости. Измерение микротвердости фазовых и структурных составляющих проводили вдавливанием алмазной четырехгранной пирамиды под нагрузкой 0,5 Н в соответствии ГОСТ 9450-76 на твердомере ПМТ-3.
Установлено (рис. 4, б), что значения микротвердости аустенитной фазы соответствуют распределению напряжений, т. е. уменьшаются от периферии к центру образца, после закалки или высокотемпературной термоциклической обработки (ВТЦО).
Рис. 4. Поперечное сечение рабочей части образца на кручение (а) и изменение микротвердости в аустенитных зернах по сечению образцов стали 10Х17Г10НДСЛ (б) после деформации кручением (1, 2, 3) и исходная микротвердость аустенитных зерен в головках образцов (4, 5, 6) после термической обработки:
1, 4 - закалка с нагревом ТВЧ при 1200 °С;
2, 5 - ВТЦО 1200^650 °С, п = 3 цикла;
3, 6 - ВТЦО 1200^650 °С, п = 10 циклов
Это подтверждает, что в процессе деформации под действием касательных напряжений идет упрочнение аустенита и затем протекает у ^ а' ДМПИ, сопровождающееся образованием мартенсита деформации. Фактически полученные данные в рабочей зоне соответствуют микротвердости мартенсита деформации, а в центре - микротвердости аустенита. С увеличением количества циклов ВТЦО твердость аустенита возрастает, соответственно возрастает твердость мартенсита деформации, образующегося из упрочненного аустенита [10, 11].
Полученные данные позволяют заключить:
1) максимальный уровень развития у^-а' ДМПИ соответствует зоне разрушения образца, а также на периферии цилиндрической его части, где отмечен максимальный уровень напряжений;
2) степень развития у ^ а' ДМПИ в зоне, расположенной колинеарно продольной оси образца, в два раза ниже, чем уровень ДМПИ на периферии цилиндрической его части;
3) в средней части головок образца, практически не испытывающей напряжений, остается исходная структура материала.
4) предложенная математическая модель позволяет с большой степенью достоверности прогнозировать места локализации у ^ а' ДМПИ кручением.
Значительная часть коррозионностойких сталей используется в промышленности Украины для изготовления деталей насосов для закачки в нагнетательные скважины промышленных сточных вод, перекачки воды речной, водопроводной, технической, в нефтяной промышленности для поддержания пластового давления нефтяных месторождений. Насосы также используют для перекачки сред средней и слабой агрессивности в химической промышленности (раствор технического аммиака, моноэтаноламина и др.). Ряд деталей промышленных центробежных насосов ЭЦПК16-2000-1400, ЭЦПК16-3000-1000 и др (рабочие колеса, направляющие аппараты, отводы и пр.) в ОАО «Завод «Южгидромаш» (г. Бердянск) обычно изготавливаются из дорогих и дефицитных хромо-никелевых сталей 12Х18Н9Л, 12Х18Н10ТЛ. Наиболее интенсивно изнашиваются лопасти рабочих колес, внутренние поверхности дисков рабочих колес, поверхности отвода [13]. Износ происходит вследствие перемешивания в процессе работы значительного количества перекачиваемой среды, насосы оказываются под разрушительным действием гидроабразивного воздействия движущихся в потоке твердых частиц песка, грунта, продуктов коррозии. Основную часть запасных деталей, используемых для ремонта насосов, составляют рабочие колеса (50 %), аппараты направляющие (25 %) [13].
Для выработки рекомендаций для ОАО «Завод «Южгидромаш» по замене материала деталей насосов были разработаны математические конечноэлемент-ные модели, отражающие основные геометрические
б
1607-6885 Новi матерiали i технологи в металургп та машинобудувант №2, 2008
73
особенности этих деталей. Нагрузки, действующие в процессе эксплуатации, моделировались введением соответствующих кинематических ограничений в узлах расчетной схемы, соответствующих геометрическому месту приложения нагрузок и закреплений реальных деталей. Поскольку параметры насосов отвечают требованиям безкавитационного режима работы, воздействие кавитации не учитывалось. В результате расчета конструкции получены картины напряженно-деформированного состояния расчетных схем, приведенные на рис. 5, установлено следующее:
- средний уровень эквивалентных напряжений в расчетной схеме по четвертой теории прочности Ми-зеса не превышает 130^140 МПа;
- в элементах конструкции выявлены концентраторы напряжений в зонах направляющих приливов (см.
рис. 5, в) и стыковки рабочих лопастей с полудисками (см. рис. 5, е), при этом уровень концентрации напряжений в 2,2 раза превышает средние значения напряжений.
Полученные картины напряженно-деформированного состояния соответствуют характеру износа исследуемых деталей. На основе полученных результатов разработаны рекомендации по применению коррози-онностойких экономнолегированных аустенитно-фер-ритных сталей с метастабильным аустенитом, в которых реализуется деформационное мартенситное превращение в местах концентрации напряжений, это обуславливает эффект самоупрочнения в локализованных участках, существенно повышается комплекс механических свойств сталей и эксплуатационные характеристики и в целом ресурс изделий.
Рис. 5. Детали, математические модели и картины напряженно-деформированного состояния деталей центробежного насоса
ЭЦПК16 2000 1400:
а - аппарат направляющий; б - математическая модель аппарата направляющего; в - напряженно-деформированное состояние модели; г - рабочее колесо; д - математическая модель рабочего колеса; е напряженно-деформированное состояние модели
Насосы, собранные из деталей, изготовленных из разработанной экономнолегированной стали 10Х17Г10НДСЛ, успешно эксплуатируются при нефтедобыче в условиях морской воды Южно-Китайского моря (Республика Вьетнам), а также на предприятиях Казахстана в условиях перекачки технологических растворов средней агрессивности.
Выводы
1. Картинам напряженно-деформированного состояния, полученным с помощью разработанных математических моделей, соответствует степень развития деформационного мартенситного у ^ а' превращения по сечению и длине образцов при деформации кручением.
2. С помощью математических моделей определены зоны на рабочих органах насосов, подвергающиеся максимальным нагрузкам. Применение МКЭ позволяет точно прогнозировать локализацию зон ДМПИ и самоупрочнения в процессе эксплуатации материала конструкции.
3. Промышленная эксплуатация разработанных экономнолегированных сталей с метастабильной структурой подтвердила правильность экспериментально полученных результатов исследований.
Перечень ссылок
1. Чейлях А.П. Экономнолегированные метастабильные сплавы и способы упрочнения. - Харьков, ННЦ ХФТИ. -212 с.
2. Зенкевич О. Метод конечных элементов в технике. -М.: Мир, 1975. - 542 с.
3. Галлагер Р. Метод конечных элементов. Основы / Пер. с англ. - М.: Мир, 1984. - 428 с.
4. Сахаров А.С., Кислоокий В.Н., Киричевский В.В. и др. Метод конечных элементов в механике твердого тела. - К.: Вища школа, 1982. - 480 с.
5. Стренг Г., Фикс Дж. Теория метода конечных элементов. - М.:Мир, 1979. - 392 с.
6. Lwo Ben-je and G. M. Eggert. An Implicit Stress Update Algorithm Using a Plastic Predictor, Submitted to Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering, Jan. 27, 1991.
7. Фридман Я.Б. Механические свойства металлов. Т. I, II. 3е изд. М.: Машиностоение, 1974. - 840 с.
8. Сталь: Патент Укршни С22С 38/38 // Чейлях А.П., Гав-риленко Г.В., Лисунец Б.С., Телегуз Э.Н. - № 34980А. Заявлено 27.07.99, опубл. 15.03.2001, Бюл. № 2.
9. Чейлях А.П., Гавриленко Г.В. Структура и механические свойства новых безникелевых коррозионно-стойких сталей аустенитно-ферритного класса // Вестник Приазов. гос. техн. ун -та: Сб. научн. тр. - Мариуполь. -1999. - Вып. 8. - С. 76-79.
10. Чейлях А.П., Шейченко Г.В. Структура, фазовые превращения и сопротивление хрупкому разрушению эко-номнолегированных коррозионно-стойких метаста-бильных сталей // Новi матерiали i технологи в мета-лургй та машинобудуванш. - 2003. - № 2. - С. 40-46.
11. Чейлях А.П., Шейченко Г.В. Влияние легирования на структуру, фазовый состав и свойства новых эконом-нолегированных коррозионностойких сталей // Металл и литье Украины. - 2004. - № 11. - С. 10-14.
12. Чейлях А.П., Шейченко Г.В. Новые экономнолегиро-ванные коррозионно-стойкие стали // Мир техники и технологий. - 2003. - № 9. - С. 58-59.
13. Животовский Л.С., Смойловсая Л.А. Лопастные насосы для абразивных гидросмесей. М.: «Машиностроение», 1978. - 246 с.
Одержано 10.06.2008
Показано можливiсть прогнозування деформацтно-мартенситних перетворень в конструкщях на прикладi зразюв i деталей промислових вiдцентрових насо^в, виготовлених з корозiйностiйких економнолегованих сталей аустентно-феритного класу з використанням методу юнцевих елементiв.
The opportunity of forecasting the ёе/огшаиоп-шаНетНе transformations in constructions is shown. As examples, samples and details of the industrial centrifugal pumps are used, which are made of corrosion-resistant economically-alloyed austenite-ferrite steels using the method of finite elements.
ISSN 1607-6885 Hовi матерiали i технологи в металургИ та машинобудуванш №2, 2008 75
