CC BY
37
УДК 669.1:621.78 Ю К КОРЗУНИН
Е. Н. МЕРКУШЕВ В. П. РЛСЩУПКИН О. Ю. БУРГОНОВЛ
Омский государственный технический университет. Сибирская государственная автомобильно-дорожная академия
РАЗРЕШЕНИЕ ПРОБЛЕМЫ ПОНИЖЕННОЙ ТЕПЛОСТОЙКОСТИ И РАЗНОЗЕРНИСТОСТИ БЫСТРОРЕЖУЩЕЙ СТАЛИ ДЛЯ РЕЖУЩЕГО ИНСТРУМЕНТА
Оптимизация режимов термической обработки для обеспечения максимальной теплостойкости режущего инструмента из быстрорежущей стали, а также выяснение причины несоответствия балла зерна аустенита с мартенситным баллом. Предложены два опытных режима термообработки для повышения работоспособности режущего инструмента.
Ключевые слова: быстрорежущие стали, термическая обработка, теплостойкость.
В практике термической обработки инструмента из быстрорежущей стали при входном контроле быстрорежущих сталей типа Р12Ф2К8МЗ, Р6М5 и других имеют место случаи пониженной теплостойкости и разнозернистости. Основная причина такого явления заключена в особенностях металлургического передела этих сталей. В некоторых плавках заказчиком был выявлен вид дефекта в микроструктуре быстрорежущих сталей, выражающийся в том, что диаметр зерна аустенита после закалки оказывается меньше длины иглы мартенсита после отпуска. Таким образом, имеется несоответствие баллов аустенита и мар-тенсита.
Сведения о таком виде дефекта отсутствуют в литературе. Да и сам факт существования подобного дефекта сомнителен. Это противоречит основам теории мартенситного превращения — мартенситная игла не может пересекать границу зерна аустенита. Данное противоречие, возможно, возникло по нижеперечисленным причинам.
1. В высоколегированных быстрорежущих сталях в местах со значительной карбидной неоднородностью рост зерна аустенита начинается при температуре нагрева меньше обычной на 15 °С [1,2]. Это объясняется тем, что поскольку крупные карбиды практически не растворяются при нагреве, то близлежащие зерна аустенита имеют меньшую степень легирования и большую склонность к росту. В резу-
льтате после закалки с оптимальной температуры получается структура аустенита с общим средним 10 — 11 баллом и отдельные зерна аустенита 8 — 9 балла, расположенные в местах скопления крупных карбидов. Естественно, что после отпуска в крупных зернах аустенита будут отчетливо видны крупные иглы мартенсита 3 — 4 балла, но границу зерна игла мартенсита все-таки не пересекает.
2. Возможно, что определение мартенситной структуры проводилось на быстрорежущей стали после недостаточно качественного отпуска. В структуре такой стали, содержащей более 30% аустенита, иглы мартенсита смотрятся значительно крупнее, так как мартенситная игла простирается через все зерно аустенита. И только полноценный отпуск приводит к дроблению мартенсита и получению нормальной структуры, по которой и надо определять балл мартенсита.
3. Применяемые камерные печи для отпуска закаленного инструмента не обеспечивают проведение полноценного отпуска. Кроме того, отсутствует контроль за скоростью охлаждения при отпуске, что является важным особенно при охлаждении ниже температуры Мн. Для проведения качественного отпуска закаленного инструмента необходимо применять нагрев в соляной ванне, который исключает недостатки камерных печей.
Таблица 1
Твердость и теплостойкость стали Р12Ф2К8МЗ, обработанной по режимам ТО-1 и ТО-2
Режим ТО Твердость после закалки, ЬШС Балл зерна ауст. Твердость после отпуска, НЯС Теплостойкость, НИС
1-кратн. 2-кратн. 3-кратн. 640 "С (4 часа) 660 'С (4 часа)
ТО-1 61 12 66 67 67 58 55
ТО-2 53 12 64 65 67 60,5 58
Таблица 2
Таблица 3
Влияние количества остаточного аустенита иа теплостойкость стали Р12Ф2К8МЗ
Механические свойства стали Р6М5 обработанной по режимам ТО-1 и ТО-2
Режим ТО Твердость после закалки, HRC Балл зерна аустенита Теплостойкость, при 640 °С (4 часа), HRC МПа КС, МДж/м2
ТО-1 62 11 59 2825 0,20
ТО-2 63 11 60 3250 0,25
Режим ТО Тверд, после закалки, HRC Кол-во остаточ. аустенита Твердость после отпуска, HRC Теплостойкость 640 "С (4 часа), HRC
1-кратн. 2-кратн. 3-кратн.
Тмк= 1230 "С, масло 63 30 67 67,5 67 58,5
Тмк = 1230 "С, Т„о = 260°С (5 мин), Т„ао=100°С (30 мин), Т„зо = 260"С (4 ч), воздух 57 46 66 67,5 68 60
Тадк= 1230 'С, Т„,о = 260 'С (5 мин), Ти„ = 20-С (30 мин), Т„„ = 260°С (4 ч), воздух 60,5 35 67 68 68 60
Таблица 4 Свойства стали Р12Ф2К8МЗ обработанной _по режимам ТО-3 и ТО-4_
Режим закалки Размер зерна аустенита Отпуск стали HRC3 Теплостойкость после 4 часов при 640 "С, HRC3
Тм„ = 1240 "С, масло И ТОЗ 68,5 61
Т^ = 1240 "С, масло 11 ТО 4 67,5 60
Таким образом, говорить о несоответствии баллов аустенита и мартенсита неправомерно, можно говорить лишь о неравномерности аустенитной структуры, возникающей из-за карбидной неоднородности, или о наличии некачественного отпуска.
Кардинальным способом уменьшения карбидной неоднородности является металлургический передел. С помощью термической обработки уменьшить карбидную неоднородность трудно. Из литературных источников известно, что можно уменьшить карбидную неоднородность путем термоциклирова-ния выше и ниже температуры А( [3 — 5]. В работе [4] предлагается выполнить 4 — 6 циклов в интервале температур 850 — 650°С, а затем при температуре 880 — 920°С провести деформирование в изотермических условиях со степенью деформации 40 — 50%. Авторами этих исследований утверждается, что при-
менение способа позволяет более чем в два раза снизить балл карбидной неоднородности.
В данной работе проводилось исследование забракованных по баллу мартенсита и аустенита образцов проката быстрорежущей стали нормальной производительности Р18, Р6М5 различных плавок, повышенной производительности Р12Ф2К8МЗ и образцы из порошковой быстрорежущей стали Р6М5ФЗ.
В образцах проката быстрорежущей стали зерно аустенита выявлялось после закалки по двум режимам:
— подогрев до 850°С, окончательный нагрев до 1270°С, охлаждение в ванне БНК до 560°С с последующим охлаждением на воздухе;
— подогрев до 850°С, окончательный нагрев до 1270°С, охлаждение в масле.
Для выявления границ зерен применялся реактив Виллеса, а также использовалось электролитическое травление в 10%-м растворе щавелевой кислоты. Чтобы исключить хоть какое-то влияние перегрева для определения балла мартенсита отбирались образцы с баллом аустенитного зерна 11 — 12.
Так как выявить структуру мартенсита в закаленной быстрорежущей стали крайне трудно, то обычно требуется хотя бы кратковременный нагрев (6 — 8 минут) в расплавленной соли при 550°С. Реактив Виллеса более или менее надежно выявляет мартенсит после закалки. Однако при исследовании структуры мартенсита после 3-кратного отпуска результаты получаются неоднозначные. Наибольший размер игл наблюдается
Рис. 1. Микроструктура стали Р18 после закалки и однократного отпуска при 550°С (10 мин) хЮОО
Рис. 3. Микроструктура стали Р6М5 после трехкратного отпуска хЮОО
непосредственно после закалки. В нескольких образцах обнаружены иглы длиной 5 — 6 мкм (несколько игл в поле зрения окуляра) при среднем диаметре зерна аустенита 8 мкм. При такой оценке мартенсита следует принимать балл 3 — 4.
При последующих отпусках за счет превращения аустенита и, возникающих при этом упругих напряжений происходит дробление игл мартенсита, увеличивается травимость, и наибольшая длина игл мартенсита не превышает 2 — 3 мкм, что соответствует 2 — 3 баллу, которые не являются браковочным признаком. Пересечение болыпеугловых границ иглами мартенсита не наблюдается, в каком бы состоянии сталь не находилась. На рис. 1 представлена микроструктура стали Р18 с наличием остаточного аустенита и игл мартенсита.
Следует заметить, что изучение мартенсита по стандартной мето-дике в такой сложнолегированной стали, как быстрорежущая, сопряжено с определенными трудностями. Длина игл мартенсита с баллом 1 равна 0,2 мм при увеличении х 1000. Разрешающая способность человеческого глаза как раз и равна 0,2 мм, и потому говорить о каких-то деталях мартенсита не приходится. Если балл мартенсита 2, то длина иглы при стандартном увеличении равна 2 мм — величина осязаемая, но ситуацию осложняют первичные, вторичные и третичные карбиды, на которые приходится 8— 12% площади шлифа. Для получения сопоставимых результатов, полученных в разных лабораториях нужно иметь либо специализированную и согласованную методику определения балла мартенсита, либо структурный контроль тер-
Рис. 2. Микроструктура стали Р6М5 после закалки и однократного отпуска при 550°С (10 мин) х1500
1240'С
Рис. 4. Режим термической обработки (обработка ТО-2)
мически упрочненной стали вести по баллу зерна аустенита [6].
При исследовании образцов из порошковой быстрорежущей стали Р6М5ФЗ обнаружено, что такие стали дают после закалки очень мелкое зерно аустенита (11 — 12 балл), что объясняется в первую очередь хорошим растворением карбидов. В таком аустените должен образовываться мартенсит баллов 1 и 2, так как переход болыпеугловых границ приводит к срыву когерентности у и а фаз. К тому же следует иметь в виду, что увеличение диаметра зерна аустенита в 4 раза ведет к увеличению игл мартенсита в 1,5раза [2]. Ложный балл мартенсита возникает либо за счет карбидных и интерметаллидных фаз, либо, чаще всего, за счет частичного бейнитного превращения. На рис. 2,3 показана микроструктура стали Р6М5, которая, в процессе закалки подвергалась изотермической выдержке при 260°С. Пластины бейнита из-за их способности к диффузионному росту в отличие от мартенсита имеют большую длину и своим присутствием затрудняют металлографическую идентификацию фаз.
При металлорежущей обработке высокопрочных, нержавеющих сталей, титановых и других труднообрабатываемых сплавов к инструментам предъявляются повышенные требования. Одним из важнейших критериев работоспособности инструмента является теплостойкость. В настоящей работе предпринята попытка увеличения теплостойкости сталей Р12Ф2К8МЗ и Р6М5, применяемые для изготовления фрез.
Основными предпосылками для разработки оптимального режима термической обработки приняты следующие признаки:
— прочность и ударная вязкость стали обеспечивается мелким зерном аустенита (балл 10—12);
1240'С
Рис. 5. Режим термической обработки (обработка ТО-1)
1240'С
Время
Рис. 7. Режим обработки ТО-4 стали Р12Ф2К8МЗ
— теплостойкость стали должна превышать, предусмотренную ГОСТ 19265-73, на 10 - 20°С.
Результаты, полученные по предлагаемой технологии термической обработки ТО-2 с изотермической выдержкой при 260°С в течение 4 ч (рис. 4), сопоставлялись с общепринятой технологией ТО-1 (рис. 5).
При анализе твердости и теплостойкости стали Р12Ф2К8МЗ, обработанной по приведенным выше технологиям (табл. 1), видно, что при одинаковом размере зерна аустенита после закалки сталь, обработанная по режиму ТО-2, имеет теплостойкость на 20 °С выше в сравнении со стандартным режимом.
Влияние изотермической выдержки при 260°С в течение 4 часов в процессе закалки стали Р6М5 показало положительные результаты в плане повышения предела прочности и ударной вязкости (табл. 2).
Низкая твердость быстрорежущей стали, закаленной с применением изотермической выдержки при 260°С говорито том, что в структуре сохраняется большее количество остаточного аустенита. Для выяснения влияния остаточного аустенита на вторичную твердость и теплостойкость стали Р12Ф2К8МЗ были подобраны режимы технической обработки, позволяющие получать различное его количество. Количественный фазовый анализ проведен по методу гомологических пар. В табл. 3 приведены результаты исследований.
Как видно из табл. 3, наивысшую теплостойкость сталь марки Р12Ф2К8МЗ получает после термообработки, обеспечивающей после закалки 30 — 35% остаточного аустенита. Инструмент обрабатывался по режиму:
— предварительный подогрев до1 = 820°С (10 мин);
— окончательный нагрев при I = 1240°С (1,6мин);
— изотермическая выдержка при I = 260°С (240 мин) с охлаждением на воздухе;
— 3-кратный отпуск при I = 560° С по 1 часу с охлаждением на воздухе.
Твердость после отпуска: 66 НИ.С, теплостойкость: 60 Н11С при 640°С (после 4 часов). Учитывая, что твердость после 3-кратного отпуска оказалась ниже предельно возможной, фрезы подвергли дополнительному 2-кратному отпуску при 560° С по 1 часу. Однако, вопреки ожиданиям, твердость инструмента снизилась до 36,5 ЖС, что для данного типа инстру-
(240"С
Рис. 6. Режим обработки ТО-3 стали Р12Ф2К8МЗ
мента оказалась недопустимым. Испытания оказались неудачными. Фрезы вышли из строя по причине смятия режущих кромок.
Известно, что понижение температуры первого отпуска с 560 °С до 350 °С приводит к выделению промежуточного карбида цементитного типа, который будучи кристаллографически сопряжен с матрицей позволяет при дальнейших отпусках получать равномерное распределение специальных карбидов [2]. Подобное равномерное распределение карбидов возможно получить и при режиме другом режиме обработки [7]:
— первый отпуск со ступенчатым нагревом от 280 до560 —620°С;
— последующий одно- и двукратный отпуск при 530 — 540°С.
Ступенчатый отпуск позволяет подучить дисперсные равномерно распределенные карбиды вольфрама и молибдена. На основании изложенного предложены два метода обработки стали. На рис. 6,7 представлены схемы термической обработки ТО-3, ТО-4 с целью повышения вторичной твердости и теплостойкости исследуемой стали.
В табл. 4 приведены результаты, связанные с определением вторичной твердости и теплостойкости стали Р12Ф2К8МЗ, обработанной по выше предложенным режимам. По опытным режимам ТО-3 и ТО-4 были обработаны партии фрез (ТО-3 — 46 шт, ТО-4 — 47 шт) и переданы на испытания.
На основании выполненных исследований можно сделать следующие выводы.
1. Качество термообработки следует определять по баллу зерна аустенита. Использование балла мартенсита с целью выбраковки инструмента после тер-мобработки является мероприятием сомнительным, экономически неэффективным. Определение балла мартенсита следует вести по специально препарированным шлифам с использованием растрового электронного микроскопа.
2. Исследования по несоответствию балла зерна аустенита с мартенситным баллом показали, что причиной может являться либо скопление карбидноин-терметаллидных фаз, либо наличие частичного бей-нитного превращения. Одна из них заложена в металлургической наследственности стали, другая связана с существующим технологическим процессом обработки инструмента.
3. Рекомендовано на предприятии для проведения качественного отпуска закаленного инструмента использовать соляную ванну вместо камерных печей.
4. Изучены структурные изменения в быстрорежущих сталях, протекающие в процессе отпуска, и предложены два режима отпуска для повышения работоспособности инструмента. По опытным режимам обработаны две партии фрез, которые прошли испытания в условиях производства и показали положительные результаты.
Библиографический список
1. Артингер, И. Инструментальные стали и их термическая обработка / И. Артингер. — М.: Металлургия, 1982. — 312 с.
2. Геллер, Ю. А. Инструментальные стали / Ю. А. Геллер. — М.: Металлургия, 1983. — 526 с.
3. А. с. 1516499 СССР, МКИ С 21 О 9/22. Способ термической обработки быстрорежущей стали / Р. А. Тофпенец, И. И. Шиман-ский, К.С.Будровский, В. Б.Левитан,Г. Р.Рудницкая. — №4251587/ 31 -02; заявл. 27.05.87 ; опубл. 06.10.89, Бюл. № 39. - 1 с.
4. А. с. 1502636 СССР, МКИ С 21 О 9/22. Способ обработки быстрорежущей стали / О. А Кайбышев, П. Ш. Тордия, Ю. Б. Тимошенко, А Н. Краснов. - № 4320669/31-02 ; заявл. 09.07.87 ; опубл. 21.08.89, Бюл. №31. - 1 с.
5. Федюкин, В. К. Термоциклическая обработка металлов и деталей машин/В. К. Федюкин, М.Е. Смагоринский. — Л. Машиностроение, 1989. — 255 с.: ил.
6. Рекомендации по назначению и применению быстрорежущих сталей повышенной производительности. — М.: Всесоюз. науч.-исслед. инструмент, ин-т, 1978. — 48 с.
7. А с. 1368336 СССР, МКИ С 21 0 9/22. Способ термической обработки вольфрамовых и вольфрамо-молибденовых быстрорежущих сталей / Ю. С. Ушаков, В. А. Колпаков, В. М. Истягин, В. В. Красноперов. - №4124019/22-02 ; заявл. 04.07.86 ; опубл. 29.12.87, Бюл. №3. - 2 с.
КОРЗУНИН Юрий Константинович, кандидат технических наук, доцент (Россия), доцент кафедры материаловедения и технологии конструкционных материалов Омского государственного технического университета (ОмГГУ).
МЕРКУШЕВ Евгений Николаевич, кандидат технических наук, доцент (Россия), доцент кафедры «Машины и технология обработки металлов давлением» ОмГГУ.
РАСЩУПКИН Валерий Павлович, кандидат технических наук, профессор кафедры «Конструкционные материалы и специальные технологии» Сибирской государственной автомобильно-дорожной академии, г. Омск.
БУРГОНОВА Оксана Юрьевна, старший преподаватель кафедры материаловедения и технологии конструкционных материалов ОмГГУ. Адрес для переписки: e-mail: [email protected]
Статья поступила в редакцию 02.03.2011г. © Ю. К. Корзунин, Е. Н. Меркушев, В. П. Расщупкин, О. Ю. Бургонова
УДК 621.9.02:620.178.16 £ КУШНЕР
О. Ю. БУРГОНОВА С. В. ЛАНГЕМАН
Омский государственный технический университет,
СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ МЕТОДИКИ ТЕОРЕТИЧЕСКОГО ОПРЕДЕЛЕНИЯ ТЕМПЕРАТУР И СИЛ РЕЗАНИЯ ДЛЯ ИНСТРУМЕНТОВ ИЗ БЫСТРОРЕЖУЩИХ СТАЛЕЙ
Предложена методика учета влияния изменения действительного переднего угла и усадки стружки при точении и фрезеровании сталей на температуры передней и задней поверхностей режущего лезвия. Зависимости действительного переднего угла и усадки стружки от средней расчетной температуры передней поверхности определяются на основании ранее выполненных или специально поставленных опытов и используются в качестве исходных данных к расчету температур и сил резания. Показано, что учет влияния нароста повышает точность теоретического определения температуры и сил резания.
Ключевые слова: температуры резания, силы резания, быстрорежущие стали.
Актуальная для машиностроительного производства задача назначения рациональных режимов резания при инструментальной обработке различных материалов, а также обоснования геометрических и конструктивных параметров режущих инструментов, решается путем создания различных нормативов режимов резания [ 1 ]. Обоснованием этих рекомендаций, как правило, является относительное небольшое количество экспериментальных данных и производственных наблюдений, относящихся к относительно узкой области условий обработки резанием. Значи-
тельные ошибки могут быть допущены при экстраполяции экспериментальных результатов за пределы области, в которой они получены. Основанием для такой экстраполяции обычно служат эмпирические степенные функции или представления разработчиков рекомендаций. Погрешности, возникающие при экстраполяции, связаны с изменением физических закономерностей при изменении условий резания. Проведение эксперимента в более широком диапазоне изменения условий резания связано с резким увеличением числа необходимых опытов в связи с
