CC BY
120
Таблица 2
Результаты количественного химического анапизафазового составалигатур и оценки ихтемператур плавления
М икрообъект (фаза) C Mg Si P Mn Fe Ni La Ce Pr Nd Тпл, °С
1, аустенит 2,8 0,4 61,0 35,8 1300-1350
2, фосфид 3,3 11,9 3,5 24,2 13,5 34,1 3,0 6,5 >2000
3, матид_1 7,8 9,4 31,9 50,9 1120 1160
4, матид_2 2,9 15,7 0,8 6,6 0,4 10,7 62,8
Таблица 3
Количественные характеристики аустенитной фазы лигатур
Порядок оси дендрита Среднийдиаметр оси дендритов, мкм Количество сечений дендрит ов, шт ./мм2 Доля площади, занимаемая сечениями дендритов, %
I II III IV
Лигатура 1 70 25 8 2 2-103 60
Лигатура 2 20 10 1,5 0,7 1,4-104 50
Лигатура 3 17 4 1,4 0,4 5,5-104 48
Ударная вязкость лигатур
*
и
50
40
30
20
10
0
1 2
Лигатура 1 - изготовлена по обычной технологии. Лигагура 2 - изготовлена по опытной технологии с модифицированием расплава ПАЭ
Рис. 5. Результаты испытаний образцов лигатуры на ударный изгиб
рованных глобулярных включений, не способных упрочнить сплав, а эвтектическая матрица, образующая сплошную среду сплава, имеет большую микротвёрдость и, следовательно, хрупкость.
При выплавке лигатур применение процесса модифицирования их расплава ПАЭ и глубокого переохлаждения при кристаллизации решает чрезвычайно важную производственную и научно-практическую проблему - расширение области применения литых Fe-Ni-Mg лигатур при модифицирующей ковшевой обработке малых объемов расплава и внутриформенного модифицирования за счет возможности получения более мелких фракций лигатур и снижения энергоемкости их дробления.
Список литературы
Панов А.Г., КорниенкоАн.Э., Корниенко А.Э. Совершенствование технологии модифицирования чугунов с шаровидным графитом Mg-Ni-Fe лигатурой // Литейщик России. 2009. № 3. С. 27-30. Диаграммы состояния двойных металлических систем: справочник: в 3 т. Т. 1 / под общ. ред. Н.П. Лякишева. М.: Машиностроение, 1996. 992 с.: ил.
Диаграммы состояния двойных металлических систем: справочник: в 3 т. Т. 2 / под общ. ред. Н.П. Лякишева. М.: Машиностроение, 1997. 1024 с.: ил.
Диаграммы состояния двойных металлических систем: справочник: в 3 т. Т. 3. Кн. I / под общ. ред. Н.П. Лякишева. М.: Машиностроение, 2001. 872 с.: ил.
Самсонов Г.В., Перминов В.П. Магниды. Киев: Наук. думка. 1971. 430 с.
Bibliography
Panov A.G., Kornienko Andrey E., Kornienko Aina E. The improvement of the modification technology of cast iron with sphere graphite Mg-Ni-Fe alloy // Foundry man of Russia. 2009. № 3. P. 27-30.
The Diagrams of condition of dual metal systems: Reference book: In 3 v. V. 1 / Under the editorship of N.P. Lyukishev. М.: Machine building, 1996. 992 p.: Fig.
The Diagrams of condition of dual metal systems: Reference book: In 3 v. V. 2 / Under the editorship of N.P. Lyukishev. М.: Machine building, 1997. 1024 p.: Fig.
The Diagrams of condition of dual metal systems: Reference book: In 3 v. V. 3 / Under the editorship of N.P. Lyukishev. М.: Machine building, 2001. 872 p.: Fig.
Samson G.V., Perminov V.P. Magnides. Kiev: Naukova Dumka. 1971. 430 p.
УДК 539.4
Казанцев АГ., Рымкевич АП, Силаев АА, Вопилкин АХ., Кононов ДА, Fиxoнoв Д.С.
СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ ХАРАКТЕРИСТИК МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ И ТРЕЩИНОСТОЙКОСТИ МЕТАЛЛА ГОДНЫХ И ЗАБРАКОВАННЫХ ПО ПРОЗВУЧИВАЕМОСТИ ОСЕЙ КОЛЕСНЫХ ПАР
Оси колесных пар, являющиеся одними из ответственных коне тру ктивных компонентов железнодорожного подвижного состава, после изготовления подвергаются ультразвуковому контролю на прозву-чпваемостъ. Изделия бракуются, если затухание УЗ
сигнала превышает нормированный уровень, что является индикатором наличия крупнозернистой структуры металла и соответственно низких эксплуатационных свойств оси [1, 2].
Однако так как данная методика оценивает качест-
во оси интегрально (при прозвучивании с торца) по косвенным показателям, фактическое снижение свойства материала оси относительно установленных соответствующими стандартами является достаточно неопределенным, что часто приводит к перебраковке осей.
В настоящей работе выполнено комплексное экспериментальное исследование и сравнительный анализ характеристик механических свойств при растяжении, ударной вязкости, статической, динамической и циклической трещиностойкости металла годных и забракованных по прозвучиваемости осей.
Экспериментальная часть работы выполнялась с использованием сервогидравлической испытательной машины MTS-810 (максимальное усилие 10 т) для испытаний образцов на статическую и циклическую трещиностойкость и растяжение. Испытания на ударный изгиб проводились на инструментированном маятниковом копре PSW 300 фирмы MFL с максимальной энергией удара 300 Дж.
Для проведения механических испытаний были отобраны шесть осей, три из которых прошли УЗ контроль и три были забракованы по прозвучиваемости.
В табл. 1 приведены полученные результаты испытаний на растяжение (средние значения по трем образцам для каждой оси).
Видно, что материал всех осей за исключением оси № 1 (прошедшей УЗК) имеет близкие прочностные свойства. У оси № 1 они более высокие. Пластические свойства осей 1-3, 5-6 также оказались близкими. Для забракованной оси № 4 получены более низкие значения относительного удлинения и сужения. Химический состав исследованных материалов практически не отличался.
Испытание ударных образцов проводили на образцах Шар пи с V-образным надрезом в диапазоне температур от -40 до +100°С (было испытано порядка 15 образцов из каждой оси). По данным этих испытаний оценивалась ударная вязкость KCV, доля вязкой составляющей в изломе и в соответствии с методикой [3] критическая температура хрупкости Tk0. Полученные значения Тk0 представлены в табл. 1.
По данным испытаний на ударный изгиб было установлено, что характеристики ударной вязкости металла осей, забракованных по прозвучиваемости, существенно ниже, чем для металла осей, прошедших УЗК, а величина Tk0, выше на 35-60°С.
Для оценки склонности металла осей к динамическому разрушению были дополнительно проведены инструментированные испытания на ударный изгиб образцов типа Шар пи с предварительно выращенной усталостной трещиной. Скорость маятника в момент удара (как и при испытании образцов без трещины) составляла около 5 м/с. В процессе испытаний регистрировались диаграммы разрушения в координатах нагрузка - время и нагрузка-прогиб образца.
Из полученных данных было установлено, что при температуре +20°С энергия разрушения и соответственно ударная вязкость образцов с начальной трещиной, изготовленных из металла осей, забракованных по прозвучиваемости, приблизительно в два раза ниже, чем образцов, изготовленных из металла осей, прошед-
ших УЗК. Аналогичное соотношение для ударной вязкости было получено на образцах без трещины. При температуре -40°С (на нижнем шельфе температурной кривой ударной вязкости) указанные характеристики для образцов с начальной трещиной, изготовленных из металла осей, забракованных по прозвучиваемости, и прошедших УЗК, практически совпадают.
Для определения вязкости разрушения (трещиностойкости при статическом нагружении) использовались компактные образцы типа СТ1 толщиной 25 мм с предварительно выращенной усталостной трещиной, которые испытывали на внецентренное растяжение [4]. Температура испытаний составляла от -40 до +20°С. По данным этих испытаний установлена температурная зависимость вязкости разрушения в форме “Мастер-кривой” [5], а также 5 и 95% границы допуска
Уравнение “Мастер-кривой” для медианного значения (для вероятности Рс = 0,5) вязкости разрушения Кнопка) образцов толщиной В = 25 мм имеет вид
Кс(теф(Т) = 30 + 70ехр(0,019(Т- Т0)), (1)
где Кгс(те<1) - вязкость разрушения при Рс= 0,5 и толщине образца В = 25 мм; Т0 - температура, при которой медианное значение КтС при В=25 мм равно 100 МПа^м.
Концепция “Мастер-кривой” предусматривает возможность учета влияния толщины образца на вязкость разрушения в соответствии со следующей зависимостью:
к X - кшп KC - кШп
{B 4
VBx J
1/4
(2)
Т/Х Т/У
где Кю, К1С - значение вязкости разрушения для образцов толщиной В = Вх и В = ВУ, соответствующие одной и той же вероятности Рс, Ктп =20 МПа^м.
Для определения параметров уравнения “Мастер-кривой” (величины Т0) использовался многотемпературный подход [5]. Полученные значения температуры Т0 для металла всех осей приведены в табл. 1. Необходимо отметить, что между значениями Тк0 иТ0 не выявлено выраженной корреляции, что возможно объясняется неоднородностью свойств металла осей, а также ограниченным объемом испытаний (из каждой оси было вырезано и испытано по 5-6 компактных образцов для определения К1С).
Таблица 1
Механические свойства метала осей при растяжении
Тип оси Номер оси СТ 02, МПа СТ в, МПа 5, % V, % Tko T0
Прошедшие 6 287 591 25,9 47 +30 -12
УЗК 1 381 757 23,8 51 +10 35
2 325 646 22,5 48,8 +25 46
Забракованные 5 318 649 19 33 +60 0
3 327 627 25 45 +70 46
4 310 618 25 44 +60 36
На рис. 1 представлены обобщенные результаты для всех испытанных осей, прошедших УЗК. Для совокупности этих данных величина Т0 = +2°С. Кривая 1 соответствует вероятности разрушения Рг= 0,95, 2 - Рг= 0,5, 3 - Рг= 0,05.
Для обобщенной зависимости, включающей все полученные на забракованных осях данные, Т0 = +15°С (рис. 2).
Как следует из рис. 1, 2, для забракованных осей № 3 и 4 с понижением температуры испытаний до -40°С проявляется различие от данных испытаний образцов, вырезанных из осей, прошедших УЗК. Для забракованных осей величина КС находится на уров-
Рис. 1. Обобщенная зависимость вязкости разрушения К1С (К.|с) от температуры для всех испытанных осей, прошедших УЗК (То = +2°С):
1 - Рг = 0,95; 2 - Рг = 0,5; 3- Рг=0,05
Рис. 2. Обобщенная зависимость вязкости разрушения Кю (Кю) от температуры для всех испытанных осей, забраюванных по прозвучиваемости (То = +15°С):
1 - Рг = 0,95; 2 - Рг = 0,5; 3 - Рг=0,05
не 50-52 МПа-м0,5, а для осей, прошедших УЗК, на уровне 76-83 МПа-м0,5, т.е. приблизительно в 1,5 раза выше. Более высокие результаты по К1С для забракованной оси № 1 могут быть связаны с неоднородностью материала в этой оси, а также указывают на то, что связь между размером зерна и величиной К1С не является однозначной.
Для всего массива данных (рис. 3) отличия между значениями К1С годных и забракованных по прозвучиваемости осей не носят принципиального характера, что позволяет проводить расчеты на хрупкую прочность, используя нижнюю огибающую.
Выполненный фрак то графический анализ изломов образцов, изготовленных из осей, прошедших УЗК, и забракованных по прозвучиваемости, показал, что механизм их разрушения отличается, особенно при низких температурах, что согласуется с испытаниями на вязкость разрушения.
Общий вид излома образца (температура испытаний минус 40°С), вырезанного из забракованной по
Рис. 3. Обобщенная зависимость вязкости разрушения Кю (Кис) от температуры для осей, забраюванных по прозвучиваемости, и прошедших УЗК (нижняя кривая соответствует 5% вероятности разрушения)
Рис. 4. Излом образца, вырезанного из забраюванной по прозвушванию оси
прозвучиваемости оси № 3, представлен на рис. 4. Образец разрушен хрупко, без утяжки. На рис. 5 показана поверхность разрушения этого образца, полученная на электронном микроскопе. Видно, что разрушение произошло, в основном, путём хрупкого внутризёренного скола. Размер фасеток скола ~200-900 мкм, что в данном случае примерно соответствует размеру зерна. В изломе наблюдались отдельные частицы сульфидных неметаллических включений.
Рис. 5. Поверхность разрушения образца. Участки хрупкого транскристаплитного скола. Образец вырезан из оси, забраюванной по прозвучиваемости
Рис. 6. Излом образца, вырезанного из прошедшей УЗК оси
Излом образца, вырезанного из прошедшей УЗК оси № 1, показан на рис. 6. Образец разрушен с небольшой утяжкой. Поверхность разрушения состоит из двух различных частей - кристаллической и полос -чатой. Зёрна в кристаллической части излома данного образца значительно мельче, чем зёрна в изломе образца из забракованной оси.
На рис. 7 показана поверхность разрушения данного образца, полученная на электронном микроскопе. Кристаллическая часть излома разрушена, в основном, хрупко сколом по телу зёрен. Размер фасеток скола ~20-40 мкм. В полосчатой части излома наблюдалось очень большое количество вытянутых частиц сульфидов, так называемых «усов». В этой части поверхности, помимо расслоя по сульфидным включениям, были выявлены участки вязкого разрушения - ямки отрыва. В кристаллической части поверхности разрушения наблюдались только отдельные частицы сульфидов.
Для металла годных и забракованных по прозвучиваемости осей, используя данные испытаний на ударный изгиб образцов Шарпи с наведенной усталостной трещиной, была выполнена оценка динамической вязкости разрушения.
Так как разрушение этих образцов происходило в пределах упругой области, характеристику разрушения материала при динамическом нагружении К1а определяли по формуле
її Т
К = шах у
и bW3/2 ,
где у =2,9(1 т)1/2 - 4,6(1 т)3/2 +
+21,8(1 / W)5/2 - 37,6(1 / W)7/2 +38,7(1 / W)9/2).
Здесь I - длина трещины; Ь и W - ширина и высота образца; Ь - расстояние между опорами. В нашем случае Ь = W = 10 мм, Ь = 40 мм. Ршах - максимальное усилие, определяемое по диаграмме с учетом инерционной поправки Ршах = Ршахд - Ри. Величину инерционного усилия оценивали по зависимости [6, 7]
Ри =шУ07 (44ах),
где ш -масса образца; У0 - скорость нагружения, і^ -прогиб при максимальной нагрузке.
Результаты расчета показали, что значения динамической вязкости разрушения в диапазоне температур от -40 до 20°С располагаются у нижней границы полосы разброса данных статической вязкости разрушения. При этом полученные значения оказались не ниже 50 МПа-м12.
Сводный график, включающий все данные по вязкости разрушения, приведен на рис. 8. Здесь кривая 1 -нижняя огибающая, соответствующая вероятности разрушения 5% для образца толщиной 25 мм. Поскольку размеры поперечного сечения оси существенно выше для консервативности с использованием приведенного выше соотношения (2), получена кривая вязкости разрушения (кривая 2 на рис.4) для фактического диаметра оси. Кривая 3 является кривой допускаемых значений коэффициента интенсивности напряжений и соответствует введению запаса по Кіс, равного двум [3].
Исследование характеристик циклической трещи-ностойкости проводилось также на компактных образцах типа СТ-1. Испытания осуществляли при осевом растяжении при Т = 20°С и коэффициенте асим-
Рис. 7. Поверхность разрушения образца, вырезанного из оси, прошедшей УЗК
Рис. 8. Зависимость критических коэффициентов интенсивности напряжений от температуры:
Кие, К2р, К^с, К4]с, Кдс, К* - данные испытаний на статическую вязкость разрушения осей 1-6 соответственно; ккл, кь:|2 - данные по динамичесюй вязкости разрушения забраюванныхи прошедших УЗК осей; 1 - нижняя огибающая, соответствующая вероятности разрушения 5% для образцов толщиной 25 мм; 2 - тожедпяоси; 3 - кривая допускаемых значений коэффициентов интенсивности напряжений (запас по Кю равен 2)
метрии цикла Я = 0 [8].
По данным этих испытаний были построены кинетические диаграммы усталостного разрушения в координатах: скорость роста трещины (аМ№) - размах коэффициента интенсивности напряжений (ДК) (рис. 9). Скорость роста трещины определяли как отношение приращения длины трещины к соответствующему приращению числа циклов нагружения.
Кинетическая диаграмма развития дефектов в области низких скоростей их распространения имеет два характер ных участка:
область, в которой скорость развития дефекта описывается уравнением Пэриса
а// ач=с -дкС2,
где а//ам - изменение размера дефекта за один цикл нагружения; ДК = Кшах - Кшт - размах коэффициента интенсивности напряжений; Сі, С2 - характеристики материала,
и область интенсивного замедления роста дефекта по мере снижения размаха коэффициента интенсивности напряжений ниже порогового значения ДК(Ь , разделяющего эти участки, для которой
аі/ак = сш • дкСщ\
В табл. 2 приведены значения констант данных уравнений для годных, забракованных по прозвучи-ваемости осей.
Как видно из рис. 9, весь массив полученных данных ограничен достаточно узкой полосой разброса и может быть описан одной зависимостью, параметры которой также указаны в табл. 2.
Полученные результаты показывает перспектив -ностъ дальнейшего, более детального исследования возможности разбраковки осей, не прошедших УЗ контроль на прозвучиваемостъ. При этом, помимо исследованных в данной работе характеристик, необходимо проведение сравнительных испытаний осей, забракованных по прозвучиваемости или модельных элементов с учетом технологии изготовления осей, включая поверхностное упрочнение. Представляется также целесообразным установление корреляции механических свойств и других расчетных характеристик с уровнем затухания УЗ сигнала и размером зерна, что позволит обоснованно провести их разбраковку.
Таблица 2
Параметры кинетического уравнения скорости ростатрещины для металла осей
Тип оси С! С2 М Па-м1/2 №1 С^2
ПрошедшиеУЗК 6-10-9 2,9 22 2-10-28 ,5
Забракованные по прозвучкванию 5-10-п 4,25 28 2-10-45 27,9
Весь массив 5-10-11 4,25 22 2-10-28 17,5
0
10
20
30
60
70
80
40 50
К1, МПа м1/2
Рис. 9. Обобщенный график зависимость сюрости роста трещины от коэффициента интенсивности напряжений
для всех исследованных осей:
90
- для осей с нормальным зерном;
- для осей скрупным зерном
Заключение
1. Механические свойства металла исследованных осей, забракованных по прозвучиваемости, характеризуются большим разбросом данных по пластичности и в среднем более низкими пластическими свойствами, чем осей, прошедших УЗК
2. На металле забракованных осей получены более низкие значения ударной вязкости и более высокие величины критической температуры хрупкости.
При пониженных температурах металл забракованных осей имеет более низкую вязкость разрушения.
3. Характеристики циклической трещиностойко-сти годных и забракованных осей отличаются незначительно. С точки зрения обеспечения безопасной эксплуатации данный результат является наиболее существенным, т.к. хрупкое разрушение осей мало вероятно. Для этого трещина должна вырасти до значительной величины, а это исключается при использовании современных методов контроля [9, 10].
4. Поскольку значительная часть ресурса осей определяется периодом зарождения трещины, необходимо оценить усталостные характеристики годных и забракованных по прозвучиваемости осей с учетом технологии их изготовления.
Список литературы
1. РД 07.09-97. Руководство по комплексному ультрозвуковому
контролю колесных пар вагонов. -М.: МПС РФ, 1997. 85 с.
9.
10.
СТО РЖД 1.11.001-2005. Контроль неразрушающий приемочный. Оси колесных пар подвижного состава. Методические указания по ультрозвуковому конгроло. Стандарт ОАО “РЖД'. М., 2005. 62 с.
ПНАЭ Г-7-002-86. Нормы расчета на прочность оборудования и трубопроводов атомных энергетических установок. м.: Энергоатомиздат, 1989. 528 с.
ГОСТ 25.506-85. Методы механических испытаний материалов. Определение характеристик трещиностойкости (вязкости разрушения) при статическом нагружении.
ASTM E 1921-05. Standard Test Method for Determination of Reference Temperature, To, for Ferritic Steels in the Transition Range. Annual Book of ASTM Standards. Vol. 03.01. P. 1068-10841.
Расчеты и испытания на прочность. Методы механических испытаний металлов. Определение характеристик вязкости разрушения (трещиностойкости) при динамическом нагружении: РД 50-344-82. М.: Изд-во стандартов, 1983. 52 с.
Ман И., Гольцман М. Методика испытания динамической вязкости разрушения / ИФМ ЧСАН. Брно. 1979. 36 с.
РД 50-345-82. Методические указания. Расчеты и испытания на прочность. Методы механических испытаний металлов. Определениехаракгерисгиктрещиностойкости (вязкости разрушения) при циклическом нагружении.
К вопросу об УЗК осей колесных пар на прозвучмваемость / Вопилкин АХ., Кононов ДА., Тихонов Д.С. Казанцев А.Г. // В мире неразрушающего контроля. 2007. № 1. С. 62-64. Определение остаточного ресурса объектов повышенной опасности / Гапанович В.А., Вопилкин АХ., Казанцев А.Г., Гурвич А.К, Кононов ДА. // В мире неразрушающего контроля. 2006. № 4. С. 75-78.
Bibliography
1. RD 07.09-97. Complex ultrasonic examination of wheel pairs of railway cars. Manual. M.: MPS RF, 1997. 85 p.
2. STO RZhD 1.11.001-2005. Nondestructive acceptance examination. Axis of wheel pairs of the rolling stock. Ultrasonic examination manual. Standard of OJSC "RZhD". M., 2005. 62 p.
3. PNAE G-7-002-86. Calculations of equipment durability and piping durability of nuclear power stations M.: Energoatomizdat, 1989. 528p.
4. GOST 25.506-85. Methods of mechanical testing of materials. Calculation of fracture strength (fracture toughness) characteristics at static loading.
5. ASTM E 1921-05. Standard T est Method for Determination of Reference Temperature, T o, for Ferritic Steels in the Transition Range. Annual Book of ASTM Standards. Vol. 03.01. P. 1068-10841.
6. Strength test and its calculation. Methods of mechanical testing of metals. Calculation of fracture toughness (fracture strength) at dynamic loading: RD 50-344-82. M.: Standards, 1983. 52 p.
7. Man I., Goltsman M. Testing technique of dynamic fracture toughness calculation / IFM ChSAN. Brno. 1979. 36 p.
8. RD 50-345-82. Study guide. Strength test and its calculation. Methods of mechanical testing of metals. Calculation of fracture toughness (fracture strength) at cyclic loading.
9. Some considerations on USK of axis of wheel pairs during sonic test / Vopilkin A.H., Kononov D.A., Tihonov D.S., Kazantsev A.G. // In the field of nondestructive examination. 2007. № 1. P. 62-64.
10. Calculation of remaining life of hazardous facilities / Gapanovich V.A., Vopilkin A.H., Kazantsev AG., Kononov D.A // In the field of nondestructive examination. 2006. № 4. pp. 75-78.
