CC BY
35
Интервалы значений основных параметров
№ п/п Этап Инте рвалы значений параметров сварки
Т, с I, А и, В Р105, Па V, мм/с 5", мм
1 I - оплавление 28 - 46 7 - 1088 335 - 440 27 - 42 0,00 - 0,67 4,4 - 5,4
2 II - оплавление 60 - 100 24 - 736 148 - 424 26 - 35 0,22 - 0,89 7,0
3 III - форсировка 4,2 - 6,1 110 - 788 280 - 443 27 - 33 1,33 - 1,89 6,5
4 IV - осадка 1,1 - 3,0 6 - 1174 2 - 423 25 - 129 1,56 - 9,33 17,8 - 18,6
5 V - гратосъем 1,0 2 - 324 1 - 105 71 - 129 0,11 - 0,56 0,1 - 1,0
сварки фиксировались и сохранялись в базе данных в табличном виде и при необходимости в графическом виде (рис. 1).
Технология сварки рельсов на РСП включает в себя обязательную сварку контрольных образцов в начале рабочей смены. Свариваются по два образца на каждую сварочную машину, после чего проводят испытание нетер-мообработанных стыков на трехточечный статический изгиб согласно СТО РЖД 1.08.002 -2009 «Рельсы железнодорожные, сваренные электроконтактным способом». Испытания на статический изгиб проводят на прессе типа ПМС-320.
Контрольные образцы испытывались после сварки и удаления грата в сварочной машине без дополнительной обработки стыков. При испытаниях на статический поперечный изгиб контрольный образец имел длину не менее 1200 мм со сварным стыком посередине. Нагрузку прикладывали в середине пролета контрольного образца в месте сварного стыка с расстоянием между опорами 1 м (рис. 2).
Испытание одного контрольного образца проводят с приложением нагрузки на головку (растяжение в подошве), второй контрольный
образец нагружают на подошву (растяжение в головке). Результатами испытания являются значения усилия, возникающего при изгибе Ризг, кН, и значения стрелы прогиба/^, мм, при которых происходит разрушение контрольного образца, либо максимальные значения этих показателей, если образец не разрушился во время испытаний. На рис. 3 представлен график процесса испытания рельсовых стыков. Далее фактические показатели сравнивают с нормативными. Если образец выдержал нормативные требования, начинается сварка рельсов в плеть. В случае, если образец не выдержал нормативных требований, производят повторную сварку. Если же повторные испытания также имеют не удовлетворительный исход, предпринимаются действия по поиску причин низких показателей и корректировке технологических режимов.
Каждый технологический этап имеет свою продолжительность, внутри этого этапа контролируемые параметры изменяются в широком диапазоне (рис. 1). Для описания процесса контактной сварки рельсов в настоящей работе применяли метод статистического моделирования. Для его реализации необходимо уста-
1400
Ток, А 1600
Напряжение, В 2500 Передвижение подвижной
станины, мм 1300
Давление, атм 1200
Скорость, мм/с 1100
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100105110115120125130 г, с
Рис. 1. Осциллограмма процесса сварки
А
Р
А
А. 500 500
не ме нее 1200
А-А
1
А
Рис. 2. Схема испытания на статический поперечный изгиб
новление независимых (входных) переменных, а также выявление зависимых (выходных) параметров. Для создания математической модели процесса контактной сварки рельсов использовалась имеющаяся база данных параметров сварочных режимов и результатов испытаний сварных соединений. В результате предварительного анализа параметров процесса контактной сварки рельсов установлены независимые (входные) переменные и зависимые (выходные) параметры. Независимые (входные) переменные, такие как I, и, £, Р, V, являются параметрами сварочного режима, влияющими на качество сварного шва рельсов. В качестве зависимых (выходных) параметров выбраны величина усилия, возникающего при изгибе Ризг, кН, и значение стрелы прогиба /пр, мм, при которых происходит разрушение контрольного образца.
После обработки данных производственного контроля и параметров сварочных режимов были получены таблицы для каждого этапа, в которых приведены основные фактические значения сварочных режимов на машине контактной стыковой сварки К1100 и результатов испытаний сварных соединений, состоящие из 80 наблюдений.
На основе полученных производственных данных была проведена их статистическая обработка с использованием пакета STATISTICA 6.0. Оценка влияния параметров сварочных режимов на величину усилия Ризг и значение /пр проводилась средствами многофакторного корреляционного анализа, который позволяет изучить закономерности изменения результирующего показателя в зависимости от поведения различных факторов [10, 11].
Вычисление коэффициентов регрессионных уравнений проводили матричным методом с использованием пакета STATISTICA 6.0. Уравнение регрессии представлено в следующем виде:
0 0 0 0 0 0 0 0
и мм
Рис. 3. График процесса испытания рельсовых стыков
где У - зависимый (выходной) параметр; Хь Х2, ..., Хп - независимые (входные) переменные; В0, В1, В2, ... Вп - коэффициенты регрессии.
На каждом технологическом этапе сварки были построены регрессионные модели с выходными параметрами Ризг и /пр и рассчитаны коэффициенты детерминации:
- модели на первом этапе оплавления Ризг = 5129,96 + 49,02 ^ + 9,63 V™ + + 12 54 V - 10 14 £ - 3 92 £ -
г макс 1и51Т '-'прип *->поз
- 51,61 РСр + 6,82 Рмин + 19,54 Рмакс + + 8,59 иср - 7,95 имИН - 2,69 имакс - 3,72 !Ср + + 151 I - 121 I - 2 24 Т •
Амин А?-^А Амакс ± длит?
Я2 = 0,24; (1.1)
/пр = -100,44 + 3,22 Пр + 1,01 £Поз -- 2,96 Рмин - 0,61 РмЯкс + 0,55 и^р -
- 0,35 имакс + 0,08 1Ср + 0,10 1макс; Я2 = 0,50; модели на втором этапе оплавления V = 11497,07 + 57,11 ^ + 178,46 Vми - 86,14 Vмакс - 6,99 £прип - 2,12 й™ -
(1.2)
прип
- 119,85 Рср - 69,42 Рмин - 21,97 Рмакс -- 11,16 иср + 0,45 имин - 0,49 имакс +
+ 2,40 1ср + 5,24 1мин + 1,70 1макс - 0,22 ТдЛНГ -
- 1,39 Тнач; Я2 = 0,20; (2.1) /пр = -436,24 + 1,92 VCр + 7,94 Vмин -
- 0,49 Vмакс + 5,92 £прип + 0,332 £Шз - 0,03 РСр -
- 0,24 Рмин - 4,47 Рмакс + 0,56 Щ + 0,07 имин -
- 0,11 имакс +0,22 1Ср - 0,05 1мин - 0,02 1макс -
- 0,03 Тдлит; я2 = 0,27; (2.2)
- модели на этапе форсировки
Ризг = 5792,22 + 159,64 VCр + 60,29 Vмин + + 33,69 ^макс + 4,72 £прип - 15,53 + 52,83 РСр -
- 130,84 Рмин + 55,38 Рмакс - 11,82 Щ +
+ 0,15 имин + 1 1,43 имакс - 4,71 1ср - 0,35 1мин -— О 90 7 +14 Т — О 90 Т
0,29 Амакс + 14,28 Т длит 0,29 Т нач;
Я2 = 0,15; (3.1)
/пр = - 5,95 - 4,68 Пр + 4,30 Vмин + 1,47 Vмакс + + 1,90 £прип - 0,37 £поз + 0,82 РСр - 2,30 Рмин -
- 2,98 Рмакс + 0,19 иср - 0,04 имин + 0,21 имакс +
+ 0,04 1ср - 0,02 1мин + 0,57 Тдлит;
Я2 = 0,20; (3.2)
- модели на этапе осадки Лизг = - 1856,13 + 200,10 Vcp - 43,91 Vмин + + 6,52 Vm3KC - 18,40 £ПрИП - 15,05 S^ + 22,86 РСр -- 3,32 Рмин + 61,72 Рмакс + 7,28 ^ - 0,07 -
- 13,67 имакс - 2,63 1ср - 0,19 /мин + 3,92
. +
+ 39,64 ГдлиТ - 0,43 Тнач; R = 0,24; (4.1) /пр = -161,50 + 2,00 Vсp - 0,01 Vмин + + 0,16 Vm^ - 0,14 ^прип - 0,26 5поз - 0,82 Рср +
ср
+ 0,10 Рмин + 2,42 Рмакс + 0,11 Цср - 0,06 Цмакс -- 0,02 /ср - 0,01 /мин + 0,03 /макс + + 0,79 Тдлит 0,01 Тнач; R2 = 0,15; (4.2) - модели на этапе гратосъема Ризг = 2878,60 + 941,99 ^ + 72,97 Vмакс -
- 128,93 ^прип - 1,88 £поз + 104,21 Рср -
- 84,19 Рмин - 13,36 Рмакс + 5,19 Кр -
- 102,99 и,ин +54,51 U™« + 19,41 /ср -
ср
- 0 55 / - 20 33 / - 0 47 Т •
мин макс нач
R = 0,36; /пр = 97,35 - 36,29 ^р - 2,95 V,
(5.1)
+
+ 2,83 ^прип - 0,13 5поз + 3,31 Рср - 2,08 Рмин -
- 1,30 Рмакс + 1,09 иср - 3,80 имин + 0,91 ^акс +
+ 1,56 !Ср - 1,07 Iмин - 0,56 Iмакс ;
Я2 = 0,18; (5.2)
здесь Тдлит - длительность этапа, Тнач - время начала этапа; 5^03 - текущее положение подвижной станины.
Коэффициенты детерминации для каждой модели имеют низкие значения, это говорит о том, что входные переменные на каждом отдельном этапе процесса контактной сварки не в полной мере отражают полноту своего влияния на выходные параметры. Очевидно, что каждый из этапов оказывает влияние на выходные параметры, но полное влияние входных переменных можно оценить только в совокупности этих этапов.
Отбросив неудовлетворяющие параметры по г-критерию Стьюдента и собрав эти параметры каждого этапа в одном уравнении, получили следующие модели, описывающие весь процесс в целом:
Ризг = 814,08 - 12,93 !макс5 + 40,84 -
- 0,64 Тнач4 - 0,26 Iмин4 + 3,20 Iмакс4 - 6,29 имакс4 -
- 2,12 Рмин4 + 41,79 Рмакс4 +53,33 ^ +
+ 6,60 ^ - 219,91 РСр1; Я2 = 0,79 (6.1); /пр = -194,21 - 0,24 !макс5 - 0,02 Гтч4 + + 0,07 Тмакс4 + 2,43 Рмакс4 - 0,75 Рср4+ 1,94 VCр4 + + 0,01 4акс3 + 0,05 Тдлит4 + 0,08 Iсрl - 3,32 Рср1;
Я2 = 0,71. (6.2);
Полученные уравнения регрессии учитывают влияние каждого технологического этапа процесса контактной сварки рельсов на выходные свойства. Данные модели имеют достаточно высокие коэффициенты детерминации; по г-критерию Стьюдента коэффициенты регрессии всех входных переменных значимы; модель является адекватной по Р-критерию
Фишера (для Ризг при уровне значимости а = 0,05 имеем Рфакт = 9,88> Ркр = 0,38; для при уровне значимости а = 0,05 имеем Рфакт = 6,90> Ркр = 0,38).
Адекватность уравнений регрессии (6.1), (6.2) проверялась по показателю средней ошибки аппроксимации [12]:
1 m
* = - I
m i=1
Y - Y
•100,
где т - количество наблюдений; Yi - вычисленное значение результирующего показателя; ^ - фактическое значение результирующего показателя.
Для показателей РИЗг и /пр средняя ошибка аппроксимации составила 2,8 и 5 % соответственно.
Анализ распределения остатков показал, что явного отклонения от нормального закона распределения не наблюдается, т. е. остатки распределены случайно и в модели отсутствуют неучтенные параметры, влияющие на выходной параметр. Модель пригодна для принятия решений и для прогнозирования.
Выводы. На основании экспериментальных данных разработаны математические модели процесса контактной сварки рельсов на машине К1100, позволяющие оценить полноту влияния параметров технологического процесса контактной сварки рельсов на качество сварного шва. С помощью разработанных регрессионных моделей предложено прогнозировать качество сварного шва и управлять технологическими параметрами процесса контактной сварки рельсов.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИИ СПИСОК
1. Meade B. Railroad welding demands specialized processes // Welding journal. 1997. Vol. 76. № 9. P. 47 - 52.
2. Kargin V.A., Tikhomirova L.B., Abramov A.D., Galai M.S. Effect of vibroimpact treatment on the physical and mechanical properties of the surface layer of welded joints in rails // Welding International. 2014. Vol. 28. № 3. P. 245 - 247.
3. Yamamoto R., Komizu Y., Fukada Y. Experimental examination for understanding of transition behaviour of oxide inclusions on gas pressure weld interface: joining phenomena of gas pressure welding // Welding International. 2014. Vol. 28. № 7. P. 510 - 520.
4. Karimine K., Uchino K., Okamura M. Susceptibility to and occurrence of HAZ liquation cracking in rail steels: Study of rail welding with high-C welding materials (4th Report) // Welding International. 1997. Vol. 11. № 6. P. 452 - 461.
5. Kuchuk-Yatsenko S.I., Shvets Yu.V., Didkovskii A.V., Chvertko P.N., Shvets V.I., Mikitin Ya. I. Technology and equipment for resistance flash welding of railway crossings with rail ends through an austenitic insert // Welding International. 2008. Vol. 22. № 5. P. 338 - 341.
6. Irving, B., Long Island Rail Road orders an all-welded fleet // Welding journal. 1997. Vol. 22. № 9. P. 33 - 37.
7. Калашников Е.А., Королев Ю.А. Технологии сварки рельсов: тенденции в России и за рубежом // Путь и путевое хозяйство. 2015. № 8. С. 2 - 6.
8. Оборудование для контактной сварки рельсов и его эксплуатация / Под ред. С.А. Соло-довникова и др. / Академия наук УССР. -Киев: Наукова думка, 1974. - 184 с.
9. Журавлев С.И., Сударкин А.Я., Сергеев Л.С., Королева А.Б. Технологические возможности оборудования для контактной стыковой сварки с компьютерным управлением // Сварка и диагностика. 2009. № 3. С. 51 - 57.
10. Анализ данных в материаловедении. Ч. 2. Регрессионный анализ: учеб. пособие / Под ред. А.С. Мельниченко. - М.: ИД МИСиС, 2014. - 87 с.
11. Куценко А.И., Черемушкина Е.М., Щеглов В.А., Усольцев А.А. Статистический анализ технологических процессов в среде STATISTICA и EXCEL: учеб. пособие. -Томск: изд. ТПУ, 2010. - 277 с.
12. Практикум по теории статистики: учеб. пособие / Под ред. Р.А. Шмойловой. - 2-е изд., перераб. и доп. - М.: Финансы и статистика, 2006. - 416 с.
© 2017 г. Р.А. Шевченко, Н.А. Козырев, А.А. Усольцев, А.О. Патрушев, П.Е. Шишкин Поступила 27 января 2017 г.
УДК 621.78.011:669.14
О.А. Кондратова, В.Е. Громов, Е.В. Мартусевич, В.Б. Костерев, Ю.Ф. Иванов
Сибирский государственный индустриальный университет
ПРИРОДА ФОРМИРОВАНИЯ НАНОРАЗМЕРНЫХ ФАЗ ПРИ ТЕРМОМЕХАНИЧЕСКОМ УПРОЧНЕНИИ СТАЛИ*
Ускоренное охлаждение проката в потоке станов при термомеханической обработке (ТМО) является эффективным способом получения металлопродукции из низкоуглеродистых сталей с высокими механическими свойствами [1 - 3].
Исследование процессов термомеханической обработки, включающей ускоренное охлаждение, должно устанавливать связи между механическими свойствами готового продукта и эволюцией структуры, фазового состава и дислокационной субструктуры для каждого конкретного изделия. Только в этом случае возможна разработка оптимальных режимов
* Работа выполнена при поддержке гранта РФФИ № 16-48-420530.
упрочнения и целенаправленное управление эксплуатационными свойствами.
Деформация стали при термомеханической обработке, наряду с эволюцией дефектной подсистемы, практически всегда сопровождается фазовыми превращениями, которые протекают при интенсивном взаимодействии атомов углерода с дефектами кристаллической решетки [4 - 7]. В этих работах установлены количественные закономерности формирования структурно-фазовых состояний, механических и трибологических свойств при ускоренном охлаждении двутавровой балки в различных режимах, свидетельствующие о поверхностном упрочнении материала. Методами просвечивающей электронной дифракционной микроскопии показано, что структура, фазо-
вый состав и дефектная субструктура упрочненной зоны определяются: 1) механизмом у ^ а превращения, 2) режимом высокотемпературной прокатки и ускоренного охлаждения, 3) расстоянием до поверхности ускоренного охлаждения. Выявлено формирование, в результате реализации различных механизмов у ^ а превращения, зерен феррита и перлита, кристаллов бейнита и мартенсита.
Формирование наноразмерных фаз при термомеханической обработке проката связано с преобразованием карбидной подсистемы [8, 9]. Многочисленные исследования углеродистых сталей выявили несколько карбидных фаз на основе железа, различающихся относительной концентрацией углерода, параметрами и типом кристаллической решетки. Оно заключается в переходе одного карбида в другой, растворению карбида и его повторному выделению, растворению карбида и уходу атомов углерода на дефекты кристаллического строения феррита и его кристаллическую решетку. Подробный анализ результатов, полученных при исследовании превращения в карбидной подсистеме перлитных сталей, подвергнутых различным видам деформирования, представлен в работе [3].
Преобразование карбидов железа тесно связано с перераспределением углерода в стали. Углерод в структуре стали может находиться в твердом растворе на основе а- и у-железа (позиции элементов внедрения), на дислокациях (в виде атмосфер Коттрелла и Максвелла), на межфазных (карбид/матрица) и внутрифазных (зерна, пакеты, кристаллы мартенсита и бей-нита) границах, в частицах карбидной фазы.
В работах [10 - 18] представлены результаты анализа распределения углерода в сталях близкого химического состава 38ХН3МФА и 30ХН2МФА с мартенситной и бейнитной структурами, подвергнутых деформации сжатием до разрушения.
Для закаленной стали 38ХН3МФА проведенные оценки показали, что с увеличением степени деформации (е) суммарное количество атомов углерода, расположенных в твердом растворе на основе а- и у-железа, снижается, а количество атомов углерода, расположенных на дефектах структуры, - увеличивается. Особенно интенсивно процесс ухода атомов углерода на дефекты протекает при в > 0,2.
Для стали 30ХН2МФА с бейнитной структурой с увеличением степени деформации количество атомов углерода, расположенных в твердом растворе на основе а-железа, формирующих частицы цементита, расположенные на
внутрифазных границах, и расположенных на дефектах кристаллической структуры, увеличивается. Количество атомов углерода, формирующих частицы цементита, лежащие в объеме пластин бейнита, и расположенных в твердом растворе на основе у-железа, снижается.
При термомеханической обработке с ускоренным охлаждением двутавровой балки из низкоуглеродистой стали 09Г2С [4 - 7] преобразование карбидной фазы происходит по различным направлениям и механизмам: 1) разрезание цементита движущимися дислокациями; 2) растворение пластин цементита перлитных колоний и повторное выделение частиц цементита на дислокациях, границах блоков, субзерен и зерен; 3) распад твердого раствора углерода в а-железе, формирующегося в условиях ускоренного охлаждения стали («самоотпуск» мартенсита); 4) допревращение остаточного аустенита, присутствующего в структуре бей-нита и мартенсита с образованием частиц карбида железа; 5) реализация диффузионного механизма у ^ а превращения в условиях высокой степени деформации и высоких температур.
1. При разрезании пластин цементита движущимися дислокациями происходит сдвиг и поворот частей пластин друг относительно друга, а также вынос отдельных фрагментов наноразмерного диапазона в феррит.
2. При термомеханической обработке фиксируется диспергирование субструктуры цементита с образованием блочной структуры с размером блоков 30 - 50 нм. На последующих стадиях преобразования размеры блоков уменьшаются до 5 - 30 нм, блоки становятся более разориентированными. Величина азимутальной составляющей полного угла разориен-тации блочной структуры пластин карбидной фазы достигает 20 - 24 градусов.
Формирование блочной структуры сопровождается уходом атомов углерода из карбида на дислокации и последующим выделением в объеме ферритных пластин в виде частиц карбида железа наноразмерного диапазона (5 - 10 нм).
Этот механизм разрушения пластин цементита энергетически выгоден вследствие того, что энергия связи атомов углерода с дислокациями в феррите существенно превышает энергию связи атомов углерода с атомами железа в решетке цементита. Энергия связи атомов углерода в карбидах железа и с дефектами кристаллической решетки углеродистой стали [19 - 22] представлена ниже:
