Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса 10
1.1 Общая характеристика (химический состав, структура, механические свойства, способы получения бейнитной структуры)... 10
1.2. Влияние режимов изотермической обработки на механические свойства и структурообразования БЧШГ 19
1.3. Влияние легирующих элементов на структурообразование и свойства, бейнитного чугуна с шаровидным графитом
1.4. Износостойкость бейнитного чугуна 30
1.5. Выводы и задачи исследования 43
2. Методика исследований 45
2.1 .Выплавка чугуна 45
2.2. Термообработка в соляных ваннах 45
2.3. Методикарентгеноспектрального анализа 48
2.4. Методика дилатометрических исследований 49
2.5. Методика исследований на Оже-спектрометре «Jamp-IOS».. 51
2.6. Методика исследований усталостной прочности чугуна... 53
2.7. Методика исследований износостойкости бейнитного чугуна с шаровидным графитом 55
3. Исследование процесса структурообразования и свойств бейнитного чугуна с шаровидным графитом 57
3.1. Влияния химического состава и режимов термической обработки на механические свойства бейнитного чугуна с шаровидным графитом 57
3.2. Разработка математической модели влияния химического состава и режимов термической обработки на механические свойства и критический диаметр прокаливаемости бейнитного чугуна с шаровидным графитом 75
3.3. Влияние химического состава чугуна на температуру эвтектоидного превращения 91
3.4. Влияние химического состава чугуна на температуру начала распада бейнита 99
3.5. Выводы 103
4. Исследование работоспособности бейнитного чугуна с шаровидным графитом 105
4.1. Исследование усталостной прочности чугунов с бейнитной структурой 105
4.1.1. Исследование усталостной прочности чугзша при различных режимах изотермической обработки 105
4.1.2. Исследование усталостной прочности зубчатых колес 107
4.1.3. Изучение особенностей поверхностей излома образцов методом Оже-спектроскопии 108
4.2. Сравнительная износостойкость зубчатых пар, изготовленных из различных материалов 119
4.3. Исследование износостойкости зубчатых пар, прошедших различную изотермическую обработку 126
4.4. Выводы 131
5. Промышленное опробывание результатов работы 132
5.1. Разработка технологических рекомендаций для производства отливок из бейнитного высокопрочного чугуна с шаровидным графитом 132
5.2. Разработка технологического процесса получения ответственных отливок из бейнитного чугуна с шаровидным графитом в производственных условиях 134
5.3 Технико-экономическая эффективность получения высокопрочного чугуна с бейнитной структурой в сравнении со стальной технологией 144
Общие выводы 148
Список использованной литературы 151
Приложение 162
- Влияние режимов изотермической обработки на механические свойства и структурообразования БЧШГ
- Методика исследований износостойкости бейнитного чугуна с шаровидным графитом
- Разработка математической модели влияния химического состава и режимов термической обработки на механические свойства и критический диаметр прокаливаемости бейнитного чугуна с шаровидным графитом
- Сравнительная износостойкость зубчатых пар, изготовленных из различных материалов
Влияние режимов изотермической обработки на механические свойства и структурообразования БЧШГ
Механические свойства БЧШГ изменяются в зависимости от микроструктуры, которая в свою очередь в значительной степени зависит от температуры и продолжительности аустенизации, от температуры и продолжительности изотермического превращения.
Влияние температуры аустенизации на ход бейнитной реакции проявляется через изменение количества углерода, растворенного в аустените. Увеличение температуры аустенизации приводит к росту содержания углерода в аустените, что выражается в повышении количества аустенита, сохраняющегося после завершения первой стадии превращения [62,86,112,113,124,125], а также к увеличению размера аустенитного зерна [76]. Оба фактора увеличивают прокаливаемость и снижают скорость превращения.
Так, например, с увеличением температуры аустенизации с 850 до 1000 С в течение 2 часов, при Тп=370 С в течение 30 мин, количество остаточного аустенита возрастает с 22 до 48 % [113].
По данным [71,102], повышение температуры аустенизации от 821 до 927 С , повышает содержание углерода в исходном аустените в среднем на 0,2 % по массе, что приводит к уменьшению скорости бейнитной реакции.
Из работы [71] следует, что снижение температуры аустенизации сводит на нет, в определенной степени, отрицательное влияние сегрегации легирующих элементов и способствует более равномерному протеканию бейнитной реакции в объемах эвтектических колоний.
Содержание углерода в матрице определяется также и временем аустенизации, поскольку диффузионное перемещение углерода с графитовых включений в матрицу происходит относительно медленно 41]. Причем время, необходимое для полной аустенизации, зависит от исходного состояния литой структуры детали: для чугуна с перлитной структурой необходимо 30 мин для завершения этого процесса [76]; с ферритной структурой необходима более длительная выдержка [71,76 -около 2 часов [71] - для создания одинакового содержания углерода в матрице.
Таким образом, от корректности выбора параметров изотермической обработки зависит какая в итоге получится микроструктура, а следовательно и механические свойства.
Однако прокаливаемость у нелегированного чугуна очень низкая. Как указывается в работе [123] основной химический состав изотермически закаленного чугуна с шаровидным графитом должен соответствовать рекомендациям для высокопрочного чугуна марки ВЧ40. Но указанный состав чугуна может использоваться для отливок с толщиной стенок до 10 мм. При большей толщине стенок должен применяться легированный чугун с более высокой прокаливаемостью.
Строение продуктов бейнитного превращения в значительной степени определяется температурой, при которой происходит превращение. При температурах выше 350 С формируется так называемый «верхний» бейнит, более крупнодисперсного строения [8,39,55,110]. При температурах ниже 350 С формируется так называемый «нижний» бейнит
По данным [1,8,13,18,25,39,41], БЧШГ со структурой матрицы «верхний» бейнит, характеризуется сочетанием высоких значений вязкости, пластичности, усталостной прочности, износостойкости и сопротивления удару, в то время как, согласно данным тех же авторов, БЧШГ со структурой матрицы «нижний» бейнит характеризуется сочетанием высоких значений временного сопротивления при растяжении
И твердости. Вместе тем, авторы работ [18,91]указывают на преимущество по пластическим свойствам БЧШГ со структзфой матрицы «нижний»бейнит по сравнению с БЧШГ с матрицей «верхний» бейнит. Такая трактовка в механических свойствах связана с тем, что:
Во-первых, с понижением температуры изотермического превращения в бейнитном интервале, из-за более медленного отвода в аустенит атомов углерода от границы аустенит-феррит, кристаллы феррита получаются мельче. Это является одной из причин повышения прочностных свойств бейнита [14,23].
Во-вторых, в верхнем бейните карбидные частицы расположены, главным образом, по границам ферритных кристаллов и поэтому не вносят существенного вклада в упрочнение, зато способствуют повышению пластичности. С понижением температуры превращения дисперсность карбидов возрастает, и они располагаются в основном внутри феррита, повышая прочность бейнита [39,44].
Большое влияние на механические свойства оказывает и количество остаточного аустенита, который, главным образом, влияет на пластичность изотермически закаленного высокопрочного чугуна. По мнению автора [47] оптимальные механические свойства достигаются при содержании в конечной структуре 65-82 % бейнита и 18-35 % остаточного аустенита. Максимальное количество остаточного аустенита получается при температуре изотермической закалки 400 С. Наличие в металлической матрице остаточного аустенита дает возможность чугуну упрочняться от воздействия нагрузки в процессе работы, что повышает усталостную выносливость материала.
Методика исследований износостойкости бейнитного чугуна с шаровидным графитом
Сравнительная износостойкость зубчатых пар изготовленных из различных материалов проводилась на установке «МИФ» (конструкции ЦНИИТМАШ), позволяющей моделировать работу зубчатых пар. Испытания проводились при следующих условиях: число оборотов - 250 об/мин, крутящий момент 4500 кг-см, погонная нагрузка - 515 кг-см, диаметр шестерни и колеса соответственно 84мм и 133 мм, модуль зуба -4. Испытания проводились без смазки, т.е. создавались более жесткие условия эксплуатации. Длительность работы зубчатой пары равнялась 120 ч. Оценку износостойкости производили по суммарной потере веса шестерни и колеса. Взвешивание образцов проводили на электронных весах.
Исследование износостойкости зубчатых пар, прошедших различную изотермическую обработку проводились при следуюп];их условиях: погонная нагрузка на зуб 200 кгсм, скорость враш:ения шестерни 100 об/мин, крутяший момент М=11250 кгсм, диаметр шестерни и колеса соответственно 84 мм и 133 мм, модуль зуба - 4. Длительность одного испытания - 100 часов. Испытания проводились с использованием масла "Цилиндровое 45". Величину износа определяли по потере веса колеса. Оценку износостойкости производи по сзпугмарной потере веса шестерни и венца. Взвешивание проводили на электронных весах.
Определение механических свойств, структур, химического состава, температур производился по общепринятым методикам и стандартам. Свойства БЧП1Г зависят от дисперсности структурных составляющих, это в свою очередь определяется режимами изотермической обработки и соответствующим легированием.
Эффективность легирования проявляется, прежде всего, в повышении прокаливаемости в различных сечениях отливки, в увеличении периода существования устойчивой двухфазной структуры (феррит + высокоуглеродистый аустенит), что приводит применению более гибких параметров термообработки и закалочных сред.
Чаще всего изотермическую закалку проводят в соляных ваннах, которая осуществляется после аустенизции в печах или соляных ваннах (процсс «ванна-ванна») при температуре от 250 до 425 С с последующим охлаждением в воде или на воздухе. Однако, в целях исключения загрязнения среды и повышенной коррозии литья начали использовать закалку в масляных ваннах, но использование закалочных масел ограничивается температурой 240 С. Если нет возможности изготовить ванны соответствующего размера, то применяют охлаждение на воздухе до температуры изотермического превращения, а затем выдерживают в печи. Такой вид термообработки применяется только для легированных чугунов. Однако наиболее высокие и стабильные значения механических свойств наблюдаются при закалке в соляную ванну.
Как было сказано выше, основное преимущество легирования - это увеличение прокаливаемости за счет увеличения периода устойчивости двухфазной структуры: феррит + высокоуглеродистый аустенит. В то же время легирование приводит к снижению механических свойств за счет образования сегрегации . Для сведения негативного влияния легирующих элементов используют: более низкую температуру аустенизации; стремятся к ограничению их содержания; увеличивают в чугуне содержания кремния, приводящее к уменьшению протяженности аустенита и более равномерному распределению легирующих элементов; применяют комплексное легирование, приводящее к повышению прокаливаемости и сохранению хороших механических свойств.
В связи с этим несомненный интерес представляют исследования влияния легирования, закалочных сред и параметров изотермической закалки на структуру и свойства БЧБ1Г.
С целью исследования была проведена серия плавок (табл.7) на основе базового состава чугуна марки ВЧ 40 (плавка Б-28).
Разработка математической модели влияния химического состава и режимов термической обработки на механические свойства и критический диаметр прокаливаемости бейнитного чугуна с шаровидным графитом
Проведены исследования по влиянию различных факторов, определяющих уровень механических характеристик высокопрочного чугуна в отливках. Была изучена взаимосвязь структуры и механических свойств низколегированного высокопрочного чугуна с содержанием в нем различных химических элементов, температуры аустенизации и температуры промежуточного превращения, а также продолжительности выдержки при изотермических температурах.
Литературы показывает, что применение изотермической закалки ограничивается мелкими отливками с толщиной стенки до 50 мм. Данное обстоятельство связано с прокаливаемостью чугуна, поэтому было также исследовано влияние химического состава и технологических режимов изотермической закалки на критический диаметр прокаливаемости.
На основе математической обработки с помощью пакета химического состава и режимов термической обработки на механические свойства и критический диаметр прокаливаемости (мм) бейнитного чугуна с шаровидным графитом.
Варьируемые факторы имели следующие обозначения: Х1 содержание углерода, изменялось от 3,2 до 3,8 %; Х2 - содержание кремния, изменялось от 2,0 до 2,8 %; Хз - содержание марганца, изменялось от 0,2 до 1,2 %; Х4 - никеля, изменялось от 0,0 до 3,6; Х5 содержание молибдена, изменялось от 0,0 до 0,8 %; Хб - содержание меди, изменялось от 0,0 до 1 , 6 %; Х7 - температура аустенизации варьировалась в пределах 850-900 С; Хв - температура промежуточного превращения изменялась в пределах 300-400 С ; Х9 - продолжительность в ы д е р ж к и изменялась в пределах 1000-20000 сек при температуре образования бейнитной структуры. В качестве выходных параметров (откликов) были приняты: ав - предел прочности при разрыве, МПа; НВ - твердость; 8 -относительное удлинение; А - количество остаточного аустенита; Вк -критический диаметр прокаливаемости (см.Приложение ).
Адекватность математических зависимостей экспериментальным данным оценивают с помощью коэффициента корреляции (К) и среднеквадратичного отклонения (А).
Анализ влияния химического состава и технологических факторов на механические свойства по полученным математическим зависимостям хорошо согласуется с литературными данными.
По приведенным выше уравнениям построены зависимости влияния легирующих элементов (Мп, N1, Мо) и технологических параметров изотермической закалки (Та, Тп, т) на механические свойства (ИВ, 5, ав), критический диаметр прокаливаемости и % остаточного аустенита в чугуне (рис. 16-20).
На рис.16 видно, что на понижение твердости сильно влияет содержание молибдена и температура превращения. При этом влияние молибдена особенно сильно сказывается после концентрации его 0,6 %, а повышение температуры превращения после 375 С сказывается мало.
На прочность бейнитного чугуна с шаровидным графитом (рис.17) сильное влияние оказывает температура превращения, чуть меньшее -марганец, который равномерно снижает прочность с 1220 до 8610 МПа (соответственно с 0% -1,2 %). Содержание молибдена, так же как и при его влиянии на твердость, не должно превышать 0,6 %, т.к. при дальнейшем его интенсивность падения прочности резко увеличивается.
На пластичность марганец влияет плохо (рис.18).Влияние же молибдена при его содержании до 0,4% сказывается незначительно, однако при содержании свыше 0,4 % происходит резкое падение пластичности. Таким образом, из рис. 16-18 видно, что на предел прочности и твердость сильно влияют температура изотермической закалки, содержание марганца и молибдена, а на относительное удлинение, помимо вышеперечисленных факторов, существенное влияние оказывает еще и температура аустенизации. Отмеченное влияние марганца и молибдена объясняется стрз турной неоднородностью, которая возникает вследствие химической неоднородности. Падение пластических свойств, следует связывать с выделением мартенсита и карбидов по границам зерен. Поэтому максимальное содержание марганца и молибдена в составе чугуна должно быть не более 0,5 %. Для уменьшения степени ликвации желательна присадка элементов, не образующих карбидов: никеля и меди. Повышение содержания N1 и Мл приводит увеличению остаточного аустенита в чугуне, так как эти элементы являются аустенитообразующими элементами, которые расширяют у-область при образовании твердого раствора (рис.19). Повышение температуры аустенизации с 800 до 950 " С приводит к росту в структуре остаточного аустенита до 36 %. Повышение содержания N1 незначительно изменяет мех.свойства при выбранной температуре закалки (рис. 16-18), однако легирование чугуна N1 приводит к получению бейнитной структуры в отливках с толщиной стенки до 100 мм (рис.20).
Сравнительная износостойкость зубчатых пар, изготовленных из различных материалов
Ранее были проведены исследования по влиянию различных факторов, определяющих уровень механических характеристик высокопрочного чугуна с бейнитной структурой. Выявлена взаимосвязь структуры и механических свойств чугуна с бейнитной структурой от содержания в нем различных основных и легирующих элементов, температуры аустенизации, промежуточного превращения и времени выдержки при изотермической закалке. И можно сделать вывод, что от правильности выбора температуры аустенизации существенно зависят такие показатели как относительное удлинение, содержание остаточного аустенита и критический диаметр прокаливаемости (рис.25).
Распад аустенита при изотермической выдержке зависит от его состояния, т.е. прежде всего от содержания зтлерода и химического состава чугуна.
При высокой температуре аустенизации концентрация углерода в аустените повышается и последующий распад аустенита затрудняется. Для содержания углерода важно прежде его доля, растворенного в аустените, она определяет длительность выдержки при температуре аустенизации. На рис.26 показано влияние температуры и времени выдержки при перлитной и ферритной исходной структуре на количество связанного углерода в чугуне.
На рис.27 показано, что интервал благоприятных температур зависит от изменения содержания углерода в аустените в пределах 0,6-0,9%. Этим можно объяснить сильное влияние температуры аустенизации на оптимальную температуру изотермической закалки.
Таким образом, на процесс структурных превращений кроме химического состава чугуна влияет и температура аустенизации, поэтому были проведены дилатометрические исследования по влиянию химического состава чугуна на начало и конец структурных превращений для исходного чугуна при нагреве. Для исследований были представлены образцы 0 5 мм, / = 50 мм, химический состав которых представлен в табл.14. Образцы всех плавок в литом состоянии имели перлитно-ферритную структуру.
Для регистрации объемных изменений во времени при изотермической выдержке образцов в печи термостате использовался дилатометр ДКВ-5А со специальной приставкой. Образцы исследовались в интервале температур 20-900 " С , скорость нагрева - 3 С/мин, при этом фиксировались объемные изменения при нагреве и охлаждении (табл.14). Если в металлах или сплавах при изменении температуры не происходит фазовых превращений, то их длина (объем) изменяется плавно.
Однако, если происходит фазовое превращение, то длина (или объем) растет (или убывает) скачкообразно, что связано с перестройкой кристаллической решетки.
В качестве переменных были выбраны следующие факторы и указанные элементы варьировались в пределах: углерод 2,7-3,5%, кремний 1,22-2,4%, марганец 0,34-0,55%, никель 0-1,97%, медь 0-1,5%. Выходными параметрами были выбраны температуры начала (1эн) и конца (1эк) эвтектоидного превращения при нагреве.
На основании проведенных исследований и математической обработки с помощью множественной регрессии на ЭВМ были получены математические зависимости (13, 14), определяющие начало и конец структурных превращений при нагреве и имеющие следующий вид:
Адекватность математических зависимостей оценивали по коэффициентам корреляции К и среднеквадратическому отклонению А. Полученные уравнения описывают влияния химического состава на температуры начала и конца эвтектоидного превращений (1эн , tэк) при нагреве для исходных чугунов.
По приведенным выше уравнениям построены зависимости влияния легирующих элементов на температуру начала и конца эвтектоидного превращения при нагреве для исходных чугунов (рис.28). Исследования проводили при фиксированном химическом составе, (%) : С - 3,14; 81 -1,75; Мп - 0,43; N1 - 0,91; Си - 0,47; Мо - 0,07.
Как видно из полученных зависимостей температура начала структурных превращений понижается с увеличением содержания никеля. Марганец, при содержании его до 0,45% повышает, а большее его содержание понижает температуру начала структурных превращений. Медь, в исследованном интервале температур, практически не оказывает существенного влияния на 1эн
