Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Предпосылки повышения твердости цельнокатаных вагонных колес 8
1.1. Основные дефекты колёс грузовых вагонов 9
1.1.1. Износ 9
1.1.2. Остроконечный накат (боковой износ) 16
1.1.3. Выщербинообразование 19
1.1.4. Изломы колес 23
1.2. Зарубежная практика и отечественный опыт 26
Глава 2. Колеса повышенной твердости первого поколения 38
2.1. Обоснование химического состава стали 38
2.2. Термическая обработка 41
2.2.1. Прерывистая закалка 41
2.2.2. Отпуск после закалки 42
2.2.3. Выбор параметров термообработки 43
2.2.3.1.Время закалки (замочки) 45
2.2.3.2. Интенсивность охлаждения 45
2.2.3.3. Температура отпуска 45
2.3. Лабораторные испытания колес повышенной твердости 46
2.3.1. Исследование микроструктуры 46
2.3.2. Механические свойства колес 51
2.3.3 .Выносливость дисков колёс с повышенной твёрдостью обода 51
2.4. Пробеговые испытания колес повышенной твердости 53
2.4.1. Методика проведения испытаний 53
2.4.2. Объекты испытаний 54
2.4.2.1. Колёса производства ОАО «ВМЗ» 54
2.4.2.2. Колёса производства ОАО «НТМК» 55
2.4.3. Результаты испытаний 55
2.4.3.1. Колеса производства ВМЗ 55
2.4.3.2. Колеса производства НТМК 56
2.5. Тормозные испытания полувагонов с колёсными парами с повышенной твёрдостью обода 58
2.5.1. Летние испытания 58
2.5.2. Зимние испытания 61
Выводы по главе 63
Глава 3. Исследование технологии изготовления колес с повышенной твердостью 65
3.1. Разрушения колёс с повышенной твёрдостью обода 65
3.2. Исследование напряженно-деформированного состояния (НДС) цельнокатаных колес 75
3.2.1. Состояние вопроса 75
3.2.2. Экспериментальное определение остаточных напряжений с помощью рентгеновской тензометрии 78
3.2.2.1. Методика исследования 78
3.2.2.2. Сравнение остаточных напряжений в колесах повышенной твердости и рядового производства 85
3.2.2.3. Влияние отклонений от технологических режимов термообработки на НДС 87
3.2.3. Расчет напряженно-деформированного состояния колес с повышенной твердостью обода 95
3.2.3.1. Методика исследования 95
3.2.3.2. Расчет НДС при различных видах термической обработки 98
3.2.3.3. Расчет сходимости ободьев при радиальной разрезке 108
Выводы по параграфу 112
3.3. Металлургическое качество колесной стали 113
3.3.1. Причины повышенной загрязненности колесной стали 114
3.3.2. Анализ технологии выплавки колесной стали 119
3.3.3. Разработка технологии внепечной обработки колесной стали с продувкой аргоном 122
Выводы по параграфу 127
Глава 4. Колеса с повышенной твердостью обода, с запасом вязкости и надежности по отношению к хрупким разрушениям 128
4.1. Разработка технических требований 128
4.1.1. Обоснование химического состава стали 128
4.1.2. Предотвращение формирования чрезмерных остаточных напряжений при термообработке колес 135
4.1.2.1. Конструкция и размеры 135
4.1.2.2. Ограничение твердости ободьев колес 137
4.1.2.3. Контроль уровня напряженности ободьев 140
4.1.3. Обоснование вязкости и надежности по отношению к хрупким разрушениям 143
4.1.3.1. Нормы по чистоте стали и газонасыщенности 143
4.1.3.2. Предельные значения ударной вязкости 145
4.1.3.3. Влияние величины зерна 150
4.1.3.4. Другие меры , 150
4.2. Разработка режимов термической обработки колес с повышенной твердостью обода 151
4.3. Выпуск опытных партий колес с повышенной твердостью обода и колес повышенного качества 160
ВМЗ 161
4.4. Лабораторные и стендовые испытания опытных колес 162
4.4.1. Испытания на износостойкость 163
4.4.1.1. Методика испытаний 163
4.4.1.2. Обсуждение результатов 163
4.4.2. Испытания на контактную выносливость 164
4.4.2.1. Выбор схемы испытаний 164
4.4.3.1. Обсуждение результатов 165
4.4.3. Усталостные испытания 168
4.4.3.1. Методика стендовых испытаний 168
4.4.3.2. Обсуждение результатов 171
4.4.6. Эксплуатационные испытания 173
4.5. Колеса для перспективных осевых нагрузок (25 и 30 Тс на ось) 174
Выводы по четвертой главе 175
По колесам с повышенной твердостью обода 175
По колесам повышенного качества 177
Глава 5. Расчёт экономического эффекта 179
Заключение 181
1. Основные результаты диссертационной работы 181
2. Научная новизна теоретических положений и результатов экспериментальных исследований, полученных автором 182
3. Методы исследования, достоверность и обоснованность результатов диссертационной работы 183
4. Практическая ценность результатов диссертационной работы 184
5. Апробация работы 185
Список литературных источников 186
Приложения 191
- Износ
- Разрушения колёс с повышенной твёрдостью обода
- Причины повышенной загрязненности колесной стали
- Разработка режимов термической обработки колес с повышенной твердостью обода
Износ
При взаимодействии поверхности катания колес с рельсами происходят два одновременно протекающих процесса: смятия металла от давления в контакте при качении и истирание от сил трения скольжения, возникающих при проскальзывании колеса по рельсу во время движения.
Нарастание проката за счет смятия металла обуславливается объемной пластической деформацией, приводящей к образованию наплывов на боковой грани колеса. Величина и характер деформации зависят от термомеханических свойств колесной и рельсовой сталей, циклической упрочняемости этих сталей, соотношения нагрузок и циклических пределов текучести материалов.
Под истиранием понимается комплекс физико-механических и физико-химических процессов, включающих:
- перемещение материала, вызванное смещающей нагрузкой, включая микросрез;
- образование и отделение межповерхностных точек сцепления -схватывание;
- усталость и образование трещин на поверхности, обусловленные трибологическими переменными нагрузками, приводящими к отделению материала;
- химические реакции, в частности окисления;
- пластинчатый сдвиг участков поверхности, обусловленный образованием трещин под поверхностью из-за пластической деформации.
Всем перечисленным процессам разрушения поверхности катания при истирании предшествует пластическая деформация, подавление которой является основой повышения износостойкости.
Общеизвестно, что способность материала пластически деформироваться (или противостоять этому процессу) определяется уровнем таких ха рактеристик, как твердость и временное сопротивление. Очевидно, что они же являются наиболее существенными факторами, влияющими на износостойкость. О величине этого влияния можно судить по следующим простым примерам.
По материалам «Сумитомо метале» [1], износ образцов диаметром 30 мм из стали твердостью 310-360 НВ при испытаниях в условиях качения с проскальзыванием 10% снизился на 33% по сравнению с образцами из стали твердостью 300-330 НВ. Аналогичные данные по износу колесных сталей при испытаниях образцов диаметром 40 мм с проскальзыванием 10% получены во ВНИИЖТ [2]. Увеличение твердости колесной стали с 310 до 360 НВ приводит к снижению износа с 0,8 до 0,3 г, т.е. увеличение твердости колесной стали на 1 НВ снижает износ колеса на 1%.
По данным ПКБ ЦВ, темп роста проката колес Нижнетагильского металлургического комбината (НТМК) в 1980-1985 гг. был на 20%) ниже, чем Выксунского металлургического завода (ВМЗ). В тот же период, по данным заводов-изготовителей, среднее значение временного сопротивления колес НТМК было на 40-50 МПа выше, чем колес ВМЗ [1].
Однако в условиях трибосистемы (колесо - рельс) величина пластической деформации, а следовательно и износа, в первую очередь, зависит не от абсолютной величины этих показателей (твердости и временного сопротивления), а от их соотношения между элементами трибопары. Кроме того, в зависимости от этого соотношения осуществляется тот или иной механизм взаимодействия между колесом и рельсом.
Рассмотрим механизмы взаимодействия колеса и рельса, выбрав в качестве критерия твердость - комплексное свойство материала, отражающее его способность оказывать сопротивление механическому проникновению в него другого материала.
В процессе качения колеса по рельсу происходит взаимопроникновение колесной и рельсовой стали по площадке контакта, которое меняется в зависимости от осевой нагрузки и условий смазывания. Расчеты методом конечных элементов показывают, что напряженное состояние в контакте качения в условиях смешанного смазывания, определяющее взаимопроникновение, изменяется лишь по абсолютной величине, не изменяя общей картины, зависящей прежде всего от формы, макро- и микрорельефа поверхностей контакта [3].
При движении микронеровности поверхности колеса внедряются в поверхность рельса и передают ей крутящий момент локомотива, либо момент от перекатывания ведомых колес. В зависимости от соотношения твердостей колесной и рельсовой стали могут реализовываться два основных механизма:
а) твердость колеса выше твердости рельса. При этом происходит как внедрение микронеровностей на поверхности колеса в более «мягкую» по верхность, так и макровнедрение конусообразной поверхности колеса в рельс по эллиптической поверхности контакта (рис. 1.1 а);
б) твердость рельсовой стали равна или более твердости колесной. В этом случае происходит взаимопроникновение микронеровностей, либо про никновение идет в сторону колеса. В любом случае сопротивление проскальзыванию происходит только за счет взаимодействия микронеровностей на плоских поверхностях контакта колеса и рельса (рис. 1.1 б).
Требования к шероховатости поверхности катания по ГОСТ 9036 Rz 80 мкм, однако, после приработки в эксплуатации неровности поверхностей колес и рельсов соответствуют примерно пятому классу шероховатости Rz = 10..20 мкм. Величина макровнедрения на поверхности колесо-рельс при диаметре колеса 950 мм - около 100 мкм по высоте при длине 20 мм. Такое макровнедрение весьма существенно для передачи крутящего момента для обеспечения сцепления колеса с рельсом. На необходимость внедрения колеса в опорную поверхность рельса указывал И.В.Крагельский [4]. Для варианта типа б условия сцепления значительно хуже, чем для типа а (рис. 1.1). При этом, если в условиях примерного равенства твердостей может происходить передача крутящего момента, то в случае более твердого рельса происходит смятие микронеровностей на поверхности колеса и развивается скольжение, в тем большей степени чем выше разница твердостей.
Таким образом, превышение твердости рельса над твердостью колеса приводит к ухудшению сцепления и облегчению проскальзывания.
Величина проскальзывания - основной параметр в паре трения, определяющий скорость истирания. В зависимости от скорости истирания различают нормальный, повышенный и катастрофический износ, скорости изнашивания при которых различаются на 1-4 порядка [5]. Нормальный износ осуществляется при величинах проскальзывания до 2%, повышенный - до 10%, катастрофический - при юзе или боксовании (100%-ное проскальзывание).
В настоящее время твердость колес колеблется в пределах 260..310 НВ (по ГОСТ 10791 не менее 255 НВ) в зависимости от степени обточки; средняя твердость рельсов, уложенных в сети отечественных железных дорог, составляет 350 НВ (по ГОСТ 18267 - 341...388 НВ), что на 20-30%, а в критических случаях на 40%, превышает твердость колес. В таких условиях сцепление колеса с рельсом становится формальным и проскальзывания не ограничены, соответственно переход от одной стадии износа к другой происходит неконтролируемо, а износостойкость как колес так и рельсов может изменяться без видимых причин в сотни раз.
Зависимости износостойкости как функции двух переменных - твердостей колеса и рельса - при различных степенях проскальзывания наиболее полно освещены в работах Т.В.Ларина и Д.П.Маркова. Для определения этих зависимостей испытывались ролики из колесной и рельсовой стали, закаленные на различную твердость.
Получено, что при продольном проскальзывании до 2% для существующего в настоящее время соотношения твердостей 300 НВ колесо - 350 НВ рельс износ колес в 5 раз превышает износ рельсов [6]. При широком варьировании твердостей (от 200 до 500 НВ) суммарный износ меняется слабо. Минимальный износ колес наблюдается при соотношении твердостей колеса и рельса 1,2:1, т.е. при 20%-ном превышении твердости колеса над твердостью рельса [7, 8, 9].
Для повышенного износа или при продольном проскальзывании 10% получено, что с увеличением твердости колес от 280 до 350..370 НВ при существующей твердости рельсов 350 НВ износ колесных роликов уменьшается более чем в 3 раза, а износ рельсовых практически не меняется [6]. При дальнейшем увеличении твердости колес износ роликов изменяется слабо, а наименьший суммарный износ наблюдается при максимальных значениях твердостей обоих роликов [1].
Разрушения колёс с повышенной твёрдостью обода
Анализ аварийных колес показал, что изломы во всех случаях хрупкие. На поверхности изломов имеются однотипные разрушения, характерные тем, что очаги начальной стадии разрушения расположены в средней части обода на расстоянии 40-60 мм от поверхности катания (рис.3.1 и 3.2). Исследование химического состава металла всех аварийных колес не выявило отклонений от ГОСТ 10791-89 и ТУ 0943-049-01124328-96. Механические свойства разрушившихся колес представлены в таблице 3.1.
Обращают на себя внимание большие значения твердости на глубине 5 мм, превосходящие требования ТУ на 55-110 НВ. Однако, величины относительных удлинения и сужения, а также условного предела текучести, находятся на высоком уровне, что говорит о высоких пластических свойствах стали ободьев.
Макроструктура ободьев колес проверялась на продольных и поперечных темплетах, вырезанных как непосредственно из прилегающих к местам изломов участков, так и из удаленных зон. Оценка проводилась по характеру распределения серы по поперечному сечению колеса и после глубокого травления в горячем растворе серной кислоты. На некоторых темплетах обнаружена ликвация серы в средней части обода. В ряде случаев в центральной части при глубоком травлении происходило интенсивное вытравливание металла, что указывает на пониженную плотность металла в отдельных местах по длине обода.
Металлографическое исследование ободьев аварийных колес, выявило во всех случаях наличие идентичной микроструктуры. На поверхности катания отпущенный мартенсит, далее троостит и сорбитообразный перлит с небольшими выделениями феррита по границам зерен, что соответствует результатам, полученным для первых партий колес повышенной твердости, успешно эксплуатировавшихся в течение полутора лет.
Исследование загрязненности стали установило, что во всех разрушившихся колесах имелся целый комплекс неметаллических включений различного состава превышающих допустимые размеры. Так, в колесе (№ 12928, пл. 7041), треснувшем под составом 13 марта 1999 г на перегоне Ам-шор - Сармаю Северной железной дороги (рис. 3.2), были обнаружены оксиды строчечные на уровне 3-го балла (допустимый балл - 1,0), сульфидные включения на уровне 5-го балла (допустимый - 3,5) - рисунок 3.3.
Наличие сульфидных и сложных оксидных включений крупного размера выявлено в колесе № 256368, плавки 05444, разрушение которого привело к крушению поезда № 2402 на перегоне Палики-Думиничи Брянского отделения Московской ж.д. 26 февраля 1999 года. Характерно, что в эпицентре разрушений во всех случаях обнаруживались неметаллические включения предельных или превышающих нормы размеров.
Особое внимание было уделено анализу очагов разрушений. Как уже отмечалось, на всех изломах четко выделяется фокус, от которого идет елочное развитие трещины. Первая стадия развития трещины имеет мелкокристаллическую структуру и связана с круглым или, чаще, эллипсовидным пятном (рис. 3.1, 3.2). Поверхность не имеет дуг развития трещины, характерных для усталостного излома, возникающего при переменных циклических на-гружениях. Дальнейшее продвижение трещины за пределами «пятна» носит ярко выраженный характер мгновенного хрупкого разрушения.
Фрактографическое исследование «пятен» (район начального роста трещины) с помощью растрового электронного микроскопа показало, что, несмотря на то что излом имеет макроскопически хрупкий вид, разрушение носит смешанный характер. Наряду с характерным для хрупкого разрушения «речным узором» движения трещины (рис. 3.4 а, в), на поверхности имеются следы пластической деформации, выраженные в виде так называемой «чашечной» картины разрушения, свойственной для вязкого излома (рис. 3.4 б). На рисунке 3.5 представлено неметаллическое включение, находящееся в середине очагового «пятна» колеса № 12928 в разных спектрах излучения. Состав включения характеризует его как след раскислителя (Al, Ті, Si).
Измерение твердости по окружности дисков привело к обнаружению локальных областей с различными значениями этого параметра. По всей видимости, в этом случае имел место подкал диска, вследствие каких-то отклонений от технологического процесса.
Результаты проведенных исследований позволяют заключить, что хрупкие разрушения происходили не как следствие отклонения каких-либо макромеханических свойств. Кроме того, изломы не усталостного происхождения. Наличие в эпицентрах разрушений характерных пятен с визуально четкими границами позволяет предположить следующий механизм возникновения и развития трещин:
1. Первичные трещины возникали на местах расположения крупных неметаллических включений или их скоплений. Как отмечается в [43], неметаллические включения, либо их скопления «служат идеальными катализаторами возникновения трещин, а в определенных случаях непосредственно являются трещинами». Механизм зарождения трещины на инородном включении подробно описан в [44] и в конечном счете сводится к объединению дислокаций, заторможенных на подобном дефекте с образованием микроне-сплошности;
2. Под действием остаточных напряжений растяжения первичная трещина начинает медленно разрастаться, чему способствует как общая загрязненность стали, так и пониженная плотность средней части металла обода. Известно [45], что даже при нагрузках меньше предела текучести в микрообластях у вершин трещины может протекать пластическая деформация. Механика разрушения на микроуровне учитывает даже тепловые флуктуации. Пластическая деформация в вершинах сочетается с интеркристаллит-ными сколами зерен. Подобный медленный рост трещины продолжается до достижения ею критического размера, после чего разрушение переходит в следующую фазу;
3. Последняя стадия - мгновенное хрупкое разрушение, может произойти как от внешнего воздействия даже небольшой интенсивности (разрушения под составами), так и от внутренних напряжений (разрушение до формирования колесной пары). Скорее всего главную роль при переходе к неконтролируемому разрушению играет не величина приложенных напряже ний, а критический размер трещины, являющийся функцией материала и размеров детали, иначе - трещиностойкость.
Подобный механизм разрушения описан в литературе [45, 46] и называется «замедленным хрупким разрушением». Следует отметить, что в тех же источниках утверждается, что склонность углеродистых сталей к замедленному хрупкому разрушению снимается уже при отпуске 200 С. Кроме того, такого типа разрушения возникают в сильно закаленных мартенситных структурах. В конкретном случае это не совсем так - структура в зоне начального развития перлитная, а подобный характер развития трещин в немалой степени зависит от чистоты стали.
Таким образом, массовое производство колес с повышенной твердостью выявило целый комплекс проблем технологического характера, определивших их разрушения в эксплуатации, а именно:
Во-первых, уровень отечественной металлургии не позволяет стабильно производить металл высокого качества. Кроме того, требования к чистоте стали по неметаллическим включениям, заложенные ГОСТ 10791-89, допускают широчайший диапазон варьирования их величины. В совокупности это обуславливает изготовление колес из плавок заведомо низкого качества, что является недопустимым при производстве колес повышенной твердости. Крупные неметаллические включения и их скопления не только понизили запас вязкости колесного металла, но и явились готовыми трещинами -эпицентрами разрушений.
Во-вторых, выбранный режим термической обработки, сочетающий высокую интенсивность и длительность охлаждения при закалке и низкий отпуск (350С), обусловил наведение в колесах жесткой системы высоких остаточных напряжений, которые как самостоятельно, так и складываясь с внешними нагрузками, послужили движущей силой развития трещин и в конечном счете привели к разрушениям.
В-третьих, обнаруженные скачки твердости по периметру дисков аварийных колес, говорят о возможной их подкалке, либо других отклонениях от условий термообработки, что является недопустимым при производстве ответственной продукции и требует дополнительного контроля и отработки технологического процесса.
Таким образом, вторым этапом работы становится оптимизация технологии изготовления колес с повышенной твердостью обода. Решение поставленной задачи должно включать:
1. Определение и контроль остаточных напряжений в колесах, в частности, установление безопасного уровня растягивающих напряжений в ободе и диске.
2. Отработка режимов термической обработки, позволяющих при достижении необходимой твердости сохранить безопасный уровень остаточных напряжений и исключить возможные негативные отклонения.
3. Повышение чистоты колесной стали по неметаллическим включениям и другим металлургическим дефектам. Определение допустимых величин газонасыщенности, вредных примесей и неметаллических включений.
4. Определение минимальных величин запаса вязкости и пластичности металла ободьев колес, усталостных характеристик.
Причины повышенной загрязненности колесной стали
Цельнокатаные колёса в отличие от бандажных (конструкции, состоящей из колёсного центра и сменного бандажа) - цельные детали, получаемые из стального слитка (или его части) в процессе горячего формоизменения на специализированном прессо-прокатном оборудовании. Более сорока лет назад цельнокатаные вагонные колёса вытеснили на отечественных железных дорогах литые и бандажные колёса, как более надежные и современные на тот период. Однако в последующие десятилетия вагонные колёса не только не совершенствовались, но и произошёл ряд корректировок в требованиях к ним в сторону снижения качества. В технических условиях ГОСТ 6362-59 и ГОСТ 10791-64 и их более ранних редакциях в цельнокатаных колёсах были запрещены рыхлости (пористость), вредная ликвация и неметаллические засоры ( включения). Стандарты ГОСТ 10791-81 и в особенности ГОСТ 10791- 89 разрешили наличие в колёсах пористости, ликвации и неметаллических включений.
Поры (рыхлоты) возникают в колёсной стали при кристаллизации из-за выделения газов, растворившихся в металле в процессе плавки, а также при горячей пластической деформации цельнокатаных колёс в процессе изготовления при отступлениях от штатной технологии. Наличие рыхлот в колёсной стали приводит к выкрашиванию участков металла с пониженной плотностью в эксплуатации, то есть к выщербинообразованию .
Ликвация представляет собой неоднородность отдельных участков металла по химическому составу, структуре и неметаллическим включениям. Этот дефект не нарушает сплошности металла, однако его прочность в зоне ликвационной неоднородности понижена. Зона ликвации также является потенциальным очагом выкрашивания.
Пористость и ликвация ГОСТ 10791-89 не регламентируется. Регламентация происходит по так называемым атласам макроструктуры, утверждённым МПС, которые отражают скорее гарантированно достижимый предприятием-изготовителем (в момент изготовления атласа) уровень чистоты металла, чем реально необходимый. Исследования по установлению уровня пористости и ликвации колёсной стали, не влияющих на служебные характеристики колёсной стали, в частности на контактно-усталостную прочность, в обоснование этих атласов не проводились.
Неметаллические включения в колёсной стали представляют собой частицы вещества с иными, чем у основного металла, химическим составом и физико-механическими характеристиками, за счёт чего происходит ослабление связей внутри металла и выкрашивание его в эксплуатации.
Неметаллические включения ГОСТ 10791-89 регламентированы, однако эта регламентация имеет лишь условный характер:
Во-первых, ГОСТ 1778-70, по которому идёт анализ включений, максимальные возможные загрязнения оценивает пятым баллом. Для наиболее распространённых в колёсной стали неметаллических включений - силикатов и сульфидов - по ГОСТ 10791-89 допустим 3,5-4 балл, то есть почти максимально возможное загрязнение (рис.3.25).
Во-вторых, вероятность того, что в случайном сечении одного колеса из пяти тысяч (ВМЗ- 1998-1 из 6462, 1999-1 из 5524; НТМК - 1998 - 1 из 7614, 1999 - 1 из 8644) произведённых - такова норма контроля - загрязнения включениями выше этой чрезвычайно высокой нормы, близка к нулю.
В-третьих, в п.3.9. ГОСТ 10791-89 указано, что контроль загрязнённости неметаллическими включениями ведётся не по максимальному, а по среднему баллу, поэтому если это загрязнение всё-таки есть, то оно может быть нивелировано просмотром соседних участков шлифа, где оно, ввиду того, что загрязнение практически всегда локально, будет значительно меньше.
В-четвёртых, если же всё-таки произойдёт маловероятное событие и загрязнения обнаружатся, то согласно п. 2.15 ГОСТ 10791-89 проведут повторные испытания на том же колесе или на другом колесе, что скорее всего приведёт к удачным результатам.
В пятых, предусмотрен и совершенно невероятный результат: если загрязнённость колёс в повторно исследованных сечениях превысит норму, возможен ещё один повторный анализ на двух колёсах, который в конце концов даст положительный результат.
На том же рисунке 3.25 показана мелкая равномерная пористость, которая не регламентируется стандартом вплоть до пор значительного размера - так называемых газовых пузырей (рис. 3.26).
Таким образом, пористость, ликвация и неметаллические включения по условиям, изложенным в последней редакции стандарта "Колёса цельнокатаные. Технические условия" ГОСТ 10791-89, допустимы в практически неконтролируемых масштабах, что обуславливает изготовление колес из заведомо некачественного металла. В этой связи назрела необходимость пересмотра требований к чистоте металла, проведения мероприятий по модернизации технологии выплавки колесной стали и приведения уровня качества в соответствие с европейскими требованиями. Работа в этом направлении проводилась совместно с ЦНИИ ЧМ им. Бардина на ОАО «ВМЗ»
Разработка режимов термической обработки колес с повышенной твердостью обода
Твердость, пластичность и другие механические характеристики металла колеса данного химического состава зависят от типа структур стали, образующихся в процессе закалки и отпуска. Для определения температурно-временных параметров термической обработки, необходимых для получения в колесах заданных закалочных структур, проведено исследование термокинетических свойств стали колес в зависимости от химического состава.
На цилиндрических кольцевых образцах колесной стали диаметром 6,0 мм, длиной 10 мм на дилатометре определяли критические точки превращения аустенита при непрерывном охлаждении с разными скоростями от температуры 860С. Для двух плавок — №06049 и №07214, имеющих различные углеродные эквиваленты Сэкв=С+1/4 Мп, равные соответственно 0,87 и 0,75%, были построены термокинетические диаграммы, которые приведены нарис. 4.16 и 4.17.
Видно, что скорость превращения аустенита существенным образом зависит от углеродного эквивалента. Термокинетическая диаграмма плавки №06049 с большим значением СЭКв=0,87% имеет четко выраженные области превращения аустенита: ферритную, перлитную, бейнитную и мартенсит-ную.
Относительный объем фаз зависит от скорости охлаждения металла. При охлаждении массивного изделия, каким является железнодорожное колесо, при закалке возможно формирование всех типов продуктов распада аустенита - от мартенсита на поверхности катания, до перлита с ферритной сеткой по границам зерен в объеме диска колеса.
Изменением интенсивности охлаждения колеса водой во время закалки можно менять соотношение объемных долей структурных составляющих. Например, при увеличении интенсивности подачи воды увеличивается объем мартенсита, т.е. толщина мартенситного слоя на поверхности катания колеса.
В металле плавки №07214, имеющей меньший углеродный эквивалент (Сэкв =0,75%), превращение аустенита проходит значительно быстрее, чем в плавке №06049, при одинаковых скоростях охлаждения металла. Поэтому для получения аналогичного соотношения объемов продуктов распада аустенита необходимо увеличить интенсивность охлаждения колес водой в процессе закалки.
Для получения в ободьях колес у поверхности катания структуры дисперсного перлита (сорбита) или отпущенного мартенсита с величиной твердости 305-360 НВ, были экспериментально определены основные технологические параметры прерывистой закалки: время охлаждения поверхности водой и режимы давления воды перед спрейерами.
Опытные режимы были проведены на плавке №7216 с содержанием углерода 0,69% и марганца 0,74%, углеродный эквивалент (С+1/4Мп) равен 0,88. Установлены два основных режима закалки.
Режим 1. Позволяет получить непосредственно у поверхности катания слой отпущенного мартенсита глубиной до 5 мм, далее — сорбитообразный перлит. Это достигается за счет интенсивного охлаждения поверхности катания водой, имеющей максимальное давление в начальный момент закалки (0,16-0,18 МПа). Пример термообработки по режиму 1, механические свойства и твердость НВ по сечению термообработанного колеса приведены на рис.4.18.
Режим 2. Отличается от режима 1 более мягким охлаждением поверхности обода путем постепенного подъема давления воды от минимального (0,05-0,06 МПа) в начальный момент закалки, до максимального значения, зависящего от углеродного эквивалента металла колеса, что позволяет исключить мартенсит из продуктов фазового превращения. Пример термообработки по режиму 2, механические свойства и твердость НВ по сечению термообработанного колеса приведены на рис.4.19.
Отпуск в обоих случаях составляет 480-490С, 3 часа.
Из данных рис.4.18 и 4.19 видно, что твердость и механические свойства колес, термообработанных как по режиму 1, так и по режиму 2, полностью соответствуют требованиям ТУ 0943-102-01124328-2000. При этом уровень твердости ободьев превышает некоторые зарубежные аналоги, например, твердость ободьев колес производства фирмы "Сумитомо", Япония (рис.4.20).
Режим отпуска колес после закалки, очевидно, близок к оптимальному. С одной стороны, этот режим сохраняет на высоком уровне твердость обода, а с другой стороны в достаточной мере снимает остаточные напряжения в колесах, о чем свидетельствует величина сходимости обода после разрезки - около 3 мм.
Следует отметить, что ударная вязкость металла ободьев термообработанных колес выше ударной вязкости дисков. Такой результат обьясняется тем, что как твердость, так и ударная вязкость зависят от дисперсности перлита. На рис. 4.21, взятом из работы [62], представлены зависимости твердости НВ и ударной вязкости KCU стали марки 65 от времени охлаждения с температуры аустенизации, т.е. в зависимости от скорости охлаждения. Видно, что с увеличением скорости охлаждения в перлитной области, т.е. с увеличением дисперсности перлита, твердость и ударная вязкость возрастают одновременно. Поэтому ободья колес, которые во время термической обработки охлаждаются с большими скоростями, чем диски, имеют по сравнению с дисками не только более высокую твердость, но и более высокую ударную вязкость.
