Stress state in soldered rolling rolls with high hardness of the surface layer formed by plasma surface in a nitrogen me.pdf Введение Остаточные напряжения оказывают существенное влияние на долговечность рабочих валков холодной прокатки. При высоком уровне и неблагоприятном распределении, суммируясь с контактными и тепловыми напряжениями, они могут вызвать преждевременное разрушение активного слоя валка. Знание величины и характера распределения остаточных напряжений и умение в определенной мере управлять процессом их формирования позволяют снижать их негативное влияние на долговечность валков. Особенно это важно при изменении технологического процесса изготовления валков (способа закалки, наплавки активного слоя и т.д.), замене марки стали для производства валков. Одним из способов повышения надежности и долговечности рабочих валков станов холодной прокатки является создание в них благоприятного напряженного состояния [1, 2]. Обычно для изготовления цельнокованых прокатных валков применяют стали типа 9Х, 9Х2В, при этом производство валков на машиностроительных заводах является сложным и длительным процессом, что обусловливает их высокую стоимость. Необходимая высокая и равномерная твердость рабочего слоя, его глубина, благоприятное напряженное состояние в валках достигаются различными способами термической обработки. Все эти проблемы, в том числе по обеспечению благоприятного напряженного состояния в валке, может решить плазменная наплавка рабочего слоя теплостойкими сталями высокой твердости. В Сибирском государственном индустриальном университете разработана технология изготовления рабочих валков холодной прокатки с применением плазменной наплавки активного поверхностного слоя [3]. Технологический процесс изготовления валка состоит из предварительной механической обработки заготовки валка под наплавку, наплавки рабочего слоя, высокотемпературного отпуска, окончательной чистовой механической обработки, контроля качества. Механическая обработка (шлифовка и полировка) может приводить к трансформации структуры и фазового состава поверхностных слоев материалов [4, 5]. Основа валка изготавливается из стали 30ХГСА. Рабочий слой формируется многослойной плазменной наплавкой в среде азота теплостойкими сталями (Р2М9, Р3М2, Р5М5, Р18 и т. д.), которые наиболее полно удовлетворяют требованиям, предъявляемым к поверхностному слою работающих в условиях абразивного износа деталей [2]. Твердость наплавленного металла составляет 55-57 HRC. Последующий высокотемпературный отпуск применяется для полного превращения остаточного аустенита и повышения вторичной твердости наплавленного рабочего слоя. Твердость поверхностного слоя после такой термообработки составляет 62-64 HRC. Наплавленные валки в результате промышленных испытаний показали высокую стойкость (в 1.5-2.0 раза) по сравнению с серийно применяемыми валками из стали типа 9Х. Для определения остаточных напряжений в валках холодной прокатки применяют расчетные, экспериментальные неразрушающие и экспериментальные разрушающие методы контроля [1, 2]. Применение расчетных методов ограничивается отсутствием многих экспериментальных данных, учитывающих специфику процесса наплавки. Большинство данных по остаточным напряжениям в валках получено методами, связанными с разрушением изделий. К этой группе методов, нашедших применение в области наплавки, следует, в первую очередь, отнести метод Давиденкова - Закса. Однако использование этого метода является затруднительным из-за сложности механической обточки наплавленного слоя с твердостью 62-64 HRC. В работе [5] для определения остаточных напряжений в рабочих валках с высокой поверхностной твердостью использовали метод канавки, разработанный О.Н. Михайловым. Определение остаточных напряжений методом канавки основано на перераспределении напряжений из основных в новые вблизи концентратора (неглубокой прямолинейной канавки). Основные недостатки метода канавки связаны с применением абразивной резки, которая оставляет после себя широкую зону термического влияния с высокой температурой нагрева, что оказывает существенное влияние на точность измерений. В литературе на сегодняшний момент нет достаточного количества данных о напряженном состоянии наплавленных валков, полученных современными способами измерений. Не ясна причина повышенной стойкости наплавленных деталей. Цель настоящей работы - определение напряженного состояния в наплавленных прокатных валках с высокой твердостью поверхностного слоя, сформированного плазменной наплавкой в среде азота, современными способами измерений и уточнение причины повышенной стойкости таких прокатных валков. Материал и методика Исследовалось напряженное состояние наплавленных теплостойких сталей высокой твердости типа Р2М9, дополнительно легированной алюминием и азотом, следующего химического состава: 0.86% С; 4.8% Cr; 2.50% W; 9.40% Mo; 0.50% V; 0.85% Al; 0.08% N; остальное - железо (по массе). В качестве основы был использован прокат из обладающей высокими механическими свойствами низколегированной стали 30ХГСА химического состава: 0.3% С; 0.9% Cr; 0.8% Мn, 0.9% Si; остальное - железо). Плазменную наплавку осуществляли на установке для плазменной наплавки тел вращения по термическому циклу с низкотемпературным предварительным и сопутствующим подогревом, временным снижением температуры подогрева и выдержкой при этой температуре [2]. Валки наплавляли плазменной дугой с подачей в сварочную ванну нетоковедущей присадочной порошковой проволоки ПП-Р2М9Ю. В качестве плазмообразующего газа использовали аргон, защитного - азот. Заготовку с припусками под наплавку 5-10 мм на сторону устанавливали в центрах наплавочной установки, производили предварительный подогрев до 230 °С, далее включали охлаждение шеек валка с расходом холодной воды до 2 л/мин. После этого проводили пяти- или шестислойную наплавку по режиму: Iсв = 150-160 А, Uд = 50-55 В, скорость vн = 18 м/ч, скорость подачи проволоки vп.пр = 60 м/ч, смещение с зенита 10-12 мм, длина дуги lд = 20 мм, расход азота Qзащ = 20-22 л/мин, расход аргона Qплазм = 6-8 л/мин, диаметр проволоки 3.7 мм. После окончания наплавки заготовку охлаждали на воздухе. Наружные и внутренние дефекты наплавки (поры, трещины и шлаковые включения) при визуальном осмотре валков, ультразвуковой и магнитной дефектоскопии не обнаружены. Качество наплавленной поверхности удовлетворительное. После наплавки валки подвергались термообработке в виде высокотемпературного отпуска. Режимы термообработки выбирали по рекомендациям для близких по составу кованых сталей Р2М9 (температура нагрева 580 °С, время выдержки 1 ч, количество отпусков 4) [2]. Остаточные напряжения исследовались в средней части бочки, удаленной от торцов не менее чем ее диаметр. Диск для исследований толщиной 20 мм вырезался из средней части бочки валка анодно-механической резкой в рабочей жидкости на станке модели 4840. Остаточные напряжения в наплавленных валках, обладающих высокой твердостью, определяли усовершенствованным методом канавки [6] по методике, состоящей из следующих основных операций: 1 - вырезка диска из средней части бочки валка анодно-механической резкой; 2 - подготовка поверхности диска шлифовкой и полировкой; 3 - наклейка тензодатчиков и сборка измерительной схемы; 4 - нанесение прямолинейной канавки электроэрозионной резкой медным пластинчатым электродом толщиной 0.6-0.8 мм на различных глубинах; 5 - измерение дополнительных деформаций в тангенциальном направлении при глубинах hi и hj канавки измерителем деформаций АИД; 6 - расчет тангенциальных напряжений в диске по формуле метода канавки; 7 - расчет компонентов остаточного напряженного состояния в целом в валке по уравнениям метода канавки [5]. Для дисков тангенциальные напряжения рассчитываются с использованием метода канавки с учетом конкретных размеров и формы канавки [5] по формуле (1) где D0,i-j = D0i - D0j, D0i и D0j - дополнительные деформации, измеренные в тангенциальном направлении при глубине hi и hj канавки, выраженные в делениях реохорда измерителя деформаций АИДа; Vi и Vj - коэффициенты чувствительности метода канавки, определяемые для данного датчика при конкретном его расположении относительно канавки глубиной hi и hj с использованием зависимости, представленной в работе [5]; δ = 10-5 - чувствительность прибора; E - модуль упругости наплавленного металла. Деформации измеряли автоматическим прибором АИД-4. Использовали проволочные датчики сопротивления 2ПКБ-10-200 с базой 10 мм. Остаточные напряжения исследовали в средней части бочки, удаленной от торцов не менее чем ее диаметр. Датчики наклеивали вдоль канавки с двух сторон для увеличения числа экспериментальных точек в наплавленном металле. Число экспериментальных точек при такой схеме размещения датчиков на диске диаметром 100 мм может достигать 40. Модуль упругости наплавленного металла принимали равным 22.1∙10-4 МПа, а основного металла стали 30ХГСА - 20.2∙10-4 МПа. Полученные данные обрабатывали по специально разработанной программе. Исследования структурно-фазового и напряженного состояний проводили методом рентгеноструктурного анализа (РСА) на приборе ДРОН-3 [7]. Для исследований образцы из наплавленного диска разрезали на электроискровом станке в керосине на несколько частей. Затем механически выравнивали на мелкой наждачной бумаге и алмазной пасте, а далее электролитическим способом стравливали деформированный слой. Для электрополировки образцов из наплавленного металла использовали электролит состава 80 мл H3PO4 6 г Cr2O3 + 14 мл H2O. Электрополировку всех типов покрытий проводили при напряжении на электродах 10-70 В. Исследования методом рентгеноструктурного анализа осуществляли по определенной схеме: поверхность; центральная часть наплавки; зона сплавления наплавленного металла с основным со стороны наплавки. Съемка дифрактограмм исследуемых покрытий проводилась при непрерывном 2θ-сканировании с фокусировкой по Брэггу - Брентано в излучении медного анода (длина волны излучения CuKα = 1.54051 Å). Идентификация кристаллических фаз проводилась с использованием базы данных JCPDS PDF-2 структурного банка данных ICDD. Методом РСА были определены параметры кристаллической решетки, микродеформация кристаллической решетки, размер блоков когерентного рассеяния. Для расшифровки рентгенограмм использовали банк данных JCPDS и PDF [8-11]. Результаты и их обсуждение На рис. 1 представлена эпюра тангенциальных напряжений в диске, полученная на основе обработки результатов по девяти дискам, вырезанным из трех наплавленных валков стана холодной прокатки диаметром 100 мм. Видно, что в наплавленном слое наблюдаются достаточно высокие сжимающие напряжения, достигающие значений 550-600 МПа вблизи поверхности. На расстоянии, соизмеримом с толщиной наплавленного слоя (примерно 10 мм), сжимающие напряжения переходят в растягивающие. Максимальная величина растягивающих тангенциальных напряжений в основном металле достигает 200 МПа. Рис. 1. Эпюра тангенциальных остаточных напряжений в диске (r - расстояние от центра валка до тензодатчика) По экспериментальной эпюре распределения тангенциальных напряжений в диске рассчитывали компоненты остаточного напряженного состояния в целом в валке [9] по уравнениям ; (2) ; (3) , (4) где σr, σθ и σz - радиальные, тангенциальные и осевые напряжения соответственно; индексы «н» относятся к напряжениям в диске, «0» - к напряжениям в целом валке, «д» - к дополнительным напряжениям. Неизвестные, входящие в эти уравнения, определялись по соответствующим формулам из работы [5]. На рис. 2 приведены характерные эпюры остаточных напряжений для партии наплавленных рабочих валков. Закон изменения осевых и тангенциальных напряжений в валке соответствует распределению тангенциальных напряжений в диске с максимальным значением сжимающих напряжений около 700 МПа. Рис. 2. Распределение объемных напряжений по сечению наплавленного валка: 1 - осевые напряжения; 2 - тангенциальные напряжения; 3 - радиальные напряжения Для распределения объемных напряжений по сечению наплавленного валка характерен достаточно плавный переход сжимающих напряжений в наплавленном слое к растягивающим напряжениям в основе валка. Максимальные растягивающие напряжения расположены в основном металле на глубине около 30 мм от поверхности и составляют σz = 480 МПа, σθ = 400 МПа, σr = 240 МПа. Такое распределение остаточных напряжений в наплавленных валках можно объяснить особенностями технологии их изготовления и, в первую очередь, применением многослойной плазменной наплавки и высокотемпературного отпуска. Известно, что в технологическом процессе изготовления наплавленных валков создаются в поверхностном слое сжимающие напряжения. Обеспечивается достаточно плавный переход сжимающих напряжений в растягивающие, предотвращая резкий пик растягивающих напряжений. Этот прием способствует повышению долговечности валков [2]. На рис. 3 приведена эпюра тангенциальных остаточных напряжений в рабочих валках холодной прокатки, изготовленных с применением наплавки (кривая 1) и изготовленных по традиционной технологии с применением закалки из стали 9Х (кривая 2) [2]. Как видно из приведенных данных, напряженное состояние в наплавленных валках более благоприятно для их работоспособности, чем в валках, изготовленных по традиционной технологии. В закаленных валках наблюдается резкий пик перехода сжимающих напряжений в растягивающие напряжения, что, как известно [1], негативно сказывается на работоспособности валков. Рис. 3. Эпюра тангенциальных остаточных напряжений в рабочих валках холодной прокатки: кр. 1 - валок, изготовленный по традиционной технологии с применением закалки; кр. 2 - наплавленный валок Характеристики напряженного состояния наплавленного в среде азота теплостойкого сплава после наплавки и наплавки с высокотемпературным отпуском, определенные методом рентгеноструктурного анализа, представлены в таблице. Характеристики напряженного состояния наплавленного в среде азота теплостойкого сплава после наплавки и после наплавки с высокотемпературным отпуском Режимы обработки Состояние a, Å, α-Fe D, нм, α-Fe d/d∙10-3, α-Fe = d/d ∙ E, МПа Наплавка Поверхность 2.885 25 3.3 730 Центральная часть наплавки 2.869 50 4.8 1060 Зона сплавления со стороны наплавки 2.868 50 4.7 1040 Наплавка с отпуском Поверхность 2.887 100 1.7 380 Центральная часть наплавки 2.880 100 3.0 660 Зона сплавления со стороны наплавки 2.887 100 3.5 770 Ширина рентгеновских линий позволяет определить искажения кристаллической решетки двух типов [8-11]: во-первых, внутренние упругие напряжения, во-вторых, размер областей когерентного рассеяния (ОКР). Последняя величина является обратной по отношению к расстоянию между дефектами. Результаты эксперимента приведены в таблице (где d/d - микроискажения кристаллической решетки; d - межплоскостное расстояние; d - изменение межплоскостного расстояния; D - размер областей когерентного рассеяния). Из таблицы видно, что ОКР изменяется в пределах от 25 до 100 нм, а d/d - в пределах от 1.7 до 4.8. Это соответствует внутренним упругим напряжениям = d/d ∙ E (где Е - модуль Юнга), в среднем равным 540-940 МПа. Иными словами, уровень внутренних упругих напряжений достаточно высокий в наплавленном материале непосредственно после наплавки (940 МПа). Примерно в 2 раза напряжения меньше в образцах после высокотемпературного отпуска (540 МПа): при высокотемпературном отпуске напряжения снимаются. Расстояние между дефектами также невелико и составляет 25-50 нм в исходном материале и около 100 нм в термообработанном материале, высокотемпературный отпуск приводит к существенному уменьшению дефектов в материале, что, в свою очередь, ведет к снижению уровня внутренних упругих напряжений. Исследования структурно-фазового состояния наплавленного в среде азота теплостойкого металла [7] показали, что в наплавленном материале основными фазами являются твердый раствор α-Fe и карбонитриды на основе железа, вольфрама, хрома, молибдена и алюминия, при этом основные легирующие элементы распределены равномерно. Высокотемпературный отпуск наплавленного материала приводит к изменению фазового состава, параметра кристаллической решетки, размеров блоков когерентного рассеяния и внутренних упругих напряжений. Сравнение характеристик напряженного состояния, полученных усовершенствованным методом канавки и методом рентгеноструктурного анализа, показывает хорошо сопоставимые результаты (тангенциальные напряжения в диске с максимальным значением сжимающих напряжений около 700 МПа по методу канавки и 660-770 МПа по методу рентгеноструктурного анализа). Сопоставимые результаты позволяют рекомендовать усовершенствованный метод канавки для определения напряженного состояния в наплавленных деталях с высокой твердостью поверхностного слоя. Рис. 4. Эпюры тангенциальных остаточных напряжений в наплавленном валке холодной прокатки (1 - эксперимент, 2 - расчет) Определение остаточных напряжений методами канавки и рентгеноструктурного анализа достаточно трудоемко, поэтому в работе построена математическая модель для определения распределения напряжений в наплавленных валках. Для математического моделирования напряженного состояния валка использовалась программа «Статика и устойчивость оболочек вращения средней толщины», разработанная на кафедре математики и математического моделирования Кемеровского государственного университета и основанная на методе конечных элементов и теории оболочек типа Тимошенко [12]. Объект моделирования - наплавленный валок холодной прокатки диаметром 100 мм и длиной 315 мм - рассматривается как оболочка вращения средней толщины. В программе задается меридиан оболочки, ее структура, механические характеристики, толщина наплавленного слоя, нагрузки и распределение температур для каждого из наплавляемых слоев. Материал заготовки - сталь 30ХГСА, наплавленный слой - сталь Р2М9. Оболочка разбивалась на конечные элементы с эрмитовой интерполяцией третьего порядка [12]. Для оценки адекватности построенной модели сравнили величины остаточных тангенциальных напряжений, полученных в натурном эксперименте и в результате численного моделирования (рис. 4). Расхождение рассматриваемых величин в наплавленных слоях валка незначительно. На рис. 5. приведена структура наплавленного сплава после высокотемпературного отпуска в центральной части наплавленного слоя и в зоне сплавления наплавленного металла с основным металлом. Как видно из рис. 5, дефекты наплавки (поры, трещины, шлаковые включения) и дефекты структуры в наплавленном слое отсутствуют. Отсутствие дефектов также благоприятно сказывается на стойкости наплавленных валков. Рис. 5. Структура наплавленного сплава после высокотемпературного отпуска: а - центральная часть наплавки; б - зона сплавления наплавленного металла с основным металлом Опытно-промышленные партии наплавленных валков при испытаниях показали повышенную в 1.5-2.0 раза износостойкость. Повышение износостойкости наплавленных валков можно объяснить наличием в структуре твердого раствора α-Fe и мелкодисперсных карбонитридов на основе железа, вольфрама, хрома, молибдена и алюминия, а также созданием благоприятного напряженного состояния и сжимающих напряжений в поверхностном слое за счет реализации термического цикла плазменной наплавки в среде азота с низкотемпературным подогревом. Заключение Исследования напряженного состояния в наплавленных прокатных валках с высокой твердостью поверхностного слоя, сформированного плазменной наплавкой в среде азота и термообработкой в виде высокотемпературного отпуска, позволили выявить ряд закономерностей. Показано, что для определения величины и характера распределения остаточных напряжений в наплавленных рабочих валках холодной прокатки с высокой твердостью активного слоя 55-64 HRC можно использовать усовершенствованный метод канавки, которую наносят с помощью электроэрозионной резки медным пластинчатым электродом, при этом диски для исследований из наплавленного валка вырезаются анодно-механической резкой. Установлено, что напряженное состояние в наплавленных валках более благоприятно для их работоспособности, чем в валках, изготовленных по традиционной технологии с применением закалки из стали 9Х. Для распределения напряжений по сечению наплавленного валка характерен достаточно плавный переход от сжимающих напряжений в наплавленном слое к растягивающим напряжениям в основе валка. Такое распределение остаточных напряжений в наплавленных валках можно объяснить особенностями технологии их изготовления и, в первую очередь, применением многослойной плазменной наплавки в среде азота и высокотемпературного отпуска, а также наличием в структуре наплавленного поверхностного слоя твердого раствора α-Fe и мелкодисперсных карбонитридов на основе железа, вольфрама, хрома, молибдена и алюминия.

Скачать электронную версию публикации