Full Text

Введение Среди критериев оценки качества стальных конструкций, элементы которых эксплуатируются в условиях значительных механических нагрузок или в агрессивных средах, важным представляется не только высокий уровень их прочности, достигаемый при использовании новых технологий, но и возможность продления работоспособности путем восстановления их элементов. Значительным конкурентным преимуществом таких технологий должна быть их направленность на сбережение энергетических ресурсов и материалов, использование вторичного сырья. В настоящее время решение задачи, связанной с продлением ресурса деталей, осуществляется при помощи технологий наплавки металла на изношенное изделие или его участок [1, 2]. Однако такие технологии хотя и продлевают срок эксплуатации изделия, но не в полной мере отвечают требованиям рационального использования материалов и энергии. Применение металлотермии для получения жидкого металла из отходов машиностроительных предприятий соответствует основным принципам ресурсосбережения в производстве металлоизделий [3]. Одной из таких технологий является наплавление металла на изношенные участки металлоконструкций, в том числе протяженных, при помощи жидкой металлической фазы, получаемой в результате алюмотермической реакции [4]. Реализация технологических процессов на основе такой реакции в настоящее время осуществляется как для обогрева прибыльной части отливок, так и для получения всего тела отливки [5]. В других процессах - для получения неразъемных соединений, например стыка рельсов. Новым представляется применение такого процесса в наплавлении металла на неразделанную кромку стального изделия при помощи стального стержня-электрода (СЭ), представляющего собой протяженную оболочку, заполненную термитным наполнителем по принципу порошковой проволоки [6]. В основе разрабатываемого технологического процесса лежит экзотермическая окислительно-восстановительная реакция, в ходе которой происходит восстановление железа из окалины с получением термитной стали [4]. Исходной шихтой для получения термитной стали служит смесь, представляющая собой композицию порошка алюминия, окалины и наполнителей. Эти материалы являются отходами предприятий машиностроительного и металлургического комплекса, утилизация которых затруднительна. Процесс направлен на обеспечение возврата таких отходов в производство. Локальный нагрев, необходимый для наплавления металла на изношенную стальную деталь в рассматриваемом процессе, можно обеспечить при помощи подвода к ее поверхности тепла, возникающего в результате одновременного электродугового и алюмотермитного воздействия от протяженного СЭ, состоящего из стальной оболочки, в которой заключен термитный наполнитель [7, 8]. Основными целями использования термитного материала, заполняющего полость протяженного СЭ, являются регулирование температуры и поставка металла в зону наплавки получаемого материала на стальную поверхность-основу. Шлак, образующийся в результате алюмотермической составляющей теплового воздействия на ванну расплава, замедляет скорость отведения тепла от последней [9, 10]. В качестве дополнительных компонентов термитной шихты могут быть использованы стружка черных металлов, ферросплавы, лигатуры и модификаторы для доведения стали по химическому составу и свойствам. Экспериментально установлено, что в процессе автоматической наплавки под слоем флюса благодаря использованию порошковой проволоки с алюмотермитным наполнителем возможно получить экономию материалов и электроэнергии при обеспечении требуемого качества металла в зоне термического влияния. Однако информация о тепловых режимах воздействия на получаемый наплавлением металл, его химическом составе, структуре и прочностных характеристиках представляется недостаточной. Таким образом, изучение методов управления свойствами наплавляемого металла представляется востребованным и определяет актуальность проводимых исследований. Серией предварительных теоретических исследований определено влияние зоны локального нагрева участка соединения наплавленного металла и неподготовленной поверхности детали в виде пластины, являющейся основой, на картину ее деформации. В ходе исследований решалась одномерная задача теории температурных напряжений о локальном прямолинейном нагреве пластины со свободными краями, изготовленной из упругопластического материала [11]. Для решения принимали конечным поперечный размер пластины и бесконечным - продольный. Использовали квадратичную зависимость предела текучести однородного материала от температуры и линейную зависимость упругих модулей. В ходе изучения эволюции температурных напряжений при быстром возрастании температуры на продольной прямой в результате нагрева и охлаждения материала до температуры окружающей среды проведена оценка уровня распределения по пластине остаточных напряжений. В результате высокого градиента температуры, возникающего в зоне термического влияния, появляется пластическое течение, приводящее к росту необратимых деформаций, значения которых зависят от температуры. После остывания зоны термического влияния возможно повторное пластическое течение в области, где ранее развились необратимые деформации, медленно протекающее с обратным знаком. В результате медленного охлаждения необратимые деформации не могут исчезнуть полностью и приводят к возникновению нейтрального нагружения. В результате теоретических исследований определено, что наибольшие перемещения расположены в области упругопластической границы, на которой происходит падение напряжения. На основе этих расчетов можно прогнозировать деформацию всей детали, претерпевшей разогрев поверхности, полученный при равномерном последовательном автоматическом режиме наплавления металла под слоем флюса на протяженную поверхность стальной пластины. Однако с определенной степенью достоверности просчитать прочностные характеристики наплавленного металла и деформацию восстановленной детали, произошедшую в результате совместного электродугового и алюмотермического воздействия, представляется затруднительным. Указанные выше соображения легли в основу разрабатываемого технологического процесса, направленного на продление срока службы стальных изделий получением на них прочного наплавленного слоя. Посредством совмещения энергии электродугового и алюмотермитного воздействий обеспечивается локальный разогрев наплавляемого материала и поверхности восстанавливаемой стальной детали. При этом интерес представляет осуществление наплавки в наиболее неблагоприятных условиях: без подготовки поверхности детали, без подготовки материалов наплавки и т.д. Осуществление наплавления металла на неподготовленную поверхность представляется эффективным в условиях автоматического процесса под слоем флюса. В настоящее время не определен потенциал дополнительного, вносимого экзотермической реакцией тепла при применении такого процесса в плане сокращения трудоемкости и стоимости получения восстановленного контура детали после наплавки. Изучение влияния режимов такого процесса на релаксацию напряжений в наплавляемом металле, определяющих геометрию восстановленного изделия, разработка оптимальных режимов теплового воздействия на зону контакта металла наплавки и основы также является важным в расширении использования данного технологического процесса и определяет актуальность проводимых в этом направлении исследований. Цели и задачи Целью настоящей работы является определение наиболее эффективного теплового режима воздействия на зону контакта наплавляемого металла со стальным протяженным элементом конструкции, получаемого при совместном электродуговом и алюмотермическом воздействии на формирование требуемых геометрических параметров изделия после наплавки, структуры и физико-механических свойств наплавленного металла и зоны термического влияния. В рамках поставленной цели решались следующие задачи: - получение «за 1 проход» СЭ металлической наплавки на стальную пластину при различных параметрах теплового воздействия в автоматическом режиме под флюсом; - регистрация изменения геометрии стальных пластин после наплавки металла на их поверхность; - определение физико-механических свойств наплавленного металла; - исследование структуры зон наплавления и термического влияния, зонального и химического составов; - на основании комплекса полученных результатов исследований определение наиболее технологически приемлемого теплового режима наплавления металла на протяженную стальную пластину. Методы решения задач и материалы Рассматриваемый процесс осуществляется при помощи агрегата АДФ-1000-5Е для автоматической подачи протяженного СЭ в зону нагрева под слоем флюса. Экспериментальный СЭ выполнен в виде порошковой проволоки Æ2,8 мм с термитным наполнителем (коэффициент заполнения Кз ≈ 0,4) - далее СЭ1. Для автоматического процесса подобран флюс АН-348. В порошковой проволоке термитная смесь используется в качестве дополнительного регулятора температуры и поставщика металла в зону наплавления на поверхность стальной пластины. Термитный наполнитель СЭ1 получали смешиванием компонентов фракций 0,16-0,315 мм [12, 13] после рассева на ситах модели 026 (ГОСТ 29234.3-91): железной окалины (FemOn), алюминиевых сплавов, ферромарганца ФМн78(А) (ГОСТ 4755-91), ферросилиция ФС50 (ГОСТ 1415-93), порошка графитированных электродов ЭГ15 (ТУ 14-139-177-2003). Соотношение компонентов в смеси определяется необходимостью обеспечения соответствия содержания элементов в ванне расплава низкоуглеродистым и низколегированным маркам сталей [6]. Отработка технологического процесса осуществлялась наплавлением металла на пластины из Ст3сп без подготовки поверхности со следующими размерами: толщина δ = 10 мм, ширина 150 мм и длина 500 мм (рис. 1). Изделие получали при однократном тепловом воздействии на зону контакта материала наплавки с основой. Температурное воздействие в зоне контакта регулировали силой тока, напряжением и временем их пребывания в зоне термического влияния, т.е. скорости перемещения СЭ V, м/ч. Принципиально важным является наплавление металла на край неподготовленной поверхности пластин с целью дальнейшего получения образцов для определения прочностных характеристик металла наплавки. По завершении процесса и после охлаждения металла наплавки регистрировали изменение размеров и геометрии стальной пластины для определения деформационных отклонений от базовой поверхности. Деформацию пластины после охлаждения характеризовала величина отклонения размеров сформированного наплавленного слоя от начального (определялась стрелочным индикатором КИ путем установки детали на горизонтальной базовой плоскости). Измерение проводили по длине и ширине элемента 5 пластины с наплавкой, представленного на рис. 1, с шагом измерения, равным 0,01 м. Результаты отклонений определяли по осям согласно схеме, представленной на рис. 1: x - длина, мм; y - ширина, мм; z - ∆, мм. По полученным данным строили поверхности деформационных отклонений ∆i, мм, для каждого режима получения наплавки, а также соответствующие каждой поверхности деформационных отклонений заготовок ∆i. ∆i получали в результате построения поверхности по экспериментальным данным в программе Microsoft Excel. На рис. 2 представлена поверхность деформационных отклонений пластины после наплавки металла за 1 проход при режиме 4. Рис. 1. Схема автоматического процесса электродуговой наплавки материала СЭ на стальные пластины: 1 - пластина (без разделки кромок); 2 - флюс; 3 - СЭ; 4 - металл наплавки; 5 - зона определения отклонений В ходе определения физико-механических свойств наплавленного металла исследовались: прочность на разрыв, ударная вязкость, твердость зоны термического влияния. Затем проводилось исследование структуры, фазового и химического составов образцов с удовлетворительными прочностными характеристиками. Образцы для определения физико-механических свойств изготавливали с учетом требований ГОСТ 1497-84 «Металлы. Методы испытаний на растяжение», ГОСТ 9454-78 «Металлы. Метод испытания на ударный изгиб при пониженных, комнатной и повышенных температурах» и ГОСТ 9013-59 «Металлы. Метод измерения твердости по Роквеллу». Рис. 2. Внешний вид поверхности деформационных отклонений ∆4, мм, от базовой поверхности элемента стальной пластины с наплавленным на кромку металлом Напряжение, предел текучести и относительное удлинение при растяжении образцов определяли на универсальной испытательной машине AG-X plus SHIMADZU при постоянной скорости перемещения захватов 0,05 мм/c. Величину ударной вязкости определяли маятниковым копром типа МК, выполненным по ГОСТ 10708-82. Твердость определяли стационарным твердомером ТК-2М с индентором в виде алмазного конуса. Детальное объемное изображение макроструктур в месте разрыва получали в виде фрактограмм на растровом электронном микроскопе S-3400N HITACHI при увеличении ´100. При определении микроструктуры наплавленного металла (с увеличением ´400) использован микроскоп оптический AXIO VERT A1 с цифровой камерой AxioCam ERc5s. Химический анализ определяли согласно ГОСТ 18895-97 «Сталь. Метод фотоэлектрического спектрального анализа» при помощи приставки для элементного анализа OXFORD Instruments X-max80 к растровому электронному микроскопу ZEISS EVO MA10, а также экспресс-анализатора на углерод АН 7529. Основное содержание работы Процесс наплавления в производственных условиях осуществляют при различных режимах теплового воздействия, которые отличаются скоростью перемещения СЭ и электрическими параметрами. Важными электрическими параметрами возникающей дуги, определяющими тепловую мощность процесса, являются падение напряжения на дуге U, В, и сила тока I, А [14]. При определении полной тепловой мощности дуги Q, кал/с, ее приближенно считают равной тепловому эквиваленту электрической мощности согласно выражению Q = 0,24UI, где 0,24 - коэффициент перевода электрических величин в тепловые, кал/Вт·с. Это выражение не учитывает технологические условия расплавления металла, наносимого на стальную основу. Для сравнения энергозатрат при различных режимах теплового воздействия целесообразно оперировать эффективной тепловой мощностью дуги q, которая представляет собой количество теплоты, введенное за единицу времени в металл изделия и затраченное на его нагрев: q = Qη, где η - эффективный коэффициент полезного действия (КПД) нагрева, который для процессов образования жидкой ванны металла под слоем флюса составляет 0,90-0,99 [14]. Величина η зависит от ряда параметров, среди которых длина дуги, глубина проникновения дуги в ванну. На эти параметры, в свою очередь, влияют свойства материала и удельная плотность СЭ, определяемая коэффициентом ее заполнения [15]. В процессе получения расплава часть энергии, выделяемая дугой, остается у расплавленного торца СЭ и при передаче теплоты от дуги к электродной капле поглощается жидким металлом капли. Тепловая энергия передается металлу основы, вызывая нагрев и расплавление электродного стержня [16]. Таким образом, чем больше металла приходит в ванну с электродом, тем выше значение η. Очевидно, что значение η = 0,99 достигается только при использовании проволоки сплошного сечения. Коэффициент заполнения Кз сердечника порошковой проволоки, как правило, ограничен диапазоном 0,15 < Кз ≤ 0,4 [17] и лишь в незначительном числе случаев превышает 0,4. При использовании СЭ с высоким Кз эффективный КПД нагрева η = 0,9. Это означает, что эффективная тепловая мощность дуги при использовании СЭ1 будет ниже, чем при использовании СЭ в виде проволоки сплошного сечения (далее СЭ2). Ввиду этого обстоятельства при проведении эксперимента для получения сварных соединений применялись режимы автоматического процесса, отличные от традиционного по основным параметрам (табл. 1). В табл. 1 i - порядковый номер режима. Таблица 1 Режимы формирования наплавки металла от СЭ на кромки стальной пластины Режим Ii, A Ui, B Vi, м/ч Qi, кал/с qi, кал/с 1* 200 35 20 1,68 1,51 2* 300 35 10 2,52 2,27 3* 250 40 20 2,4 2,16 4* 250 35 20 2,1 1,89 5** 250 35 20 2,1 2,08 Примечание: * при расчете q для случаев применения режимов 1-4 наплавки материала СЭ1 (при условии Кз = 0,4) использовали значение η = 0,9; ** режим 5 (традиционный процесс автоматической наплавки под флюсом низкоуглеродистой стали СтЗсп) произведен на АДФ с СЭ2 марки Св-08ГС и является образцом-свидетелем для режима 4 с аналогичными параметрами процесса, для которого при расчете q использован η = 0,99. Указанные в табл. 1 режимы являются классическими, например, для процессов сварки АДФ с электродной проволокой диаметром 2,8 мм. Из табл. 1 видно, что при одинаковых режимах получения наплавки и равенстве значений тепловой мощности дуги ее эффективная тепловая мощность, полученная при АДФ СЭ2, выше, чем при использовании СЭ1. Максимальные значения амплитуды деформационных отклонений от базовой поверхности элементов заготовок с наплавленным металлом при различных режимах представлены на рис. 3. Функции деформационных отклонений заготовок ∆i, мм, для рассматриваемых режимов, полученные при использовании программного продукта Microsoft Excel, имеют вид ∆1 = -0,2462 - 0,0066х + 0,0205у - 1,9197·10-5х2 + + 2,4146·10-5хy - 4,5057·10-5y2; ∆2 = -0,8032 - 0,0215х + 0,0443у + 5,0039·10-5х2 + + 4,3487·10-5хy - 8,6465·10-5y2; ∆3 = -0,7577 + 0,0003х + 0,0156у + 1,0898·10-5х2 + + 1,6450·10-5хy + 5,7713·10-5y2; ∆4 = -0,1912 - 0,0068х + 0,0254у - 1,8765·10-5х2 + + 2,3516·10-5хy - 4,3059·10-5y2; ∆5 = 0,1126 - 0,0791х + 0,0202у + 0,0002·10-5х2 + + 3,3048·10-5хy - 4,5235·10-5y2, где ∆1, ∆2, ∆3, ∆4 - поверхности отклонений, соответствующие режимам 1, 2, 3 и 4, а ∆5 - поверхность отклонений традиционного способа. Из рис. 3 видно, что наименьшей амплитудой отклонений значений деформации по оси z относительно базовой поверхности обладают образцы, полученные при использовании режимов наплавления 1 и 4 (см. табл. 1). Таким образом, при режиме 4 значение амплитуды максимальных отклонений в 1,47 раза меньше, чем при традиционном способе, осуществляемом при помощи режима 5. Основной задачей при восстановлении рабочей поверхности стальной детали является достижение прочностных характеристик наплавки, не уступающих значениям прочности основного металла. Автоматический процесс наплавки под флюсом целесообразно использовать для восстановления протяженных изношенных стальных деталей. В данной работе в качестве материала основы пластины выбрана сталь марки Ст3сп. Согласно ГОСТ 535-2005 для Ст3сп временное сопротивление разрыву для проката толщиной 10 мм составляет sв = 370…480 Н/мм2; предел текучести sт = 245 Н/мм2; относительное удлинение δ = 26 %; ударная вязкость для Ст3сп не нормируется, но составляет KCU = 49 кДж/м2. Оценку прочности металла наплавки целесообразно проводить сопоставлением со значениями прочности длинномерных неразъемных соединений, получаемых сваркой, которые регламентируются требованиями ряда стандартов. Например, согласно табл. Д1 ГОСТ Р 52857.1-2007. «Сосуды и аппараты. Нормы и методы расчета на прочность. Общие требования», для стыка деталей из углеродистых и легированных Рис. 3. Максимальные значения амплитуды деформационных отклонений, мм, от базовой поверхности элементов заготовок с наплавленным слоем металла, полученном при различных тепловых режимах сталей, выполняемого автоматической и полуавтоматической сваркой с одной стороны, с флюсовой или керамической подкладкой, применяется понижающий коэффициент прочности сварного шва, который составляет 0,8. Таким образом, удовлетворительными следует признать показатели прочности наплавленного металла, укладывающиеся в интервалы значений по временному сопротивлению разрыву sв = 296…384 Н/мм2 и пределу текучести sт = 196 Н/мм2. Физико-механические свойства наплавленного металла, полученного при однократном тепловом воздействии СЭ на зону наплавки, представлены в табл. 2 и на рис. 4. Из анализа данных, представленных в табл. 2 и на рис. 4, можно сделать следующие выводы. Средняя прочность на разрыв серии образцов, полученных при I1, на 20 % меньшей, чем у традиционного режима (режим 1, при котором I5 = 250 А), при условии U1 = U5 = 35 В, не превышает 100 МПа, а значит, получение достаточной эксплуатационной прочности наплавленного металла не представляется возможным. Средняя прочность на разрыв серии образцов, полученных при I2, на 20 % большей, чем I5, при условии U2 = U5 = 35 В и V2 = 10 м/ч, составила 390 МПа, что сопоставимо с прочностью Ст3сп. Значение ударной вязкости материала наплавки KCU2 > > 88 кДж/м2. Однако значения НRСш2 = 47 и НRСт.в2 = 46 ниже, чем НRСш5 = 55 и НRСт.в5 = 49. Предел текучести не превышает 103 МПа, что является недостаточным для сохранения эксплуатационной прочности материала, особенно при его работе в условиях знакопеременных нагрузок. Режим 3, отличающийся от традиционного более высоким напряжением U3 = 40 В (что на 14 % больше, чем U5), не позволяет получить прочность наплавленного металла на разрыв большую, чем 166 МПа. Таким образом, достижение удовлетворительных прочностных показателей наплавленного металла, получаемых за 1 проход СЭ1 при автоматическом процессе под флюсом при вольт-амперных характеристиках, соответствующих режимам 1-3, не представляется возможным. Таким образом, применение термитного наполнителя в СЭ1 при режимах 1-3 получения металлической наплавки не представляется эффективным. В результате эксперимента определено, что прочностные характеристики металла наплавки, полученного с применением СЭ1 в режиме, соответствующем традиционному, отличаются от последнего большими показателями прочности на разрыв (sв ≈ ≈ 307 МПа), ударной вязкости (52 кДж/м2) и предела текучести sт = 197 МПа. Эти показатели соответствуют нижнему пределу прочностных требований к Ст3сп согласно ГОСТ 535-2005 с учетом применяемого в нашем случае при оценке прочности Таблица 2 Ударная вязкость и твердость образцов, полученных при различных режимах теплового воздействия Номер режима 1 2 3 4 5 *KCUi, кДж/м2 36,4 >88 44,4 52 34 НRС НRСш 50 47 57 55 55 НRСт.в 45 46 45 49 49 Примечание: *KCUi - ударная вязкость i-го режима, кДж/м2; HRС - твердость по Роквеллу; НRСш и НRСт.в - твердость наплавленного металла и зоны термического влияния (материала основы) на расстоянии 10 мм от центра наплавленного металла. Рис. 4. Диаграммы значений предела текучести и напряжения, возникающего при растяжении образцов металла наплавки, полученных за 1 проход СЭ при различных режимах теплового воздействия материала шва сварных соединений понижающего коэффициента, регламентируемого ГОСТ Р 52857.1-2007. Значение поверхностной твердости сопоставимо со значениями образцов, полученных СЭ2 в режиме 5. В целом применение режима 4 для получения металла наплавки за 1 проход СЭ1 представляется наиболее удовлетворительным по физико-механическим характеристикам, которые превышают таковые, полученные при испытании образца-свидетеля 5. Площадь и внешний вид металла наплавки, полученного за 1 проход СЭ1 и СЭ2 по режимам 4 и 5 соответственно, а также места разрыва наплавленного металла представлены на рис. 5. На рис. 5 видны деформации стальной пластины после наплавки, а также различия макроструктур поверхностей в зоне разрыва. Теплота, выделяемая источником нагрева при наплавлении, в результате теплопроводности распространяется на прилегающие наплавленному металлу участки основы. Участки основы, расположенные рядом с источником тепла, нагреваются до наиболее высоких значений температуры. По мере удаления от источника нагрева температура металла снижается. В зоне контакта металла наплавки с металлом основы происходят наиболее резкие изменения его структуры и свойств. Меньшей ширине участка основного металла, прилегающего к наплавленному металлу, соответствуют тепловые условия, характеризуемые большим перепадом значений температуры [14, 18]. В этой связи структура металла, безусловно, является одним из факторов, определяющим картину его разрушения и прочностные характеристики. Оценить характер разрушения образцов в зоне наплавления возможно при помощи фрактограмм, представленных на рис. 6. Для образца, показанного на рис. 6, а, характерен вязкий излом. Вязкому разрушению соответствует большая энергия (большая работа, затрачиваемая на распространение трещин). Ввиду этого при вязком разрушении скорость распространения трещин мала, а при хрупком разрушении скорость распространения трещин близка к скорости звука [19, 20]. Для образца, представленного на рис. 6, б, характерен хрупкий излом. Энергия хрупкого разрушения мала (работа, затрачиваемая на распространение трещин, близка к нулю). Следовательно, режим 4 более благоприятен для формирования наплавляемого металла, чем при условиях режима 5. Таким образом, применение порошковой проволоки на основе термитной шихты позволяет обеспечить получение структуры металла наплавки с более высокой вязкостью, чем при использовании классического режима, что, вполне очевидно, сказывается на прочностных характеристиках наплавки. а б Рис. 5. Внешний вид торца стальной пластины (слева) и разрыва в зоне наплавки (справа), полученного при различных режимах: а - режим 4; б - режим 5 а б Рис. 6. Фрактограммы образцов в месте разрыва (×100), полученных при АДФ-процессе: а - с применением СЭ1 при режиме 4; б - с применением СЭ2 при режиме 5 Поскольку при малом увеличении в результате визуального сравнения структур, полученных традиционным способом, с экспериментом выявлен ряд отличий, целесообразным представляется сравнение структур различных зон. При получении металла наплавки СЭ2 зона сплавления наплавки с основой находится в твердо-жидком состоянии. Этот участок имеет ширину 0,1-0,4 мм и отличается от участков основного металла, что вызвано диффузией элементов, протекающей в зоне сплавления [14]. В участок перегрева (участок крупного зерна) шириной 1-3 мм входит металл, который, как правило, нагревается от температуры 1200 °С до температуры плавления основного металла. Зона перекристаллизации шириной 0,1-3,0 мм состоит из мелких и крупных зерен с пониженными механическими свойствами, включает металл, нагретый до температуры 720-880 °С. Металл участка неполной перекристаллизации характеризуется ферритным зерном, дроблением и сфероидизацией перлитных участков. Феррито-перлитная структура Ст3сп по завершении термических циклов после перекристаллизации почти не меняется. Экспериментом установлено, что зона термического влияния при использовании СЭ1 больше на 10-12 %, чем при использовании традиционной структуры. Сравнение структур зон теплового воздействия, полученных СЭ2 и экспериментальным СЭ1, позволяет выяснить причины получения различий прочностных характеристик наплавляемого металла. На рис. 7 представлены микроструктуры металла, полученного при АДФ-процессе в зоне сплавления, на участке перегрева, в зоне перекристаллизации и рекристаллизации (×400): а - образец, полученный при режиме 4 порошковой проволокой с термитным наполнителем; б - образец, полученный проволокой сплошного сечения при режиме 5. Из анализа рис. 7 видно, что для зоны сплавления и участка перегрева характерна феррито-перлитная структура, представляющая собой укрупненные зерна. Размеры зерен образцов, полученных при АДФ с СЭ1, в указанных на рис. 6 зонах отличны от размеров зерен зоны термического влияния, полученной при АДФ СЭ2. Структура участков перекристаллизации и рекристаллизации также является ферритно-перлитной, но с меньшим размером зерен. Таким образом, структуры образцов, полученных при АДФ СЭ1, сопоставимы со структурой традиционных образцов, получившихся при АДФ СЭ2. На рис. 8 представлено сравнение размеров зерен в зоне локального нагрева (наплавления), перегрева, перекристаллизации и в зоне основного металла образцов, полученных экспериментальным способом и при тепловом режиме 5 с СЭ2. Из рис. 8 видно, что зерно металла в зоне наплавления, полученного с СЭ1, на 20 % меньше, чем при традиционной АДФ с СЭ2; размеры зерен зон перегрева и основного металла можно считать идентичными, а зерно образца, полученного при режиме 4, в зоне перекристаллизации на 15 % меньше, чем у традиционного образца. Химический состав металла в зоне локального нагрева представлен в табл. 3 Из табл. 3 видно, что химический состав соответствует значениям диапазона содержания основных элементов для Ст3сп по ГОСТ 380-2005: C = = 0,14…0,22 %; Mn = 0,4…0,65 %; Si = 0,15…0,30 %. Содержание легирующих добавок в наплавочном материале СЭ1 несколько выше, чем в СЭ2. Это обстоятельство, однако, не оказывает негативного влияния на прочностные характеристики наплавленного металла. 1 2 3 а 1 2 3 б Рис. 7. Микроструктура металла образцов (×400) в зоне шва (1), сплавления и на участке перегрева (2), в зоне перекристаллизации и рекристаллизации (3): а - образец, полученный при АДФ СЭ1; б - образец, полученный при АДФ СЭ2 Рис. 8. Средний размер зерен Таблица 3 Химический состав образцов в зоне локального нагрева Режим Содержание, мас. % C Si Mn Ni S P Cr 4 0,21 0,28 0,6 0,26 0,032 0,029 0,28 5 0,2 0,22 0,52 0,24 0,039 0,033 0,25 Заключение В ходе проведенных экспериментов установлена возможность получения металлической наплавки за 1 проход на стальных протяженных элементах в виде пластин при различных режимах теплового воздействия автоматическим процессом под флюсом СЭ1 в виде порошковой проволоки с алюмотермитным наполнителем. Зона термического влияния стальной пластины формируется при совместном электродуговом и алюмотермическом воздействии. Применение СЭ1 обеспечивает получение наплавляемого на стальную пластину металла большей вязкости, чем при наплавлении металла СЭ2 классическим методом. Результатами исследований установлены меньшие размеры зерен структуры наплавленного металла, полученного с использованием СЭ1. Они позволяют добиться лучших физико-механических свойств, меньших деформаций основного металла пластины, на которую произведено наплавление, в сравнении с характеристиками, полученными при наплавлении СЭ2. Химический состав экспериментальных образцов соответствует ГОСТ 380-2005. Таким образом, установлено, что для получения прочного материала наплавки на изношенную кромку стальной пластины с меньшими деформациями последней при равных энергозатратах и режимах теплового воздействия, применяемого для наплавления в АДФ-процессе, использование СЭ1 представляется предпочтительным в сравнении с СЭ2.

About the authors

E. E Abashkin

Institute of Machinery and Metallurgy of the Far-Eastern Branch Russian Academy of Sciences

S. G Zhilin

Institute of Machinery and Metallurgy of the Far-Eastern Branch Russian Academy of Sciences

O. N Komarov

Institute of Machinery and Metallurgy of the Far-Eastern Branch Russian Academy of Sciences

A. V Tkacheva

Institute of Machinery and Metallurgy of the Far-Eastern Branch Russian Academy of Sciences

References

Statistics

Views

Abstract - 1838

PDF (Russian) - 24

Refbacks

• There are currently no refbacks.