«ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ АСПЕКТЫ ЭНЕРГОСБЕРЕГАЮЩЕЙ ПРОТИВОФЛОКЕННОЙ ОБРАБОТКИ ПОКОВОК С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ВНЕПЕЧНОГО ЗАМЕДЛЕННОГО ОХЛАЖДЕНИЯ В ТЕРМОСАХ С УЧЕТОМ ЭФФЕКТА ЗАХВАТА ВОДОРОДА ЛОВУШКАМИ ...»

сетки в торцах, по сравнению с телом поковки, был значительно уменьшен с целью повышения точности расчета. Коэффициент теплоотдачи рассчитывался автоматически одновременно с решением задачи охлаждения, в зависимости от текущей температуры металла.

Метод конечных разностей Метод конечных разностей используется для решения обыкновенных дифференциальных уравнений методом замены производных их приближенным значением, выраженным через разности значений функции в отдельных узловых точках. В окончательном результате получается выражение, по которому значение температуры в данной точке в текущий момент времени зависит от температур смежных точек в предыдущий момент времени. Для изолированного бесконечного цилиндрического тела радиусом R, уравнение теплопроводности имеет вид:

Расчёт производится по явной схеме. Функция T (r, ) зависит от двух переменных: координаты и времени. Соответственно, для решения задачи может быть построена двухмерная сетка координата – время. По оси ординат откладывается значения времени с шагом l, по оси абсцисс значение координаты r через равные промежутки с шагом h. Устойчивость решения определяется выражением l [94], где a – коэффициент температуропроводности материала.

Через Ti,k обозначено истинное значение температуры в точке r = ih в момент времени = kl, где i и k – порядковые номера узлов пространственной и временной сетки соответственно. Далее задано распределение температур в начальный момент времени (k = 0). Тогда система линейных алгебраических уравнений будет выглядеть следующим образом:

В данной модели был заложен и использован учёт зависимости теплофизических коэффициентов Ti,k – теплоотдачи и Ti,k – теплопроводности от текущей температуры металла. Любым из указанных методов можно определить температурное состояние поковки в произвольном сечении в любой момент времени.

Для сопоставления результатов расчёта были разработаны простые компьютерные программы в математическом пакете Mathcad для аналитических расчётов мо, программа, реализующая метод конечных разностей.

Для проведения расчета были приняты следующие параметры: марка стали 40ХГМ; температура начала охлаждения ТН = 650 °С; температура конца охлаждения ТК = 25 °С; = 0,95; = 33 Вт/мК; плотность стали = 7600 кг/м3; теплоемкость С = 500 Вт/кгК. В качестве значений теплопроводности, плотности и теплоемкости было принято среднее значение в интервале температур охлаждения, по данным [95]. Для расчета МКЭ и МКР была учтена температурная зависимость параметров теплоотдачи и теплопроводности.

На рисунке 3.3 показаны результаты расчёта охлаждения поковок различных радиусов на воздухе. Из сравнения температур (таблицы 3.1 и 3.2) видно, что Рисунок 3.3 – Аналитические кривые охлаждения на воздухе поверхности (а) и центра (б) поковок различного диаметра:

Таблица 3.1 – Температура поковок диаметром 400 мм при охлаждении на воздухе с 650 °С до 25 °С Таблица 3.2 – Температура поковок диаметром 1200 мм при охлаждении на воздухе с 650 °С до 25 °С расчёт МКЭ дает точки, которые ложатся на аналитическую зависимость с тем большей точностью, чем меньше радиус моделируемой поковки, однако при радиусе поковки менее 400 мм решение МКЭ показывает более быстрое охлаждение, нежели аналитическое. Максимальная разность температур, определяемая двумя методами при расчётах для центра поковки радиусом 1200 мм, наблюдается на начальных этапах охлаждения и достигает от 2 до 6 °С. В тоже время максимальная разность температур в центре моделируемой поковки радиусом 400 мм составляет 3 °С на начальном этапе охлаждения. Повышение точности расчёта уравнения (3.1) до 100 учитываемых членов ряда приводит к сокращению разности температур с 3 до 0,01 °С, то есть полное совпадение. Таким образом, на точность решения влияет количество учтенных в расчёте членов ряда в уравнении (3.1), однако увеличение количества членов повышает точность расчёта только в начальный момент охлаждения (0…0,5 ч), на значения температуры при больших временах учет числа членов более четырех существенного влияния не оказывает. Что же касается конечно-разностной модели, то она до третьего знака после запятой совпадает с аналитическим решением. Также следует отметить, что использование среднего коэффициента теплоотдачи в заданном интервале температур (аналитическое решение) и динамически рассчитываемого, в зависимости от текущей температуры (численное МКЭ и МКР), не оказывает существенного влияния на результат расчёта.

В качестве примера моделирования приведем расчёт-сравнение охлаждения на воздухе поковки стали марки 40ХГМ диаметром 900 мм с учетом температурной зависимости коэффициента теплоотдачи (3.4). Расчет произведен при помощи метода конечных разностей. В [35] представлены экспериментальные данные по охлаждению поковок диаметром 900 мм с температуры нормализации 900 °С на воздухе. Глубина зачеканки термопар при проведении экспериментов составила 450 мм (центр поковки) и 50 мм (поверхность). На кривую, построенную по экспериментальным точкам работы [35], наложены расчетные точки охлаждения поковок на воздухе (рисунок 3.4).

Рисунок 3.4 – Сравнение с эксперимента с расчётом в точках Разность между экспериментальными и расчетными точками не превышает 10-20 °С, что позволяет говорить об их хорошем согласии. На основе хорошего совпадения теории и эксперимента появилась возможность прогнозирования графиков охлаждения и расчёта на их основе внутренних напряжений.

3.1.2 Расчёт внутренних термических напряжений В настоящее время считается, что флокены возникают в результате разрастания зародышей трещин, постепенно заполняемых водородом. При этом напряжения, обусловленные неоднородностью охлаждения поковок по сечению или фазовыми переходами в процессе охлаждения, могут в значительной мере стимулировать развитие флокенов. Например, изучая образование флокенов в стали 35ХН3МФА [96], М.А. Штремель с сотрудниками экспериментально показали, что тангенциальные растягивающие напряжения, которые максимальны при охлаждении цилиндрических поковок, ориентируют флокены в радиальном направлении. Они обнаружили, что плоскость большинства флокенов в среднем интервале радиуса отклоняются от радиального направления не более чем на 20°.

Для понимания закономерностей возникновения флокенов и трещин иной природы очень важно изучить характер напряженного состояния и численные значения напряжений, которые возникают при охлаждении поковок разного диаметра [92].

Далее рассмотрим проблему более подробно.

3.1.2.1 Аналитический расчёт внутренних напряжений Рассчитаем изменение температуры в поковках разного диаметра, для чего используем приведенное выше решение (3.1) задачи об охлаждении цилиндра:

При использовании принятых ранее значениях = 34 Вт/(м2·К) и = 33,7 Вт/(м·К) параметр Bi R 1,01R [м], а трансцендентное уравнение (3.3) приобретает вид где корни 1, 2, 3,n зависят от R.

В [93] приведены формулы для расчёта напряжений в случае известного закона изменения температуры цилиндрической поковки:

где r, и z – радиальные, окружные (тангенциальные) и осевые остаточные напряжения соответственно; – коэффициент линейного расширения; – коэффициент Пуассона; E – модуль нормальной упругости, а через Gn обозначена величина Для проведения расчета за исходные были приняты данные, указанные в подразделе 3.1.1, а также: = 1410-6 К-1; = 0,3; E = 210 ГПа (значения коэффициента линейного расширения и модуля нормальной упругости приняты средними в интервале температур охлаждения по [95]).

Существует мнение [97], что величина возникающих термических напряжений зависит главным образом от разности температур центра и поверхности поковки. Приведенные расчёты (рисунок 3.5) показали, что максимальная разность температур для поковки диаметром 1000 мм наблюдается после полуторачасового охлаждения. У поковок меньшего диаметра максимальная разность температур наблюдается при тем меньшей длительности охлаждения, чем меньше диаметр поковки.

Расчёт по уравнениям (3.9-3.11) для поковки диаметром 1000 мм, в зависимости от времени охлаждения, показывает, что максимальные напряжения также возникают через 1,5 часа после начала охлаждения, когда разность температур центра и поверхности оказывается максимальной. При этом напряжения на поверхности и в центре поковки, соответственно растягивающие или сжимающие, принимают максимальные значения (рисунок 3.6).

В центре поковки все три компоненты напряжений являются сжимающими, причём они уменьшаются по мере приближения к поверхности. Но на поверхности величина r, очевидно, обращается в ноль, а напряжения и z меняют свой знак и становятся растягивающими. Вблизи поверхности обе эти компоненты напряжения оказываются равны друг другу. При увеличении радиуса поковки от 200 до 800 мм характер напряжений не меняется, но значительно возрастают абсолютные значения напряжений. Отметим также, что на рисунках 3.7 и 3.8 эпюры Рисунок 3.5 – Разность температур между центром и поверхностью поковок как функция длительности охлаждения на воздухе поковок различного диаметра:

Рисунок 3.6 – Внутренние напряжения в зависимости от радиуса r через 1,5 часа после начала охлаждения поковки диаметром 1000 мм напряжений даны для двух моментов: момента, когда на поверхности поковки температура равна 150 °C и момента, когда 150 °C достигается в центре. Моменту достижения такой температуры на поверхности всегда соответствует больший уровень всех трёх напряжений.

Растягивающие напряжения в районе внешней поверхности цилиндра (рисунок 3.6-3.8) возникают по следующим причинам. Охлаждение приповерхностного слоя вызывает уменьшение длины окружности 2r из-за термического сжатия. Однако нагретые более глубокие слои препятствуют расширению, поэтому уменьшение 2r не достигает требуемого значения, что означает появление растягивающих напряжений в приповерхностных слоях. Ясно, что в глубине (то есть при малых r) становится отрицательным. При данном r величина зависит от времени, поскольку во времени изменяется Tr – разность температур в слое радиуса r и на оси (см. рисунок 3.5). Эта разность – Tr, равная нулю в начале и стремящаяся к нулю в конце охлаждения, проходит через максимум в некоторый момент времени. Именно в этот миг напряжения имеют максимум (рисунок 3.6).

Если зафиксировать момент времени, то становится видимой зависимость от r. Самый большой перепад температур между слоем и осью цилиндра наблюдается при r = R (на поверхности). Поэтому здесь максимально. По мере снижения r, уменьшается, переходит через ноль и становится отрицательным (рисунок 3.6-3.8), так как охлаждающиеся поверхностные слои сжимают и глубинные. Поэтому для поковок любого внешнего радиуса всегда существует радиус r0, при котором обращается в ноль. Для малого времени охлаждения r0 лежит вблизи r = R. По мере возрастания длительности охлаждения r0 уменьшается, но, по-видимому, даже при очень больших временах не пересекает точку r0 R 2, так как при всех напряжение при r0 R 2 имеет знак минус. Сжимающие напряжения около оси цилиндра заметно меньше, чем растягивающие напряжения у поверхности.

Рисунок 3.7 – Распределение напряжений по сечению цилиндрической поковки радиусом 200 мм:

а — в момент достижения температуры 150 °C на поверхности поковки;

б — в момент достижения температуры 150 °C в центре поковки Рисунок 3.8 – Распределение напряжений по сечению цилиндрической поковки радиусом 800 мм:

а — в момент достижения температуры 150 °C на поверхности поковки;

б — в момент достижения температуры 150 °C в центре поковки Напряжение вдоль радиуса (r) отрицательно при всех r, что обусловлено сжатием в радиальном направлении, которое создает внешняя оболочка с минимальной температурой. На оси цилиндра напряжение сжатия максимально, так как все расположенные выше слои имеют более низкую температуру и сжимающие усилия от них суммируются. На самой поверхности цилиндра r = 0, так как к ней не приложено никаких радиальных усилий. Поэтому r плавно уменьшается от нуля до отрицательного значения r ( 0 ), зависящего в итоге от радиуса поковки R и перепада температуры Tr (см. рисунок 3.6-3.8). С увеличением радиуса R модуль r ( 0 ) возрастает.

Еще в 1932 г. С.П. Тимошенко [98] показал, что осевое нормальное напряжение в сплошном цилиндре (z) всегда равно сумме радиального и окружного напряжений: z r. Это соотношение выполняется и для результатов нашего расчета.

Приведенные выше расчеты определяют общий характер изменения термических напряжений в поковках, но не учитывают возможность релаксации упругих напряжений в результате пребывания поковки в области температур, где возможны эффекты ползучести и, соответственно, релаксации напряжений. Эффект релаксации напряжений может изменить соотношение положительных и отрицательных напряжений каждого вида, вследствие чего могут возникнуть не учитываемые аналитическим расчетом остаточные напряжения при комнатной температуре. Таким образом, учтя эффект релаксации напряжений, по-видимому, удастся уточнить характер напряженного состояния по мере приближения к комнатной температуре.

3.1.2.2 Численный расчет внутренних напряжений с учетом эффекта соображения [99, 100]. Допустим, что образец с исходной длиной l0 был упруго растянут так, что его удлинение составило l0, а затем заневолен. Упругие напряжения в таком образце будут равны однако в ходе выдержки длительностью при повышенной температуре воздействие напряжения приводит к ползучести, создающей пластическую деформацию п, что уменьшает упругую деформацию и напряжение, так как теперь Следовательно, или то есть развитие ползучести приводит к уменьшению (релаксации) напряжения.

Если для данной стали известна деформация ползучести п, как функция напряжения и температуры, то выражение (3.17) позволяет установить связь дифференциалов напряжения и деформации ползучести. В справочных данных пакета конечно-элементного моделирования ANSYS приведены несколько аппроксимирующих функций для деформации ползучести п(, T), на основе которых построены программы численного интегрирования уравнения (3.17), совместно с уравнениями теплопроводности и возникновения термических напряжений.

Для проведения численного расчёта было проведено экспериментальное исследование на ползучесть образцов стали 40ХГМ. От промышленной поковки текущей плавки стали марки 40ХГМ в кузнечно-прессовом цехе ОАО «Уральская кузница» были отобраны заготовки 30x30x200 мм с середины радиуса поковки.

Перед изготовлением образцов заготовки были подвергнуты отжигу по режиму:

нагрев до температуры 850 °С, выдержка 3 часа, охлаждение 2 часа с печью, далее на воздухе. Данный режим позволил получить в заготовках равновесную феррито-перлитную структуру, аналогичную структуре данной стали после противофлокенного отжига. Далее из заготовок были выточены стандартные образцы на ползучесть с диаметром рабочей части 7 мм и произведены испытания по ГОСТ 3248-811. Испытания на ползучесть производились по нескольким вариантам (таблица 3.3), при температурах 560-650 °С, соответствующих температурному интервалу охлаждения поковок после отжига, т.е. получены зависимости п(, T). Полученные кривые ползучести представлены на рисунке 3.9 (А. 1-7).

В качестве аналитической аппроксимирующей функции была выбрана функция общего вида для которой неизвестные коэффициенты С1, С2, …, С7 были определены путем П T const f1 ; П const f 2 T и т.д. Для областей нестационарной и стационарной ползучести: С1 = 78; С2 = 2,17; С3 = -0,55; С4 = 14000; С5 = 750,4;

С6 = 4,55; С7 = 28240. На рисунок 3.9 (Б. 1-3) были наложены расчетные аппроксимированные кривые, степень согласия которых с экспериментом можно признать достаточно хорошей.

Расчет напряжений z, r, и при охлаждении цилиндрических поковок с учетом релаксации был проведен в пакете ANSYS путем совместного численного решения методом конечных элементов уравнения теплопроводности, возникновения упругих напряжений и уравнения вида (3.16) или (3.17) для релаксации2.

Параметры расчета были приняты аналогично параметрам, используемым при расчете температурных полей и напряжений (см. раздел 3.1.1 и 3.1.2.1) для цилиндрической поковки стали марки 40ХГМ диаметром 450 мм.

Испытания были проведены на ОАО «Уральская кузница» (г. Чебаркуль) под руководством начальника лаборатории физико-механических испытаний ЦЗЛ Т.В. Ручьевой.

Расчет производился под руководством и при непосредственном участии заведующего кафедрой прикладной механики, динамики и прочности машин ЮУрГУ, профессора, д.т.н., А.О. Чернявского.

Относительное удлинение, % Рисунок 3.9 – А. Кривые ползучести стали марки 40ХГМ при различных Б. Сравнение аппроксимирующих кривых с экспериментальными данными Таблица 3.3 – Параметры проведенных испытаний на ползучесть Условный Температу- Продолжи- График ползучеНагрузка, Для того чтобы установить влияние релаксации напряжений на распределение их по сечению поковки, следует сравнить соответствующие зависимости, рассчитанные с учетом и без учета релаксации. В программном комплексе ANSYS удалось рассчитать значения внутренних напряжений для различных скоростей охлаждения:

1. На воздухе (рисунок 3.10 и 3.11), при этом коэффициент теплоотдачи, в соответствии с проведенным расчётом по уравнению (3.4), принят равным 2. При замедленном охлаждении (рисунок 3.12) со скоростью ~13 °С/ч (коэффициент теплоотдачи принят равным 5 Вт ).

В случае малой выдержки напряжения и z резко уменьшаются по мере удаления от поверхности и меняют свой знак, оставаясь затем приблизительно одинаковыми и малыми по величине. Для небольшого времени охлаждения различия в напряжениях ещё не велико, но уже после 30 минутного охлаждения Напряжения, МПа Рисунок 3.10 – Результаты расчета внутренних напряжений при охлаждении Рисунок 3.11 – Результаты расчета внутренних напряжений при охлаждении на воздухе поковки диаметром 450 мм в зависимости от времени охлаждения а, б – на оси; в, г – в середине радиуса; д, е – на поверхности поковки Напряжения, МПа Рисунок 3.12 – Результаты расчета внутренних напряжений при замедленном охлаждении поковки диаметром 450 мм в зависимости от времени охлаждения (рисунок 3.10 а, б) и z у поверхности отличаются почти в 1,5 раза. После 30 минут охлаждения существенно возрастают и сжимающие напряжения и z вблизи оси поковки. А это означает, что теперь релаксация напряжений будет заметно проходить не только у поверхности, но и в осевой зоне. Отметим также, что увеличение выдержки приводит к уменьшению r0, при котором обращается в 0.

После 30 минут охлаждения температура в середине поковки составляет 633 °С, а у поверхности 573 °С. Фактически не охваченным релаксацией остается участок между осевой и приповерхностной зоной, в котором напряжения и z оказываются небольшими. Релаксация напряжений у поверхности (где напряжения растягивающие) приведет к некоторому пластическому увеличению диаметра, а релаксация в осевой зоне к аналогичному уменьшению диаметра поковки в этих зонах.

Поэтому в серединной зоне должно наблюдаться дополнительное растяжение вдоль r и.

Расчет для поковки, охлаждающейся в течение 5 часов (рисунок 3.10 в, г) показывает, что график радиального изменения напряжений без учета релаксации принципиально сохраняет свой вид, но величины напряжений у оси и на поверхности уменьшаются в силу снижения разности температур между поверхностью и центром (Tп = 193 °С, Tц = 213 °С). В этом случае эффект релаксации приводит к уменьшению и z, и в осевой, и приповерхностной зоне. Вблизи r = R немного меняется характер изменения напряжений. Вместо восходящего участка появляется практически горизонтальный участок (рисунок 3.10 в).

Для 7 часового охлаждения (рисунок 3.10 д) характерно отчетливое формирование трех зон вдоль радиуса поковки. Дальнейшее уменьшение разности температур поверхности и центра (Tп = 129 °С, Tц = 142 °С) снижает термические напряжения. А поскольку поверхность образца из-за релаксации была увеличена, то теперь охлаждающаяся серединная зона начинает создавать в поверхностных слоях сжимающие напряжения. Кривые напряжений, при расчете которых релаксация не учитывалась (рисунок 3.10 е), по-прежнему отражают растягивающие напряжения у поверхности и сжимающие напряжения на оси. В данном случае видно, что и r определяются разностью температур поверхности и центра.

После 15 часового охлаждения отчетливо наблюдается (рисунок 3.10 ж) возникновение около оси поковок растягивающих напряжений, z и r, а у поверхности – сжимающих напряжений и z, величина которых достигает 20 МПа. Расчет в варианте отсутствия релаксаций (рисунок 3.10 з) дает ~1,5 МПа на поверхности и ~2 МПа у оси.

Более подробно временной характер изменения напряжений, z и r на оси, при r 1 2 R и у поверхности представлены на рисунке 3.11 с учетом релаксации и без неё. Общий характер изменения напряжений оказывается следующий:

в отсутствии релаксации, напряжения у поверхности растягивающие, а напряжения при r 1 2 R и на оси – сжимающие. Причем в первых двух случаях (рисунок 3.11 б, г) они проходят через минимум и затем начинают возрастать, по модулю, асимптотически, приближаясь к 0 при продолжении охлаждения. Аналогично и на поверхности, пройдя через максимум, и z уменьшаются до 0 при дальнейшем охлаждении. При учете релаксации (рисунок 3.11 а, в, д) наблюдается, вопервых, уменьшение уровня всех напряжений, может быть за исключением очень малых времен охлаждения, причем при времени охлаждения более 7 часов графики напряжений пересекают 0 и, по существу, превращаются в остаточные напряжения растяжения около оси и сжатия у поверхности. Аналогично и для r 1 2 R.

При этом сжимающие напряжения будут препятствовать образованию флокенов, в которых трещина перпендикулярна действующему напряжению. Во-вторых, следует учитывать, что сжимающие напряжения вдоль и z будут препятствовать образованию флокенов, плоскость трещины которых перпендикулярна этим напряжениям, поэтому поверхность возникающего флокена должна быть ориентирована перпендикулярно и радиусу, что в действительности довольно часто наблюдается в производстве и отмечается в публикациях [2].

Рассмотренные выше графики внутренних напряжений относились к охлаждению поковки диаметром 450 мм на воздухе. Теперь рассмотрим случай, когда поковки охлаждаются замедленно со скоростью ~13 °С/ч, что примерно соответствует скорости охлаждения поковки в термосе. Зависимость внутренних напряжений от времени охлаждения в двух вариантах (с учетом и без учета релаксации напряжений) представлены на рисунке 3.12. Характер изменения напряжений оказывается таким, как и в решении, рассмотренном в случае охлаждения на воздухе (рисунок 3.11). В отсутствии релаксации сохраняется общий характер изменения напряжений по радиусу и по времени, но все напряжения оказываются существенно меньшими (рисунок 3.12 б, г, е). В случае учета релаксации характер изменения напряжений также не меняется, но величина остаточных напряжений после охлаждения снижается приблизительно в 3 раза (рисунок 3.12 а, в, д).

С точки зрения возможности образования, наличие на поверхности сжимающих напряжений препятствует образованию флокенов. Также можно предположить, что сжимающие напряжения препятствуют диффузионному выходу водорода в атмосферу. Влияние внешних напряжений на диффузию обычно сводят к уменьшению энергии активации диффузии на величину VМ, где – гидростатическое напряжение, равное (3.12). Поэтому в выражении для коэффициента диффузии водорода появляется дополнительный сомножитель то есть энергия активации заменяется на Q Q VМ, где VМ – молярный объем растворенного водорода, который оценивается в 2 см3/моль. Если максимальное значение при охлаждении на воздухе у поверхности оценивается (из рисунка 3.10 ж) в 13,3 МПа, то дополнительный множитель, отражаюVМ влияние напряжений на диффузию водорода пренебрежимо мало.

Однако на самой поверхности водород, по-видимому, удаляется ещё в процессе термической обработки слитков, нагрева под ковку, самой ковки и охлаждения после неё, так как при ковке происходит деформация с последующей рекристаллизацией, а прохождение большеугловых границ существенно увеличивает скорость диффузии водорода.

3.1.2.3 Влияние внутренних напряжений на образование флокенов Известно [2], что растягивающие напряжения – тангенциальные, радиальные или осевые – всегда ориентируют плоскость флокенов так, чтобы она оказывалась перпендикулярной к максимальным растягивающим напряжениям. Если в какой-либо трещине выделяется водород и создаёт давление pH2, а перпендикулярно плоскости трещины действует напряжение, то коэффициент интенсивности напряжения будет равен:

где L – размер (длина или диаметр) флокена, а – коэффициент, зависящий от ориентации флокена относительно внутренних напряжений.

Когда поковка охлаждается с ненулевой скоростью, в любой точке радиуса появляются механические напряжения и одновременно изменяется давление водорода, который выделяется внутри трещины. Чем больше скорость охлаждения, тем большими оказываются напряжения у вершины трещины. При охлаждении от температуры изотермического отжига на воздухе помимо давления водорода проявляется действие механических напряжений. Но и в этом случае флокены не возникнут, если pH2 и окажутся меньше некоторой критической величины, определяемой условием разрушения (3.20).

При уменьшении скорости охлаждения величина напряжений будет уменьшаться, и, следовательно, некоторый рост величины давления может быть безопасным при условии, что сумма pH2 останется постоянной. Отсюда следует, что можно дополнительно уменьшить длительность изотермического отжига так, чтобы сохранившаяся концентрация водорода не создала давления при суммировании с, превышающего критическое значение.

Обратим внимание на исследование [101], в котором заготовки длиной 0,6 м квадратного сечения 120120 мм были охлаждены после ковки: одна на воздухе, а другая – под слоем окалины. Исходная концентрация водорода в поковках составляла 5…6 см3/100 г, но она уменьшалась в процессе нагрева, ковки и последующего замедленного охлаждения. Затем авторами [101] был произведён пластический изгиб поковок: первой на угол 22°, второй на 12°, что привело к образованию флокенов под действием остаточных упругих напряжений. Эпюра напряжений по толщине сечения является зигзагообразной. Максимальные продольные растягивающие напряжения 200 МПа наблюдались на расстоянии 1 4 H от верхней грани и на поверхности нижней грани, максимальные сжимающие – на поверхности верхней грани и на расстоянии 3 4 H от неё.

В поковке, изогнутой на 22°, флокены были обнаружены только на глубине 1 H, именно там, где действовали остаточные растягивающие напряжения, при изгибе ориентированные, как известно, вдоль оси поковки. Плоскость флокенов оказалась расположенной перпендикулярно к оси поковок. В центре сечения, где остаточные напряжения равны нулю, и в зонах сжатия флокенов не было. Изгиб на 12° второй поковки, охлаждённой ускоренно на воздухе, также привёл к появлению флокенов, но вблизи центра поковки. Авторы [101] считают, что при изгибе на 12° зона максимальных растягивающих напряжений оказывается сильно приближенной к внешней поверхности, где мала концентрация водорода.

Для анализа ситуации используем уравнение (3.20) и запишем его для обоих случаев образования флокенов:

где давление молекулярного водорода pH 2,1 относится к микротрещинам в зоне, где содержание водорода равно 2,7 см3/100 г, а pH 2,2 – к аналогичным зонам, где содержание водорода имеет величину 4 см3/100 г (давления выражены в МПа). Из отношения (3.21) и (3.22) получим Суть этого выражения в том, что увеличение концентрации водорода на 1,3 см3/100 г (с 2,7 до 4 см3/100 г) эквивалентно возрастанию механического напряжения на 200 МПа. Точнее эту идею эквивалентности можно количественно описать, если использовать теорию [61] давления паров молекулярного водорода, выделяющегося в микротрещинах (2.3):

где f – объёмная доля пор (микротрещин), а CH – концентрация растворённого в стали водорода. Графики зависимости давления pH 2 от доли пор при различных концентрациях водорода показаны на рисунке 3.13. Соотношения (3.23) и (2.3) позволяет определить степень пористости стали 40ХГМ. Она оказалась равной f 4, 7 105. Доля пор, несомненно, зависит от содержания сульфида марганца в стали, вблизи поверхности которого происходит молизация водорода. При уменьшении содержания сульфида марганца величина f также уменьшается, что приводит к росту давления водорода и усилению флокенообразования, что наблюдалось экспериментально.

Уравнения (3.20) и (2.3) представляют основу для учёта совместного влияния напряжений и давления водорода на образование флокенов. Напряжения в поковках связаны с существованием градиента температуры по сечению. Уровень напряжений при фиксированной температуре, например, температуре образования флокенов, возрастает с увеличением диаметра поковки. Поэтому при использовании замедленного охлаждения опасность возникновения флокенов снижается вследствие не только удаления водорода, но и уменьшения термических напряжений. Можно приближённо принять, что эффект уменьшения напряжений на 200 МПа эквивалентен снижению концентрации водорода на 1,3 см3/100 г. Это позволяет ещё сильнее сократить длительность печного отжига, чем при учёте только диффузионного удаления водорода.

Рисунок 3.13 – Зависимость давления водорода в порах pH 2 при 423 К б) при содержании водорода в стали 2,7 см3/100 г;

В случае если речь идет о таком состоянии поковки, когда основное количество водорода выделяется при изотермическом отжиге и последующем замедленном охлаждении, то уменьшение остаточных напряжений на 20 МПа будет эквивалентно снижению концентрации водорода на 0,13 см3/100 г, что, несомненно, должно еще больше снизить склонность образования флокенов при использовании термосов. Справедливо и обратное – увеличение внутренних напряжений на 20 МПа эквивалентно введению 0,13 см3/100 г водорода.

3.2 Выделение водорода из крупных поковок при изотермическом отжиге. Сопоставление теории и эксперимента Поковки, производимые на металлургических предприятиях, непосредственно после окончания ковки подвергаются противофлокенной термообработке (противофлокенному отжигу) для диффузионного выделения водорода, длительность которого часто составляет десятки часов, существенно замедляя производственный процесс. Сокращение времени противофлокенной обработки позволит высвободить термические печи для обработки следующих партий металла. Рассчитать на сколько допустимо в таком случае сократить длительность выдержки поковок в печи можно путём решения диффузионной задачи о выделении водорода в окружающую атмосферу. Для этого автором была предпринята попытка [102] провести расчеты выделения водорода в ходе противофлокенного отжига и сравнить полученные теоретические данные с экспериментом, а также учесть влияние каждого технологического этапа нагрева или охлаждения, предшествующих противофлокенному отжигу, на выделение водорода.

Прежде всего, возникает идея использовать точное аналитическое решение уравнения диффузии. Задача о диффузионном выделении водорода из цилиндрической поковки была решена в нескольких работах [103, 104]. Поскольку дифференциальные уравнения диффузии и теплопроводности эквивалентны, то решение задачи о диффузионном выделении водорода имеет абсолютно такой же вид, как для задачи охлаждения цилиндрического тела от заданной начальной температуры до некоторой конечной в условиях, когда на поверхности тела происходит теплоотвод во внешнюю среду с постоянной температурой. Необходимо только изменить обозначение критериев Био и Фурье:

где DH является коэффициентом диффузии водорода, R –радиус поковки, а – коэффициент теплоотдачи между поковкой и атмосферой.

Следуя [103], решение задачи об изотермическом выделении водорода из поковок аналогично решенной задаче о теплопроводности цилиндрического тела (см. раздел 3.1.1) и должно иметь следующую математическую форму:

При этом где CH r, – концентрация водорода на расстоянии r, а CH – конечная концентрация водорода, равновесная по отношению к атмосфере, окружающей поковку, при температуре отжига. Обычно CH пренебрежимо мала.

Неизбежно возникает вопрос о том, насколько соответствуют описываемые условия выхода водорода реальным. Безусловно, величина коэффициента диффузии водорода в сталях известна с достаточной точностью. Однако не вполне ясной является ситуация с коэффициентом массообмена водорода на поверхности поковок. На основании данных А.А. Астафьева [104] отношение приняли равDH ным 1,0 см–1. Однако возможно, что при нагреве в электрической или газовой печи состав окалины на поверхности будет неодинаков, что повлияет на величину коэффициента. Нужно сравнить расчётные и экспериментальные данные для условий нагрева больших поковок в газовых печах.

Такое сравнение стало возможным благодаря работе [105], в которой было подробно рассмотрено влияние длительности изотермического отжига на содержание водорода в поковках из стали 30ХГСНМА. В статье отмечается, что флокены не образуются в сталях с содержанием водорода ниже 2…3 см3/100 г. Поэтому длительность изотермического отжига должна определяться исходя из количественного содержания водорода в металле. А так как изотермическая выдержка является наиболее длительной операцией противофлокенной обработки, то это обстоятельство имеет очень большое экономическое значение.

В статье [105] изучалась зависимость содержания водорода от длительности изотермического отжига при 670 °C в поковках из стали 30ХГСНМА. Поковки диаметром 450 мм и длиной 900 мм были термически обработаны по режиму, представленному на рисунке 3.14. При этом длительность изотермического отжига задавалась 50, 75, 100, 125, 150, 175 ч. После изотермического отжига и охлаждения на воздухе из поковок вырезались темплеты, из центральной, средней и поверхностной части которых трепанировались 15 проб и методом вакуумплавления и вакуум-экстракции определялось содержание водорода. Исследованию было подвергнуто 60 поковок. Полученные данные наносились на график в координатах: длительность отжига – содержание водорода (рисунок 3.15).

Рассмотрим, насколько диффузионные расчёты выделения водорода соответствуют эксперименту. При сопоставлении результатов расчётов всегда возникает вопрос о влиянии внешнего окисленного слоя поковки на величину коэффициента диффузии и скорость выделения водорода в атмосферу. Этой проблеме в литературе уделялось пока мало внимания главным образом из-за ограниченности экспериментальных данных о распределении водорода по радиусу поковок после выдержки.

Как известно, при измерении концентрации водорода всегда наблюдается заметный разброс результатов из-за его исключительной подвижности. Тем не менее, большая статистика измерений позволила авторам получить количественные закономерности изменения содержания водорода в виде приведенной в работе полосы разброса. У авторов [105] отсчёт длительности отжига проводился от начала противофлокенного отжига при T = 670 °С. В действительности такой подход неточен, так как выделение водорода происходит на всех этапах ковки и термической обработки после ковки. Чтобы учесть эффект выделения водорода на каждой технологической операции за исключением отжига, следуя [9, стр.36-45], была оценена средняя величина параметра для каждого технологического этапа нагрева или охлаждения (см. приложение А). Рассчитано, что воздействие предварительных этапов ковки и термической обработки круглых поковок диаметром 450 мм на выделение водорода эквивалентно 25 часам отжига при 670 °С.

Эту величину затем прибавляли к длительности отжига в эксперименте [105], поскольку там учитывалось только время пребывания поковок в печи отжига после достижения изотермы. Для того чтобы сопоставить результаты эксперимента с теорией была разработана компьютерная программа в математическом пакете Mathcad для решения представленного выше диффузионного уравнения (3.26), Содержание водорода, см3/100 г при помощи которой, во-первых, находились корни n характеристического уравнения (3.3), а затем определялись коэффициенты An, а также координатные и временные функции. Для того чтобы максимально точно определить поведение функции вблизи 0, в расчёте было использовано 100 первых слагаемых представленного ряда (3.26). Начальная концентрация С0 = 7 см3/100 г была взята как средняя точка приведенной в работе [105] полосы разброса концентрации водорода в данных точках поковки. На рисунке 3.16 результаты расчёта сравниваются с экспериментальными. Для всех трех участков (то есть у поверхности, 1/2 радиуса и на оси) расчётные кривые лежит ниже, чем экспериментальные данные, причем у поверхности уже после 100 часов выдержки расчётное содержание водорода становится близким к 0, тогда как эксперимент свидетельствует о сохранении постоянной концентраций водорода примерно 1,5…2 см3/100 г. В принципе, такой результат можно было бы объяснить тем, что реальный коэффициент диффузии в десять раз меньше, чем использованный для расчёта. Но в этом случае для точек r R и r = 0 изменения концентраций водорода за время 200 ч по расчётам происходить не должно, что противоречит опытам. Приходится признать, что диффузионно-подвижный водород должен выделиться в атмосферу согласно нашим расчётам за небольшое время, порядка 20…50 ч. Поэтому сохранение на поверхности концентраций водорода порядка 1,5…2 см3/100 г следует рассматривать как результат захвата водорода микропорами, дислокациями, границами зерна, атомами, имеющими повышенное сродство к водороду, сульфидными частицами и т.п. По-видимому, концентрация 1,5…2 см3/100 г является остаточной концентрацией водорода, который практически не участвует в диффузии, или, точнее, медленно удаляется после устранения основной, диффузионно-подвижной массы водорода. Поэтому в дальнейшем концентрацию в 1,75 см3/100 г будем считать неизменной во времени. Чтобы проверить эту гипотезу, расчёт выделения водорода был проведен в предположении, что начальная концентрация диффузионно-подвижного водорода составляет 5,25 см3/100 г, но к результатам расчёта Содержание водорода, см3/100 г Рисунок 3.16 – Расчётные кривые концентрации водорода без учета остаточного добавляли концентрацию в 1,75 см3/100 г захваченного ловушками водорода.

Сравнение расчётных и опытных результатов представленных на рисунке 3. свидетельствует о вполне удовлетворительном совпадении расчётной и опытной зависимостей концентрации от времени для всех трех рассматриваемых расстояний от оси цилиндра.

На основании всего вышесказанного можно сделать следующие выводы: вопервых, расчёты изменения концентрации водорода в поковках в ходе длительного отжига на основе решения дифференциального уравнения диффузии согласуются с опытными результатами в рамках допущения о том, что растворенный Содержание водорода, см3/100 г водород находится в стали в двух формах: в форме диффузионно-подвижного и в форме захваченного ловушками. Водород второй формы с концентрацией приблизительно 1,75 см3/100 г сохраняется в неизменном количестве в ходе всего Во-вторых, существует заметное влияние всех операций ковки и термической обработки (помимо отжига) на диффузионное удаление водорода. Их эффекты эквивалентны примерно 25 ч изотермического отжига при 670 °С.

3.3 Выделение водорода из стали при повышенных температурах Важной проблемой для теории и практики является проблема поведения водорода в железе и сплавах на его основе. Растворимость водорода тем меньше, чем ниже температура, что и становится причиной его выделения, приводящего к изменению механических характеристик металла и появлению характерных дефектов – флокенов [3, 12]. С этой целью автором было изучено [106] выделение водорода из аустенита, который при исследуемых температурах претерпевает распад с образованием -фазы.

В Исследовательско-технологическом центре (ИТЦ) ОАО «ЧМК», под руководством к.т.н. В.И. Хяккинена, была собрана экспериментальная установка по изучению кинетики выделения водорода при различных температурах, основанная на принципе экстракции водорода в замкнутый объем инертной среды. Общая схема установки приведена на рисунке 3.18.

Исследование проводили на образцах из распространенной конструкционной флокеночувствительной стали марки 40ХГМ, в больших количествах производимой на ОАО «Уральская кузница». Опытные слитки, выплавки ЭСПЦ- ОАО «ЧМК», были откованы на поковки диаметром 390 мм и имели следующий химический состав: 0,39% С; 0,70% Mn; 1,00% Cr; 0,19% Mo; 0,23% Si; 0.024% S;

0,015% P. Схема отбора проб показана на рисунке 3.19. Затем из проб вытачивали цилиндрические образцы диаметром 10 мм и длиной 100 мм, на которых были проведены эксперименты.

Исследуемые образцы по одному помещали в реакционную трубку 6 (рисунок 3.18) из кварцевого стекла. Сначала реакционная трубка вместе с образцом промывалась очищенным от влаги и примесей аргоном; газ двигался по контуру А. Затем печь 23 (рисунок 3.18), предварительно нагретую до 1000 °С, надвигали на реакционную трубку с образцом. В этот же момент прекращали подачу аргона, Рисунок 3.18 – Схема экспериментальной установки для насыщения и последующего выделения водорода 1 – тиристорный блок управления; 2 – хромель-алюмелевая термопара; 3 – потенциометр; 4 – баллон с аргоном; 5 – вольтметр;

6 – образец в реакционной трубке; 7 – склянка Тищенко с маслом; 8 – краны; 9 – самописец; 10 – датчик давления «Метран»;

11 – термостат; 12 – балластный объем; 13 – редуктор; 14 – трубчатая печь; 15 – маностат; 16 – компенсационная подушка;

17 – силикагель; 18 – ангидрон; 19 – печь с медной стружкой; 20 – печь с железной стружкой; 21 – керамический фильтр;

22 – склянка Тищенко с серной кислотой; 23 – аппарат Киппа.

Рисунок 3.19 – Схема вырезки заготовок для образцов из поковки начиналась подача водорода при переключении на контур Б. В атмосфере проточного водорода при давлении 1 атм. образец контактировал с газом в течение трех часов, что достаточно для сквозного насыщения образца водородом. Если использовать данные [3, 12] о растворимости водорода в альфа-железе:

где PH 2 – давление молекулярного водорода в газовой фазе в атм., то для концентрации водорода в образце после выдержки при 1000 °С получаем для P = 1 атм. оценку в 5,6 см3/100 г. После насыщения образца подачу водорода прекращали, сдвигали печь, а реакционную трубку промывали аргоном, с целью удаления из системы оставшегося водорода и более быстрого охлаждения образца в течение экспериментально установленного времени (рисунок 3.20), зависящего от исследуемой температуры. Данные рисунка 3.20 были проверены также численным и аналитическим методом (см. раздел 3.1.1 и [91]). Затем Рисунок 3.20 – Экспериментальный график охлаждения центра образца диаметром 10 мм в атмосфере аргона в реакционной трубке.

надвигали вторую печь, разогретую до температуры при которой определялось выделение водорода, отключали подачу аргона и включали измеритель давления и самописец. С этого момента начинается анализ выделения водорода.

Точно такие же кривые в следующих экспериментах были записаны для образцов, не подвергавшихся насыщению водородом. Эти образцы охлаждались в реакционной камере точно такое же время, с точностью до одной секунды, как и в экспериментах с водородом. Опыты продолжались в течение секунд при различных температурах экстракции, начиная с 200 °C и заканчивая 600 °С. Для каждого опыта использовался новый образец, так как, согласно данным приведенным в [107], повторное наводороживание образца приведёт к резкому падению значения коэффициента диффузии.

Экстракционные кривые выхода водорода в зависимости от времени имеют два максимума. Первый максимум, вероятно, связан с тем, что часть реакционной трубки находится вне экстракционной печи, поэтому в первые моменты надвигания печи наблюдается повышение давления в трубке, но затем оно сменяется снижением давления в связи с продолжающимся охлаждением части реакционной трубки. Возможно, что некоторый вклад в появление первого максимума дает выделение водорода из образца в процессе охлаждения. Появление второго пика имеет другую причину. Начало второго пика во всех случаях совпадает с окончанием инкубационного периода предшествующему распаду аустенита (с учетом времени охлаждения образца до температуры экстракции), а положение максимума соответствует максимальной скорости распада аустенита [108]. Микроструктура образцов, охлажденных до температур 200-600 °С, при которых изучалось выделение водорода, выдержанных при этой температуре в течение 4000 сек, а затем охлажденных до комнатной температуры, представлена на рисунке 3.21. При 200-300 °С (рисунок 3.21 а) структура представляет собой мартенсито-бейнитную смесь. При температурах 400-500 °С (рисунок 3.21 б) структура образцов полностью бейнитная. Образец выдержанный при 600 °С (рисунок 3.21 в) имеет феррито-перлитную структуру.

Заметим, что после вычитания кривых изменения давления наводородженного и ненаводороженного образцов первый максимум исчезает. Вторые максимумы проявляются более слабо, однако они сохраняются на кривых выделения водорода. Эти кривые представлены на рисунке 3.22. Во всех случаях видно бурное начало выделения водорода, и даже при температурах 200 и 300 °С скорость выделения водорода очень большая. Но так как при этих температурах в сталях образуется мартенсит [108], то здесь проявляется эффект значительного выделения водорода при превращении, отчасти в результате повышения температуры и в большей степени в результате возникновения напряженного состояния при образовании фазы с бльшим удельным объемом.

С другой стороны, мартенсит, а также бейнитные структуры часто содержат многочисленные мелкие трещины, по которым водород может легко диффундировать. В работе [109] также отмечено, что зарождение микротрещин может Рисунок 3.21 – Микроструктура опытных образцов, выдержанных при Изменение давления, кПа происходить в процессе диффузионного распада пересыщенного водородом аустенита, когда имеется фронт превращения, на котором происходит перераспределение водорода между фазами. Интенсивное выделение водорода происходит приблизительно за 700 секунд выдержки, а затем сменяется относительно слабым удалением, поскольку после завершения фазового превращения начинается стадия медленного диффузионного удаления водорода в атмосферу. Поэтому кривые на рисунке 3.22, при больших временах выдержки, имеют небольшой наклон вверх, свидетельствующий о том, что выделение водорода продолжается после 2000 и даже 4000 секунд выдержки.

Следует отметить, что подобная нашей экспериментальная установка использовалась для насыщения образцов водородом [110, 111] и подробно описана в работе Е.А. Фоминых [26], где приведены доказательства, что выделяющийся из стали после насыщения газ является водородом. Мы, в свою очередь, опираемся на результаты этого исследования. Также стоит упомянуть установку, использованную Г.Н. Касаткиным [30] для исследования влияния серы на кинетику выделения водорода из конструкционных сталей в процессе фазовых превращений. В своих опытах автор отмечает, что протекание фазового превращения интенсифицирует выделение водорода.

Безусловно, полученные нами результаты относятся к случаю, когда образец или поковка перед выходом на изотерму находилась в аустенитном состоянии. В этом случае выделение водорода происходит в два этапа. Первый этап связан с протеканием фазового превращения аустенита в ферритоперлитную структуру. Следующий этап связан с выделением водорода из сформировавшейся феррито-перлитной структуры. По технологии, действующей на ОАО «Уральская кузница», поковки от температуры ковки охлаждаются существенно ниже точки Aс1 до температур порядка 400-500 °С, но так, чтобы не допустить образования бейнита, а затем нагреваются до температуры противофлокенного отжига и при этой температуре выдерживаются в течение строго установленного времени. Таким образом, оба этапа здесь разделены. Выброс водорода, связанный с фазовым переходом, происходит еще при охлаждении от температур ковки и, конечно, этот выброс не учитывается при расчётах. Между тем он дает заметный эффект снижения концентрации водорода в поверхностных слоях поковки.

По старым технологиям (20…50-х годов) главным методом освобождения поковок от водорода было замедленное охлаждение от температуры ковки. При таком охлаждении водород выделялся, в том числе, и в интервале температур фазового превращения аустенита. Наши результаты показывают, что выделение водорода на начальном этапе вследствие фазового перехода слабо зависит от температуры распада при относительно небольших временах выдержки (до 300 с, см. рисунок 3.22). И только при бльших временах становится заметно, что быстрый распад аустенита при 600 °С стимулирует более интенсивное выделение водорода. Однако и при остальных температурах, и даже при 200 °С, распад аустенита создает значительный эффект выделения водорода. Поэтому вполне возможно, что режимы обработки, связанные с аустенитизацией и последующим медленным охлаждением, и даже с колебательным режимом нагрева-охлаждения, могут оказаться достаточно эффективными как, например, об этом пишут в [52, 53].

3.4 К вопросу об инкубационном периоде образования флокенов С практической точки зрения, при разработке режимов противофлокенной обработки, важно знать также и инкубационный период образования флокенов. Как уже было отмечено в 1 главе, в научной литературе приводятся противоречивые сведения касательно инкубационного периода. В кузнечнопрессовом цехе ОАО «Уральская кузница» для двух поковок диаметром 380 мм с литерами 4А1 и 7А2 стали марки C45E (аналог 45Г) намеренно была сокращена продолжительность противофлокенной обработки с 50 до 15 часов с целью создания благоприятных условий для возникновения флокенов за счет недостаточного диффузионного удаления водорода.

На данных поковках, непосредственно после проведения полного цикла термообработки, был проведен ультразвуковой контроль (УЗК) с целью регистрации возникновения и роста флокенов. Первичный ультразвуковой контроль поковок был произведен непосредственно после окончания охлаждения и подготовки поверхности для контроля. Далее через 5 суток после окончания термообработки, затем каждые 10 суток в течение первого месяца, а далее через каждые 20 дней в течение шести месяцев. Заготовки контролировались по 4 группе объема контроля SEP 1921-84, то есть сканированию был подвергнут весь периметр сечения по всей длине поковки (рисунок 3.23).

Исследовательский ультразвуковой контроль производился специалистами ЦНКМ ОАО «ЧМК»3 дефектоскопом USK 7S прямым совмещенным пьезоэлектрическим преобразователем B2S на частоте ультразвуковых колебаний 2 МГц. Настройка чувствительности дефектоскопа USK 7S выполнялась по AVG – шкале типа MAN 222. Минимальный размер регистрируемого дефекта – Ультразвуковой контроль проводили специалисты центра неразрушающего контроля металлопродукции (ЦНКМ) ОАО «ЧМК»: С.А. Некрасова и Л.Р. Хисматуллина.

2 мм и более. В качестве контактной среды использовался водный раствор целлюлозы. Шероховатость поверхности поковок была не более Rz 40 мкм.

При первичном контроле, через несколько часов после окончания охлаждения поковок, по всей длине зафиксированы внутренние дефекты размером от 2 до 5 мм на глубине примерно 180-250 мм от поверхности. В течение первых двух месяцев контроля наблюдался скачкообразный рост амплитуды эхосигнала и образование новых дефектных участков (см. приложение Б), далее изменения не происходило. От каждой поковки были отобраны две пробы и отправлены в макролабораторию центра испытаний металлопродукции ОАО «ЧМК»4. По результатам макроконтроля на всех проконтролированных пробах был подтвержден дефект типа «флокены».

Как видно из дефектограмм, основная масса флокенов образовалась непосредственно после проведения противофлокенной термообработки в центральных слоях поковки. Далее процесс образования и роста флокенов не фиксировался (о чем свидетельствует отсутствие изменений в дефектограммах) в течение 30-40 дней. По прошествии 40-50 дней после окончания охлаждения, ультразвуковым контролем было зафиксировано «скачкообразное» изменение размеров и количества дефектов в различных частях поковки после вылеживания её на воздухе, что, вероятнее всего, связано с перераспределением и накоплением водорода в микропорах и флокенах размером менее 2 мм – ниже уровня регистрации. Кинетика такого «скачкообразного» образования флокенов также была подтверждена опытным путем в работах [30, 32]. Приведенные результаты достаточно близки к теоретической оценке инкубационного периода, полученного в работе [110].

Макроконтроль производился инженером отдела металловедения и термообработки ИТЦ ОАО «ЧМК» С.П. Нугумановой.

1. Расчёты температур при охлаждении поковок тремя методами дают совпадающие результаты. Однако численные методы (конечных элементов и конечных разностей) позволяют учитывать температурную зависимость теплофизических характеристик (, ) и в этом отношении являются более точными.

2. На основе хорошего совпадения теории и эксперимента появилась возможность прогнозирования графиков охлаждения, которая может быть полезна для расчёта перепада температур по сечению поковок с целью определения возникающих термических напряжений.

3. При охлаждении цилиндрических поковок в однофазной -области возникают осевые (z), радиальные (r), и тангенциальные () напряжения. Если при аналитическом расчете абсолютная величина напряжений уменьшается и стремится к нулю при подходе к комнатной температуре, то расчет с учетом релаксации внутренних напряжений показывает, что после окончания охлаждения в поковке сохраняются остаточные напряжения. Причем на поверхности они сжимающие, а в центре поковки растягивающие. Наличие на поверхности сжимающих напряжений препятствует образованию флокенов.

4. Расчёты изменения концентрации водорода в поковках в ходе длительного отжига на основе решения дифференциального уравнения диффузии согласуются с опытными результатами в рамках допущения о том, что растворенный водород находится в стали в форме диффузионно-подвижного и захваченного структурными ловушками.

5. Получены экспериментальные данные об интенсивности выделения водорода из предварительно наводороженных образцов при 200–600 °С. Подтверждено, что распад переохлажденного аустенита в стали стимулирует выделение водорода.

6. Инкубационный период образования флокенов в поковках конструкционной стали 45Г растянут на длительный интервал. Основная часть флокенов образуется в первые часы после проведения противофлокенной обработки, однако полностью процесс образования флокенов завершается только через 40- суток после охлаждения, причем образование флокенов идет не равномерно, а «скачками».

Глава 4. Оптимизация режимов термической 4.1 Разработка теории сокращения длительности противофлокенного отжига с использованием термосов Как известно [2], поковки, производимые на металлургических предприятиях, непосредственно после окончания ковки подвергаются противофлокенной термообработке, причем самой длительной операцией является отжиг при температуре Аc1 – (20…50) °С. Он необходим для диффузионного выделения водорода, а длительность его зависит от диаметра поковок и может составлять более 100 часов. В силу нехватки нагревательных печей для многих предприятий именно необходимость проведения отжига является узким местом производства и существенно тормозит производительность кузнечно-прессовых цехов. Возникла ясная необходимость сокращения длительности печного нагрева, которую можно решать несколькими путями. Один из них – уменьшение концентрации водорода в ходе выплавки, например, с применением вакуумирования, но в этом случае далеко не всегда удается получить безопасную концентрацию водорода, поэтому отжиг во многих случаях все-таки приходится проводить.

Водород попадает в расплавленную сталь не из атмосферы, так как его объемная доля в воздухе ничтожна – 2 105 %, а из влаги, содержащейся в ферросплавах, шлакообразующих материалах, в футеровке печи, ковшей и, наконец, в атмосфере, окружающей ванну [2, 30, 26]. Обычное содержание водорода СH в стали 312 ppm или 3,614,5 см3/100 г (для стандартных условий газа H2, выделенного из стали). При концентрации водорода после разливки более 2 ppm, его выделение, во избежание образования флокенов в готовой продукции, проводят в твердом состоянии. Как было отмечено в первой главе, ещё в 1939 г. на Всесоюзном совещании по борьбе с флокенами в стали [16] многие докладчики отмечали, что несколько десятилетий единственным способом предотвращения образования флокенов является замедленное охлаждение поковок под слоем песка, гравия, шлаковаты в колодцах или ямах. Требуемая скорость охлаждения (максимальная) зависит от состава стали и размеров поковок. Приводились значения скорости 30; 22; 812 К/ч. Безусловно, что необходимость засыпки и последующего высвобождения поковок создавали санитарные, транспортные и технологические трудности. Поэтому, когда И.Д. Пичахчи показал [50], что после изотермического отжига определенной длительности при температуре ниже Аc1 и охлаждения поковок на воздухе до комнатной температуры флокены не возникают, этот способ противофлокенной обработки стал основным в СССР и современной России, может быть, за исключением нескольких комбинатов. После ковки детали из перлитных сталей переохлаждают на 100…200 °C ниже АС1, нагревают до АС1 – (20…50) °С и изотермически выдерживают длительное время н для удаления водорода. Требуемая длительность отжига может быть рассчитана на основе решения диффузионной задачи [103]. Величина н возрастает с увеличением размера поковки и содержания водорода в стали. Например, по нормам ОАО «Уральская кузница»

для поковок диаметром 450 и 750 мм, содержащих 3,5 ppm водорода, длительность отжига составляет 90 и 150 ч соответственно.

Другой способ, который по данной разработке используется на ОАО «Уральская кузница», заключается в уменьшении длительности изотермической выдержки в печи за счет последующего замедленного охлаждения в термосах или колпаках. В этом случае значительная часть водорода выделяется из поковок в процессе замедленного охлаждения после печного изотермического отжига, причем длительность последнего можно существенно сократить. По существу, этот вариант в какой-то мере повторяет существовавший до 50-х годов метод замедленного охлаждения поковок в колодцах под слоем песка, гравия, шлаковаты и т.п. без использования изотермических выдержек. Позднее от этого метода отказались, но не в силу его малой эффективности, а потому что он приводил к транспортным и экологическим проблемам в цехах.

В настоящее время для такого охлаждения начинают использовать теплоизолированные колпаки (термосы), которые просто надевают на принесенные из печи и уложенные в бугеля заготовки, обеспечивая тем самым выделение водорода в условиях замедленного охлаждения. Для количественной оценки степени сокращения изотермической выдержки при использовании термоса, необходимо рассмотреть диффузионную и теплотехническую задачи, решение которых должно дать ответ на вопрос: насколько можно сократить продолжительность изотермического отжига в печах в случае применения замедленного охлаждения поковок вне печей в термосах.

4.1.1 Сокращение времени отжига при охлаждении поковок В основе расчета5 [112] лежит понятие эквивалентного времени отжига (э), которое представляет длительность изотермического отжига при температуре T0, в ходе которого из поковок выделяется такое же количество водорода, как и в процессе охлаждения от исходной температуры Тн = T0 с небольшой скоростью W до некоторой конечной температуры Tк, равной или близкой к комнатной. Обычно Tн = T0, но возможны и другие варианты термообработки.

T0 = 680 °С = 953 К.

Воспользуемся решением задачи [103] об изотермическом выделении водорода в ходе отжига цилиндрической поковки с внешним радиусом R. Оно получено в виде бесконечного ряда слагаемых, причем члены этого ряда, за исключением первого очень быстро уменьшаются по мере возрастания времени изотермической выдержки, так что, примерно, через час в этом ряду можно ограничиться первым членом:

Всестороннюю помощь по математическому аппарату оказали также доцент кафедры физического металловедения и физики твердого тела ЮУрГУ К.Ю. Окишев и студент кафедры Н.В. Крупина.

где CH ( r, ) – концентрация водорода в точке с радиус-вектором r в момент времени ; CH – исходная концентрация водорода в стали; D – коэффициент диффузии водорода; I 0 – функция Бесселя нулевого порядка. Изменение концентрации водорода во времени для произвольной точки определяется параD метром, аналогичным критерию Фурье в теории теплопроводности [93]. В изотермических условиях D = const., то единственной переменной является время.

Но поскольку коэффициент диффузии изменяется при варьировании температуры по закону где Q – энергия активации диффузии в данной фазе железа, а D0 – предэкспоненциальный множитель, то в условиях замедленного охлаждения в термосе коэффициент диффузии D зависит косвенно от времени через температуру. Поэтому в уравнении (4.2) следует сделать замену:

Так как поковка охлаждается со средней скоростью W, а тогда dT Wd, то замена должна быть следующей:

Основываясь на (4.5), для варианта с постоянной скоростью охлаждения W можно рассчитать эквивалентное время отжига при T0:

Именно на это время можно сократить длительность изотермического отжига при использовании термосов, и тогда:

где и,1 и и,2 – длительность изотермического отжига без использования и с применением термосов при последующем охлаждении поковок соответственно.

Для вычисления интеграла в выражении (4.6) введем новую переменную z, после чего формула (4.6) примет вид:

RTн причем интеграл в последнем выражении очень похож на интегральную показательную функцию второго рода [113]:

но интегрирование в (4.8) проводится в конечных пределах. Проведем очевидTн Tк дем новую переменную x z, после чего пределы интегрирования по x окаTн жутся 1 и. Окончательный результат расчета э такой:

До этого момента не было учтено, что у железа есть несколько структурных форм: () и, причем диффузия водорода проходит в них с разной скоростью. Поэтому в дальнейшем для Q и D0 будем использовать индексы или.

Допустим, что противофлокенный отжиг проводится в -состоянии при T0 = 680 °С = 953 К, а после отжига осуществляется замедленное охлаждение до комнатной температуры (Tн=T0, а Tк = 295 К). По данным Сайкса [12, 9]:

функции [113], найдем:

представлена на рисунке 4.1. Например, при скорости охлаждения 10 К/ч эквивалентное время составит 35,4 ч. Следовательно, длительность изотермического отжига можно сократить на 35 ч благодаря тому, что заметная часть водорода выделяется в ходе охлаждения.

Эквивалентное время отжига э, ч Рисунок 4.1 – Зависимость эквивалентного времени отжига от скорости охлаждения поковок после окончания ковки Отметим, что по нормам ОАО «Уральская кузница» поковки диаметром до 300 мм, содержащие 2,5 ppm водорода, отжигаются при 650 °С в течение 30 ч. Очевидно, что при использовании термосов длительность отжига оказывается равной нулю, то есть после нагрева до T0 можно сразу же производить охлаждение в термосе.

4.1.2 Сокращение времени отжига при замедленном охлаждении Дальнейшего сокращения длительности отжига для крупных поковок можно добиться, если использовать замедленное охлаждение сразу же после ковки. В этом случае температурой начала охлаждения Tн является температура конца ковки. Среднюю скорость охлаждения обозначим через W1. Тогда при интегрировании в (4.6) нужно учитывать, что между Tн и температурой превращения (Tпр) диффузия водорода происходит в -фазе, для которой по данным Сайкса [12, с. 146]:

а между Tпр и температурой окончания охлаждения Tк диффузия водорода проходит в феррито-перлитной структуре. Для этого варианта расчет эквивалентной длительности изотермического отжига дает результат:

При вычислении 1 дополнительно учтено, что при увеличении концентрации углерода в стали коэффициент диффузии водорода уменьшается вследствие увеличения суммарной площади цементитных пластин в перлите, которые являются препятствием для перемещения водорода. В [12] отмечено, что энергия активации диффузии водорода при добавлении углерода не изменяется по сравнению с -железом, но величина D0 уменьшается в exp 1,06 pc раз, где pс – содержание углерода в процентах по массе.

Рассмотрим на примере поковок диаметром 400 мм из стали 40ХГМ вариант двукратного использования замедленного охлаждения в термосах. При исходном содержании водорода 4 ppm длительность изотермического отжига и,1 при T0 = 950 К составляет по нормам 70 ч. После окончания ковки при Tн = 953 °С = 1223 К изделия перенесем в термос, где они будут охлаждаться до температуры Tк,1 = 270 °С (543 К) со средней скоростью W1 16 К/ч. В условиях замедленного охлаждения аустенит превращается в феррито-перлитную структуру в районе температуры Tпр 690 °C = 963 К, а ниже, вплоть до 270 °С, фазовый состав не меняется. Находим: 0 = 1,205; 3 = 4,89; 4 = 6,27; 5 = 1,192;

6 = 3,89. Для первого замедленного охлаждения проводим расчет по формулам (4.13, 4.14 а-в):

Конкретно при скорости охлаждения W1 16 К/ч эквивалентная длительность отжига э = 29 ч.

По достижении температуры Tк,1, расположенной выше температуры образования флокенов, поковки нагреваются до T0 = 953 К и выдерживаются в течение времени и,2, после чего они медленно охлаждаются со скоростью W 10 К/ч до комнатной температуры. Для второго замедленного охлаждения используем результат уже проведенного расчета: э= 35,4 ч, а в сумме 64,6 ч.

Таким образом, использовав двукратное охлаждение поковок в термосах, длительность изотермического отжига можно сократить с 70 до 5,4 ч.

4.1.3 Расчет с учетом реального закона охлаждения поковок До этого момента считалось, что поковки охлаждаются с постоянной скоростью. Разумеется, речь шла о средней в интервале температур (Tн…Tк) скорости. Действительный закон охлаждения поковок в термосе более сложный [93]:

где Tа – температура окружающей термос атмосферы; T – температура металла;

m – теплофизический коэффициент, слабо зависящий от температуры. Так как d, то время изотермического отжига, эквивалентное в отношеm (T Ta ) нии выделения водорода замедленному охлаждению по закону (4.16), равно:

выражение примет вид:

Интеграл не выражается через элементарные и специальные функции, поэтому значение было рассчитано численными методами для 1148 953 1.205 ; Tн = 953 К и Tа = 296 К в зависимости от температуры конца охлаждения поковок в термосе Tк, результаты расчета представлены в таблице 4.1.

Таблица 4.1 – Расчет значения параметра I при 1148 953 1.205 ; Tн = 953 К и Tа = 296 К, в зависимости от температуры конца охлаждения поковок Tк Последнее значение I относится к случаю, когда охлаждение в термосе прекращается для температуры поковок на 1 К выше температуры окружающего воздуха.

Параметр m удобно выразить через W – среднюю скорость охлаждения в интервале Tн…Tк:

Выражение для э тогда примет вид:

Проведем расчет э для тех же условий охлаждения (Tн = 953 К; TК = 297 К;

Tа = 296 К и = 1,205), для которых в варианте W = const. оказалась справедливой формула (4.11):

то есть эквивалентное время при действии закона охлаждения (4.16) оказывается бльшим, чем в случае постоянной скорости охлаждения. Этот результат понятен: процесс асимптотического приближения температуры поковки к температуре окружающей среды очень длителен, а диффузия водорода при комнатной температуре проходит довольно энергично. Но если закончить охлаждение поковок в термосе при 100 °С = 373 К, то для э будет справедливо выражение:

практически совпадающее с (4.11). Для температуры окончания охлаждения 200 °С = 473 К получим э. Таким образом, э существенно зависит как от средней скорости охлаждения в термосе, так и от температуры его окончания.

4.2 Теплообмен при охлаждении поковок в термосе Эффективное использование термосов для сокращения длительности печного противофлокенного отжига сделало актуальной проблему его полного устранения. В развиваемой технологии сразу же после горячей ковки предполагается замедленное охлаждение в термосах без использования изотермического отжига. Однако, согласно нашим расчетам, охлаждение в термосе может дать иммунитет от образования флокенов только поковкам диаметром 200…300 мм.

Для поковок диаметром более 300 мм длительность охлаждения в термосе недостаточна для полного выделения водорода из-за относительно высокой скорости охлаждения. В этом случае необходимо либо ввести изотермический отжиг с уменьшенной продолжительностью, либо переходить на охлаждение поковок в ямах или колодцах, где скорость охлаждения существенно ниже. Независимо от конкретной конструкции теплоизолирующего устройства оно должно обеспечить определённую малую скорость охлаждения. Поэтому для решения данной задачи был рассмотрен теплотехнический аспект охлаждения поковок в термосе [114, 115]. С этой целью в кузнечно-прессовом цехе ОАО «Уральская кузница» для проведения эксперимента был подготовлен опытный термос-накопитель (рисунок 4.2).

Рисунок 4.2 – Схема экспериментального термоса-накопителя:

1 – стальной корпус; 2 – теплоизолирующий материал, 3 – футерованный под, 4 – рабочее пространство, 5 – песочный затвор, 6 – проушины для захвата и перемещения колпака, 7 – бугели, 8 – фундамент цеха 4.2.1 Теплофизический расчет охлаждения поковок в термосе Будем считать, что поковки перенесены из печи на площадку с теплоизолированным полом, уложены в бугеля и закрываются крышкой. Начинается теплообмен. В силу малой скорости охлаждения вскоре в термосе устанавливается стационарный режим теплообмена [93], при котором потоки тепла от нагретого металла через различные среды равны между собой:

Здесь Q1 – количество теплоты, переходящее в единицу времени от поковок к воздуху внутри термоса; Q 2 – количество теплоты, передающееся от воздуха к внутренней поверхности крышки; Q3 реализуется в форме теплопроводности через крышку термоса толщиной h и, наконец, поток Q 4 отводит тепло от внешней крышки термоса в окружающую атмосферу. Запишем выражения для тепловых потоков:

где 1, 2 и 3 – коэффициенты теплоотдачи на границах металл - воздух, воздух - внутренняя поверхность крышки термоса и наружная крышка – атмосфера цеха соответственно; t – коэффициент теплопроводности теплоизолирующего материала крышки; h – толщина теплоизолирующего слоя; S м и St площади поверхности раздела металл – воздух и внешней поверхности термоса. Обозначения температур в выражении (4.25) имеют следующий смысл: Tм – переменная, зависящая от времени температура поверхности металла, Tв – температура воздуха внутри термоса, Tп,1 и Tп,2 – температуры внутренней и наружной поверхностей теплоизолирующей крышки, а Tа температура воздуха в цехе.

Поочередно приравнивая потоки, можно последовательно выражать одну температуру через другую. Например, приравняем поток теплоты от поверхности термоса в атмосферу к потоку, переносимому за счет теплопроводности через стенку термоса:

откуда следует связь Tп,1 с Tп,2 и Tа :

Продолжая эту цепочку рассуждений, удается выразить Tп, 2 через температуру поверхности поковок и записать выражение для теплового потока от металла к атмосфере в форме:

очень напоминающей закон охлаждения поковок на воздухе [93, 116], но вместо соответствующего коэффициента теплообмена в формуле стоит эффективный коэффициент теплообмена:

Как и следовало ожидать, эффективный коэффициент теплообмена зависит от всех теплофизических параметров сред и уменьшается с ростом толщины стенки термоса. Теплоизолирующая стенка опытного термоса изготовлена из муллитокремнеземистого войлока МКРВ-200, для которого 0,15 Вт/(мК) и h = 0,2 м. Площади внешних поверхностей экспериментального термоса и опытной садки металла St = 93,05 м2, Sм = 52,9 м2. Для оценки эфф остальные теплофизические характеристики взяты по литературным данным [93, 116, 117]:

1 28 Вт/(м2К), 2 23 Вт/(м2К), 3 14 Вт/(м2К). Найдем:

эфф основное влияние оказывают теплопроводность через стенку термоса и в гораздо меньшей степени конвективный теплообмен внутри термоса, а также теплообмен внешней поверхности термоса с атмосферой.

Далее рассмотрим закон охлаждения поковок. За время охлаждения d поковка отдает количество теплоты dQ эфф St Tм Ta d, и при этом внутренняя энергия поковок понижается на величину С p MdTм равную количеству отданного поковками тепла, где С p теплоемкость единицы массы, M общая масса поковок. Приравняв эти выражения:

получим дифференциальное уравнение охлаждения всей массы поковок:

Его решение имеет вид, типичный для регулярного режима охлаждения:

где p, Tн – начальная температура металла, выгруженного из печи, пеCpM ред его помещением в термос, а Ta – температура атмосферы цеха. М.А. Михеев отметил, что в выражении для p следует добавить множитель, представляющий отношение средней температуры поверхности поковок к средней температуре по объему поковок. Величина является функцией от критерия Био [93, стр. 161].

При использовании метода расчета нагрева и охлаждения неоднородных, пористых тел Г.П. Иванцова необходимо ввести эквивалентный коэффициент теплопроводности э, вычисляемый по формуле (XII-3) работы [93], в которую входят толщины и коэффициенты теплопроводности твердофазных слоев, а также толщина, коэффициент теплопроводности воздушного промежутка между металлом и крышкой термоса и коэффициента теплообмена 1. Расчет усложняется тем, что даже при плотнейшей укладке поковок между ними сохраняются воздушные промежутки, так что коэффициент теплопроводности металла следует рассчитывать по теории Г.П. Иванцова. Не останавливаясь на деталях расчета, отметим, что окончательная величина критерия Bi эфф H, где H – полувысота терэ моса (H = 1,17 м), оказалось равной (186 / 14,3)1,17 = 0,152 м, откуда на основании графика [93, рисунок 77] значение принято равным 0,94.

4.2.2 Экспериментальное подтверждение расчетов Для проверки правильности полученного решения в условиях цеха КПЦ были проведены эксперименты по охлаждению поковок.6 Для проведения эксперимента был использован опытный термос-накопитель. Схема укладки поковок представлена на рисунке 4.3. В качестве первичных измерительных датчиков при определении температур применялись четыре хромель-алюмелевые термопары с диаметром электродов 3,2 мм, из которых одна фиксировала интересующую нас температуру металла. Компенсационные провода термопар подсоединялись ко вторичному прибору – многоточечному потенциометру типа КСП-4. Исследование было выполнено методом непрерывного термометрирования поверхностной температуры поковок. Средняя масса садки составила 34,28 т. Результаты термометрирования представлены на рисунке 4.4.

Чтобы сравнить экспериментальные результаты с полученным уравнением мя (). Преобразуя уравнение (4.31), найдем: pt ln.

В экспериментальном исследовании также приняли участие сотрудники ОАО «ЧМК» и ОАО «Уральская кузница»: Т.Л. Баева, А.В. Верещагин, Д.С. Зуев и Х.Ш. Хайруллин.

Помощь в разработке методики проведения эксперимента была оказана И.В. Мальцевым и В.С. Смолко.

Рисунок 4.3 – Расположение поковок в экспериментальном термосе:

В случае существования регулярного режима охлаждения экспериментальные точки должны укладываться на прямую, за исключением начального периода, когда регулярный режим охлаждения ещё не установился.

Как видно из рисунка 4.5, линейная зависимость действительно проявляется, что свидетельствует о справедливости формул (4.30) и (4.31), определяющих дифференциальный и интегральный закон охлаждения поковок. При этом для первого эксперимента p1 = 0,035278, а для второго p 2 = 0,034529 1/ч. Значения p позволяют на основе выражения (4.31) найти экспериментальную величину эффективного коэффициента теплообмена:

Оно приблизительно в шесть раз выше, чем расчетное значение. Безусловно, часть тепла теряется при переносе поковок из печи в термос, однако расчет Температура, °C Температура, °C Рисунок 4.4 – Температурное поле в термосе-накопителе во время проведения – ln[(Tм-T)/(Tн-T)] эфф был приведен для той стадии охлаждения, когда поковки уже находились в термосе. Использованная в наших экспериментах конструкция термоса не является идеальной, поэтому возможен и другой путь – создание на основе развитой теории теплообмена термосов такой конструкции, в которых будут до предела уменьшены тепловые потери.

Для этого в пакете конечно-элементного анализа ANSYS была создана модель, аналогичная использованному в опытах термосу-накопителю, и произведен стационарный тепловой расчет. Температура внутренней поверхности термоса была принята за 600 °С, также учитывалась конвективная теплоотдача с поверхности термоса в окружающую среду в зависимости от температуры поверхности термоса. Распределение температурных полей на поверхности, а также по сечению термоса представлено на рисунке 4.6, где видно, что основные теплопотери идут через несущие стальные поперечники – двутавры, к которым крепятся теплоизолирующий войлок и обшивка термоса. С учетом данного обстоятельства необходимо скорректировать расчет.

Рисунок 4.6 – Распределение температурных полей в термосе:

Как известно [116], термическая проводимость стальной стенки равна сумh ме проводимостей слоев. Поэтому в формуле (4.25) нужно заменить на, где d – коэффициент теплопроводности металла; f1 – доля общей поверхности термоса, занятая теплоизолятором, а f 2 – металлическими двутаврами. В использованной для опытов конструкции f1 0,95, f 2 0,05. Приняв для d значение 50 Вт/(мК) получим:

В этом случае согласие между теоретическим и экспериментальным коэффициентами теплообмена наиболее полное. Перенос тепла от поковок в атмосферу происходит из-за теплопроводности вдоль поперечников двутавров, скрепляющих стенки термоса и удерживающих теплоизолирующий войлок. Следовательно, можно и нужно изменить конструкцию термоса так, чтобы резко уменьшить и эти потери тепла.

4.3 Промышленное опробование и внедрение режимов противофлокенной обработки с использованием В кузнечно-прессовом цехе на ОАО «Уральская кузница» долгое время использовалась следующая технология противофлокенной обработки: поковки после окончания ковки, в зависимости от марки стали, либо замедленно охлаждаются в печах, либо в течение строго определенного, зависящего от профиля поковок, промежутка времени на воздухе. Далее поковки помещали в печь с температурой 600 °С на накапливание. После окончания накопления садки, температура поднимается до Ac1–(20…40) °C и происходит длительная изотермическая выдержка, зависящая как от профиля термообрабатываемых поковок, так и от исходного содержания водорода в стали, замеренного системой Гидрис. После окончания выдержки, поковки охлаждаются 2 часа с печью при потушенных горелках, а далее на воздухе. Основной недостаток данной технологии заключается в её высокой ресурсозатратности. Для поддержания температуры в печи требуется в среднем 60 м3 газа в час, а длительные выдержки тормозят производительность кузнечнопрессового цеха, так как зачастую их продолжительность составляет более 100 ч.

При непосредственном участии автора, был запатентован [118] и в кузнечно-прессовом цехе внедрен новый способ противофлокенной термической обработки поковок (рисунок 4.7), включающий в себя несколько вариантов:

1. По первому варианту (рисунок 4.7 а), непосредственно после окончания изотермической выдержки в печи, предложено переносить поковки в предварительно прогретый термос, где поковки будут замедленно охлаждаться со средней скоростью от 10 до 15 °С/ч. Сокращение изотермической выдержки в печи определяется по уравнению (4.10), которое после подстановки в него данных о коэффициенте диффузии и параметрах 0, 1 и 2 принимает вид:

где печ – эквивалентное время, на которое можно сократить изотермическую выдержку в печи за счет замедленного охлаждения в термосе, ч; Т0 – температура изотермической выдержки поковок в печи; Wп 1015 °С/ч – скорость охлаждения поковок в термосе после термообработки в печи. Скорость охлаждения поковок в термосе выше 15 °С/ч не даст достаточного эффекта удаления водорода и значительно снизит время печ, на которое можно сократить изотермическую выдержку в печи; а скорость охлаждения менее 10 °С/ч чрезмерно увеличит продолжительность технологического этапа противофлокенной обработки.

2. По второму варианту (рисунок 4.7 б), для еще большего сокращения изотермической выдержки, предложено непосредственно после окончания ковки переносить поковки в термоса-накопители, где садка охлаждается со средней скоростью от 12 до 17 °С/ч до температуры не ниже 200 и не выше 500 °С. Охлаждение в данный температурный интервал обусловлено тем, что при охлаждении поковок ниже 200 °С повышается опасность образования флокенов, а при температурах выше 500 °С возможно не полное протекание процессов распада аустенита, вследствие чего в стали могут остаться участки нераспавшегося остаточного Рисунок 4.7 – Режимы термической противофлокенной обработки а – базовый на ОАО «Уральская кузница»; б – режим с охлаждением после ковки Стадии обработки: 1 – охлаждение после ковки на воздухе;

1' – охлаждение после ковки в термосе; 2 – нагрев в печи; 3 – выдержка в печи;

4 – охлаждение в термосе; 5 – охлаждение на воздухе.

Пунктирной линией отмечено нахождение поковок вне печи аустенита. Так как растворимость водорода в аустените больше чем в феррите, то его последующий распад в дальнейшем может спровоцировать образование флокенов.

Дополнительное сокращение продолжительности изотермической выдержки в печи следует определить на основе уравнения (4.13), причем необходимо учесть, что сначала от температуры Тк до температуры превращения (Тпр) охлаждение поковок происходит в -состоянии, а затем в -состоянии. После подстановки значений формул (4.14 а-в) уравнение (4.13) приобретает вид:

где к – эквивалентное время, на которое можно сократить изотермическую выдержку в печи за счет диффузионного удаления водорода в процессе замедленного охлаждения поковок после ковки, ч; Тк – температура конца ковки; Тпр – температура превращения; Wк – скорость охлаждения поковок после ковки;

3. В случае противофлокенной обработки поковок небольшого профиля (< 500 мм) предложено кратковременно увеличить температуру в печи (рисунок 4.7 в) за 15…40 минут до выноса с целью компенсации потерь тепла в процессе переноса садки в термос. Так как снижение температуры поверхности при переносе поковок мелкого сечения составляет 100…150 °С/ч, то для обеспечения начальной температуры поковок в термосе замедленного охлаждения 650…680 °С, температура поковки на выходе из термической печи должна быть 750…830 °С.

Продолжительность перегрева поковок в термической печи до 750…830 °С составляет 15…45 мин. При нагреве менее 15 мин из-за тепловой инерционности системы нагревается поверхность поковки, а ее центральные зоны не успевают прогреться до необходимой температуры. Перегрев поковок в печи дольше 45 мин не рационален, так как с одной стороны увеличивает время задолженности печи, а с другой – имеется опасность появления аустенита в центральных зонах поковки.

Экспериментальную апробацию разработанных режимов проводили в кузнечно-прессовом цехе ОАО «Уральская Кузница» на поковках экспортного марочного сортамента из углеродистых, средне- и высоколегированных сталей, в том числе и на поковках стали марки 40ХГМ. Всего по плану исследования термообработано по опытным режимам 14 плавок (110 поковок) различных марок сталей диаметром 310…700 мм. Замеры содержания водорода системой «Гидрис»

опытных плавок составили от 1,6 до 2,9 ppm. Поковки подвергали противофлокенной обработке с сокращением времени выдержки относительно действующих режимов на рассчитанную величину э с последующим переносом на охлаждение в предварительно подогретый (предыдущим металлом) до температуры не ниже 300 °С термос-накопитель. После окончания термообработки был проведен ультразвуковой контроль поковок опытных плавок. Для проведения УЗК использовался дефектоскоп USK 7S и прямой совмещенный преобразователь B2S с частотой ультразвуковых колебаний 2 МГц. Для настройки чувствительности дефектоскопа использовалась накладная шкала типа MAN 222. Шероховатость поверхности не более Rz 80 мкм. В качестве контактной среды использовался водный раствор целлюлозы. Из 110 проконтролированных поковок на 108 – результаты контроля удовлетворительные, на 2 – выявлены сигналы браковочного уровня. Выявленные участки с сигналом браковочного уровня на внутрикомбинатовской комиссии по списанию несоответствующей продукции отнесены к дефекту «корочка». Флокены на травленом макрошлифе и при испытании на закаленный излом обнаружены не были.

Предложенный способ термической обработки защищен патентом РФ №2394921 [118] (см. приложение В) и внедрен в производство (см. приложение Г) на ОАО «Уральская кузница» с суммарным экономическим эффектом 10 млн. 308 тыс. руб. за расчетный 2011 и 2012 год. Доля автора в данном эффекте, в соответствии с соглашением (приложение В), составляет 15% или 1 млн. 546 тыс. руб.

Использование предложенного способа в кузнечно-прессовом цехе ОАО «Уральская кузница» позволило сократить время противофлокенной обработки в среднем на 15 часов в каждой партии-садке, что показало его высокую эффективность в отношении экономии материальных и энергоресурсов и роста производительности труда.

1. Развита теория диффузионного выделения водорода в условиях непрерывного замедленного охлаждения, позволяющая рассчитать сокращение длительности печного отжига в зависимости от массы, диаметра и, следовательно, скорости охлаждения в термосах без риска получения брака по флокенам. Решение выполнено в двух вариантах: постоянной скорости охлаждения и охлаждения по экспоненциальному закону (регулярный режим по Кондратьеву).

2. Разработан и опробован в промышленных условиях способ противофлокенной обработки поковок или любых других изделий, обеспечивающий значительную экономию топлива, энергии, повышение эффективности и производительности труда на предприятиях чёрной металлургии и машиностроения. Он заключается в резком сокращении длительности противофлокенного отжига поковок в печи, которое становится возможным благодаря применению последующего медленного внепечного охлаждения поковок в теплоизолированных коробах – термосах.

3. Разработаны теоретические основы двукратного использования охлаждения в термосах (после ковки и после отжига). Этот вариант обеспечивает настолько значительное сокращение длительности печного отжига, что во многих случаях позволяет вообще отказаться от него.

4. Обоснованность и достоверность разрабатываемого метода, помимо ясной физической трактовки и непротиворечивости результатов, подтверждается опытами в производственных условиях ОАО «Уральская кузница», где прошла проверка, а также внедрение разработанного метода со значительным экономическим эффектом.

5. Решена теплофизическая задача об охлаждении нагретых поковок в теплоизолированном коробе (термосе) с учётом теплообмена внутри термоса и через его стенку. Полученное решение позволяет конструировать термосы, обеспечивающие медленное охлаждение в широком интервале скоростей. С помощью опытного термоса проведены эксперименты по охлаждению промышленных поковок, подтвердившие правильность закона охлаждения и экономическую целесообразность применения термосов.

6. Разработан метод расчета времени э, на которое можно сократить длительность наиболее энергозатратной операции – изотермического отжига при противофлокенной обработке, за счет использования замедленного охлаждения поковок в термосах, высвобождая при этом нагревательные печи для отжига следующей партии.

В проделанной работе была решена значимая для производства задача – разработан комплекс мероприятий как теоретических, так и практических, направленных на предотвращение образования флокенов в стали. Все задачи исследования были выполнены. Кратко подведем их итоги:

1. В рамках модели ближнего упорядочения рассмотрена растворимость водорода в тройных сплавах Fe–Y–H. Отмечено, что наиболее сильные связи с водородом создают Pd, Ti, V и Si. Влияние Mo, W, Al, Ni, Ge, Cr на растворимость водорода минимальна.

2. Оценки энергии связи атомов водород–легирующий элемент, выполненные на основе эффектов влияния легирующего элемента на коэффициент диффузии водорода, относятся к комнатной температуре, что охватывает температурную область образования флокенов. В районе комнатной температуры, помимо палладия, наиболее сильные связи с водородом создают атомы Zr, Ce, Nb, Ti и Mn. Энергия их связей несколько меньше, чем для Pd, однако введение в сталь циркония в количестве до 2% почти в два раза снижает давление водорода в микропорах.

3. При охлаждении цилиндрических поковок в однофазной -области возникают осевые (z), радиальные (r) и тангенциальные () напряжения. Расчет с учетом релаксации внутренних напряжений показывает, что после окончания охлаждения в поковке сохраняются остаточные напряжения, причем на поверхности они сжимающие, а в центре поковки растягивающие. Наличие на поверхности сжимающих напряжений препятствует образованию флокенов.

4. Расчёты изменения концентрации водорода в поковках в ходе длительного отжига на основе решения дифференциального уравнения диффузии согласуются с опытными результатами в рамках допущения о том, что растворенный водород находится в стали в форме диффузионно-подвижного и захваченного структурными ловушками.

5. Получены экспериментальные данные об интенсивности выделения водорода из предварительно наводороженных образцов при 200–600 °С. Подтверждено, что распад переохлажденного аустенита в стали стимулирует выделение водорода.

6. Решена теплофизическая задача об охлаждении нагретых поковок в теплоизолированном коробе (термосе) с учётом теплообмена внутри термоса и через его стенку. Полученное решение позволяет конструировать термосы, обеспечивающие медленное охлаждение в широком интервале скоростей. С помощью опытного термоса проведены эксперименты по охлаждению промышленных поковок, подтвердившие правильность закона охлаждения и экономическую целесообразность применения термосов.

7. Получено решение диффузионной задачи о выделении водорода в условиях замедленного охлаждения поковок в термосе и предложены формулы для определения степени сокращения длительности изотермического отжига в зависимости от скорости охлаждения поковок. Данный способ противофлокенной обработки позволяет при сохранении качества изделий повысить производительность термических печей и, как следствие, обеспечить рост производства. Способ прошел промышленную проверку на ОАО «Уральская кузница», запатентован (патент РФ № 2394921) и внедрен в производство. Внедрение указанного способа позволило сократить время противофлокенной обработки в среднем на 15 часов в каждой садке. Суммарный экономический эффект от внедрения в 2011 и 2012 году составил более 10 млн. рублей. Доля автора в данном эффекте составляет 15% или 1 млн. 546 тыс. руб.

Разработанный в ходе диссертационного исследования способ термической противофлокенной обработки поковок может применяться на предприятиях черной металлургии и машиностроения. Данный способ подтвердил свою как практическую, так и экономическую целесообразность.

1. Дефекты стальных слитков и проката: Справ, изд. / В.В. Правосудович, В.П. Сокуренко, В.Н. Данченко и др. – М.: Интермет Инжиниринг, 2006. – 384 с.

2. Дубовой, В.Я. Флокены в сталях: монография / В.Я. Дубовой. – М.: ГНТИЧЦМ, 1950. 332 с.

3. Поволоцкий, Д.Я. Водород и флокены в стали / Д.Я. Поволоцкий, А.Н.

Морозов. – М.: Металлургиздат, 1959. – 183 с.

4. Башнин, Ю.А. Термическая обработка крупногабаритных изделий и полуфабрикатов на металлургических заводах / Ю.А. Башнин, В.Н. Цурков, В.М. Коровина. – М.: Металлургия, 1985. – 176 с.

5. Штейнберг, С.С. Флокены и причина их образования / С.С. Штейнберг // Металловедение и термическая обработка металлов. – 1972. – № 9. – С. 16-19.

6. Морозов, А.Н. Водород и азот в стали / А.Н. Морозов. – М.: Металлургия, 1968. – 283 с.

7. Шаповалов, В.И. Флокены и контроль водорода в стали / В. И. Шаповалов, В. В. Трофименко. – М.: Металлургия, 1987. – 160 с.

8. Шаповалов, В. И. Влияние водорода на структуру и свойства железоуглеродистых сплавов / В. И. Шаповалов. – М.: Металлургия, 1982. – 232 с.

9. Склюев, П.В. Содержание водорода и флокеночувствительность при изготовлении крупных поковок. Технология тяжелого машиностроения. Сборник статей / П.В. Склюев. – Свердловск: Изд. НИИТЯЖМАШ. – 1961. – С. 36–45.

10. Склюев, П.В. Флокены в стали / П.В. Склюев // Металловедение и термическая обработка металлов. – 1972. – № 9. – С. 57-60.

11. Склюев, П.В. Термическая обработка крупных поковок / П.В. Склюев. – М.: Машиностроение, 1976. – 48 с.

12. Гельд, П.В. Водород в металлах и сплавах / П.В. Гельд, Р.А. Рябов. – М.: Металлургия, 1974. – 272 с.

13. Гельд, П.В. Водород и несовершенства структуры металла / П.В. Гельд, Р.А. Рябов, Е.С. Кодес. – М.: Металлургия, 1979. – 219 с.

14. Брайнин, И.Е. О флокенообразовании и влиянии режима обработки на удаление водорода из стали / И.Е. Брайнин // Металловедение и термическая обработка металлов. – 1971. – № 1. – С.44-47.

А.А. Князев, А.Г. Либенсон // Физика металлов и металловедение. – 1982. – Т.54.

– №4. – С.804.

16. Труды Всесоюзного совещания по борьбе с флокенами в стали / под ред.

П.Н. Иванова. – М.: Металлургиздат, 1941. – 212 с.

17. Борьба с флокенами в стали. Научно-техническая сессия в Институте металлургии имени А.А. Байкова Академии наук СССР // Вестник РАН. – 1954. – Т.24. – №5. – С.70-71.