Научный журнал
Современные наукоемкие технологии
ISSN 1812-7320
"Перечень" ВАК
ИФ РИНЦ = 1,007

ПОЛУЧЕНИЕ КАЧЕСТВЕННОГО КАЛИБРОВАННОГО ПРОКАТА ДЛЯ ВЫСАДКИ ВЫСОКОПРОЧНЫХ БОЛТОВ

Филиппов А.А., Пачурин В.Г., Пачурин Г.В.
Основной причиной образования дефектов на стержневых болтовых изделиях является технологическая переработка проката по всей технологической цепочке, поэтому развитие массового производства упрочнённого крепежа предполагает устранение причин возникновения дефектов от получения проката до изготовления метизов требуемого качества. Переработка горячекатаного проката с металлургическими дефектами увеличивает количество бракованных крепежных изделий и приводит к повышенному расходу металла, а, следовательно, к повышению затрат на изготовление готовой продукции. Одной из важнейших характеристик структурно-энергетического состояния калиброванного проката является удельная энергия, затраченная на его деформацию до момента разрушения. В работе получены значения стандартных механических характеристик (прочностных и пластических) и критериев разрушения калиброванного проката стали 40Х после его изотермической обработки с различными температурами селитровой ванны и волочения с различными степенями деформации. Найдены величины критериев работоспособности, дополняющие стандартные механические характеристики калиброванного проката в оценках работоспособности и трещиностойкости стальных материалов после различных видов и режимов технологической обработки.
1. Бунатян Г.В., Скуднов В.А. Прогрессивная технология производства инструмента // Кузнечно-штамповое производство. – 1985. – № 9. – С. 25–26.
2. Воробъев И.А. Прогнозирование качества изделий, изготовленных холодным пластическим деформированием // Кузнечно-штамповое производство. – 1985. – № 9. – С. 27–28.
3. Дорошев Ю.В., Воробъев И.А., Скуднов В.А. К вопросу о влиянии схемы напряженного состояния на предельную пластичность металлов, применяемых в холодновысадочном производстве. – Тр.НИИТавтопром. – 1972. – № 1(37). – С. 7–8.
4. Пачурин Г.В., Филиппов А.А. Экономичная технология подготовки стали 40Х к холодной высадке крепежных изделий // Вестник машиностроения. – 2008. – № 7. – С. 53–56.
5. Пачурин Г.В., Филиппов А.А., Кузьмин Н.А. Влияние химического состава и структуры стали на качество проката для изготовления болтов // Международный журнал прикладных и фундаментальных исследований. – 2014. – № 8 (Часть 2). – С. 87–92.
6. Пачурин Г.В., Филиппов А.А., Кузьмин Н.А. Анализ качества проката для холодной высадки крепежных изделий // Международный журнал прикладных и фундаментальных исследований. – 2014. – № 8 (Часть 2). – С. 111–115.
7. Скуднов В.А. Синергетика явлений и процессов в металловедении, упрочняющих технологиях и разрушении: учебное пособие для студентов вузов. – Нижний Новгород, 2007. – 191 с.
8. Филиппов А.А., Пачурин Г.В. Основные направления развития производства высокопрочного крепежа // Международный журнал прикладных и фундаментальных исследований. – 2014. – № 8. (Ч. 4). – С. 30–36.
9. Филиппов А.А., Пачурин Г.В., Кузьмин Н.А. Упрочняющая обработка проката для крепежа с целью снижения его стоимости // Международный журнал прикладных и фундаментальных исследований. – 2014. – № 8 (Часть 2). – С. 107–110.
10. Pachurin G.V., Filippov A.A. Economical preparation of 40X steel for cold upsetting of bolts // Russian Engineering Research. – 2008. – Т. 28. – № 7. – С. 670–673.

Развитие массового производства упрочнённого крепежа предполагает снижение затрат от получения проката до изготовления метизов требуемого качества [8, 9]. Поверхностные дефекты проката, предназначенного для изготовления болтов методом холодной объемной штамповки (ХОШ), увеличивают экономические потери на предприятии. Риски, закаты, волосовины, царапины являются опасными при производстве крепежа. Переработка горячекатаного проката с металлургическими дефектами увеличивает количество бракованных крепежных изделий и приводит к повышенному расходу металла [6, 10]. Основной причиной образования дефектов на стержневых болтовых изделиях является технологическая переработка проката по всей технологической цепочке. Необходимо использовать для производства крепежных изделий прокат, который способен выдерживать деформации до 75 % без разрушения его поверхности и тела.

60 % крепежа класса прочности 9.8, 10.9 и выше изготавливают из проката стали 40Х [5, 8], так как она обладает относительно низкой стоимостью и имеет традиционно наибольшее распространение для упрочняемых крепёжных изделий любой степени массовости [4]. Основным способом получения высокопрочных болтов является высадка из калиброванного проката, имеющего микроструктуру «зернистый перлит». Затем болты подвергают закалке и отпуску. Закалка стержневых изделий может способствовать образованию микротрещин и обезуглероженного слоя. Если вопрос подготовки проката для холодной высадки с микроструктурой 80–100 % зернистого перлита изучен достаточно глубоко, то использованию проката, имеющего в структуре стали сорбит патентирования, из-за роста сопротивления пластической деформации уделяется недостаточное внимание.

Качество проката в разных структурных состояниях оценивается с помощью стандартных характеристик прочности и пластичности: предела прочности σв и предела текучести σт, относительного сужения ψ и относительного удлинения δ, степени деформации при осадке, характера и глубины поверхностных дефектов. Однако значения этих характеристик в ГОСТах и ТУ приводятся только для одного состояния материала, и это не всегда достаточно для оценки его возможностей при других комбинациях структур, схемах деформации и напряжений, которые вместе взятые влияют на его напряженное состояние, определяющее ресурс пластичности калиброванного проката. Таким образом, стандартных механических характеристик проката недостаточно для оценки возможностей стали к холодному деформированию [1].

По мнению [2] повышение выхода бездефектных крепежных изделий, получаемых из калиброванного проката, и обеспечение заданной долговечности работы крепежа зависит от наличия поверхностных дефектов, роль которых в разрушении материалов, находящихся в различном структурном состоянии, еще не получила должной оценки. В своих работах автор проанализировал все существующие поверхностные дефекты, исследовал их проявление, выявил безопасные размеры поверхностных дефектов при их производстве без снижения требований к эксплуатационным характеристикам.

Риски, закаты, волосовины, царапины на калиброванном прокате являются наиболее опасными, так как в технологических процессах схема главных деформаций и напряжений способствует раскрытию поверхностных дефектов. Поперечные дефекты (следы проточки, кольцевые риски и т.п.) на калиброванном прокате для объемного пластического деформирования менее опасны. Однако при снятии недопустимых дефектов на поверхности проката путем операции обточки возникают и другие нежелательные дефекты поверхности. Так, например, при проточке поверхности проката возникают высокие температуры и упрочнение в тонком поверхностном слое с образованием трещин в нем.

Наличие поверхностного дефекта на прокате приводит к значительной концентрации напряжений. В работе [2] рассчитаны значения технического коэффициента концентрации напряжений К* от поверхностных дефектов для различного проката многих марок сталей. Данная методика оценки пригодности материалов для холодного пластического деформирования дает возможность объективно оценить их уровень для изготовления бездефектной продукции с учетом схемы деформированного и напряженного состояния, оценить ресурс пластичности материала.

Авторы работы [3] считают, что определять значение предельной пластичности необходимо с помощью диаграмм предельной пластичности. При этом каждый материал независимо от состояния имеет свою зависимость предельной пластичности от показателя напряженного состояния.

В последние годы среди исследователей, занимающихся вопросами разрушения металлов, усилился интерес к энергетическим критериям разрушения. В работе [7] анализируется развитая концепция предельной удельной энергии деформации (энергоемкости), величина которой наряду с критическим коэффициентом интенсивности напряжений в вершине трещины является фундаментальной характеристикой сопротивления металла разрушению. В работе [7] представлены зависимости предельной удельной энергии деформации Wc от пропорционального твердости показателя структурно-энергетического состояния Пcэc для сталей десяти структурных классов.

Критерии синергетики более объективны, а поэтому необходимы для практики при оценке работоспособности и надежности калиброванного проката при изготовлении болтовых изделий. Они дополняют в оценках работоспособности и трещиностойкости данного проката его стандартные механические характеристики. Кроме того, они не трудоемки в расчетах.

В работе исследована возможность оценки работоспособности проката из стали 40Х, используемого для производства длинномерных болтов, после различных режимов технологической подготовки.

Методика механических испытаний

Для исследования была выбран горячекатаный прокат стали 40Х диаметром 11,0 и 13,0 мм. Образцы каждой марки сталей для механических испытаний предварительно:

– протачивались с диаметра 13,0 мм на диаметры 8,25; 8,50; 9,00; 9,60; 10,40; 11,40 и 12,70 мм, после чего их волочили на диаметр 8,00 мм соответственно со степенями обжатия 5, 10, 20, 30, 40 и 60 %, затем проводилась изотермическая обработка при температуре 370, 400, 425, 450, 500 и 550 °С;

– протачивались с диаметра 13,0 мм на диаметры 8,25; 8,50; 9,00; 9,60; 10,40; 11,40 и 12,70 мм, затем проводилась изотермическая обработка при температурах 370, 400, 425, 450, 500 и 550 °С, после чего образцы подвергали волочению, каждый на диаметр 8,00 мм соответственно со степенями обжатия 5, 10, 20, 30, 40 и 60 %;

– отжигались на микроструктуру «зернистый перлит» в камерной печи с выдвижным подом;

– очищалась поверхность от окалины в маточном растворе серной кислоты в соотношении: H2SO4 – 25 %, остальное ‒ железный купорос (Fe2SO4 + H2), и промывали в проточной воде;

– волочили с диаметров 8,25; 8,50; 9,00; 9,60; 10,40; 11,40 и 12,70 мм на диаметр 8,00 мм на однократном волочильном стане ВС/1-750 соответственно со степенями обжатия 5, 10, 20, 30, 40 и 60 %. В качестве технологической смазки использовалась мыльная стружка.

Степень обжатия при волочении проката q (%) определялась:

filipp01.wmf (1)

где d0 – диаметр образца проката до волочения, мм; d1 – диаметр образца проката после волочения, мм.

Половина образцов проката после волочения подвергалась изотермической обработке, другая половина образцов после изотермической обработки подвергалась волочению. Для обеспечения гомогенности аустенита температура нагрева перед изотермической обработкой принималась 880 °С. Образцы проката подвергались нагреву в соляной ванне (78 % ВаСL + 22 % NaСL) в течение 5 минут. Затем образцы переносились в селитровую ванну (50 % NaNO3 + 50 % KNO3) и осуществлялась операция патентирования при температурах 370, 400, 425, 450, 500 и 550 °С с выдержкой пять минут. Далее охлаждение образцов проводилось на воздухе в течение двух минут, затем они охлаждались в воде. Точность регулирования температуры в ванне при патентировании составляла ±5 °С. Последующую подготовку поверхности (снятие окисного слоя) изотермически обработанного проката производили в маточном растворе серной кислоты (H2SO4 – 25 %, остальное ‒ железный купорос – Fe2SO4). Затем прокат промывался в проточной воде.

Химический состав стали 40Х определялся с использованием спектроанализатора «Belec-kompakt Lab». Прочностные и пластические характеристики горячекатаного проката в исходном состоянии и калиброванного проката после всех видов технологической переработки определялись при испытании на растяжение образцов длиной 300 мм на разрывной машине типа ЦДМ – 100 со шкалой 20 кг. Микроструктура исследовалась на МИМ – 8 (×200 и ×600) и «Неофот-21» (×100 и ×600). Твердость измеряли на приборе «Роквелл», шкала В и С.

Натурные испытания длинномерных болтов с определением величины разрывной нагрузки и относительного удлинения производили на разрывной машине МУП-50. Фрактографические исследования излома болтов изучали на оптическом компараторе МИР-12 (×7).

Методика расчета структурно-энергетических комплексов разрушения синергетики

Одной из важнейших характеристик структурно-энергетического состояния калиброванного проката является [7] удельная энергия (работа), затраченная на его деформацию до момента разрушения Wc (предельная удельная энергия деформации). Поведение любых структур при нагрузке контролируется тремя взаимосвязанными величинами: пределом текучести (σт), объемной плотностью удельной энергии деформации (Wс) и предельной удельной энергией деформации в зоне перед трещиной (Wс. кр). Wc является показателем энергоемкости металла (размерность МДж/м3) и определяется по формуле:

Wc = 0,5∙(σт + σkпред, (2)

где σт – предел текучести; σк = σв (1 + δ) – истинное сопротивление разрушению, МПа; εпред = ln [1/(1 – ψ)] – истинная относительная деформация при разрушении; Wc – показатель энергоемкости металла, размерность [МДж/м3].

В формулу входят прочностные и пластические характеристики. В данном случае поведение прочностных и пластических свойств проката зависит от параметров микроструктуры, которая в свою очередь зависит от химического состава, режимов термической и пластической обработок. Исходные данные задавались на основании характеристик, полученных при испытаниях образцов калиброванного проката при различных режимах изотермической обработки и последующей пластической обработки с различными степенями обжатия методом волочения.

Зарождению трещины в калиброванном прокате предшествует пластическая деформация. Критерий зарождения трещины Кзт, количественно определяющий способность проката сопротивляться возникновению трещин при деформации, определяется выражением [7]

Кзт = Wcт, (3)

где Кзт – величина безразмерная. Чем выше значение Кзт, тем труднее зарождаются трещины в калиброванном прокате стали 40Х в процессе холодной деформации волочением.

Критерий распространения трещины Крт количественно определяет способность материала сопротивляться развитию трещин при волочении проката в условиях достижения критического напряженного состояния и равен

Крт = Wc критт, (МДж/м³)МПа, (4)

где W c крит – критическая величина предельной удельной энергии деформации перед вершиной трещины, определяется при критическом напряженном состоянии, когда энергия деформации, затрачиваемая на пластическую деформацию, равна энергии, идущей на упругое искажение объема. Величина W c крит ≈ (0,75–0,5)∙Wc. Крт имеет размерность [(МДж/м3)МПа ≈ (МДж/м3)2].

Результаты исследования и их обсуждение

В работе получены значения стандартных механических характеристик (прочностных и пластических) и критериев разрушения калиброванного проката стали 40Х после его изотермической обработки с различными температурами селитровой ванны и последующего волочения с различными степенями деформации. В табл. 1–4 представлены механические характеристики и критерии разрушения синергетики (Wc, Кзт, Крт) проката 40Х после патентирования при 370, 400, 450, 500 и 550 °С и последующего волочения с различными степенями деформации.

Таблица 1

Механические характеристики и критерии разрушения синергетики калиброванного проката 40Х после патентирования при 370 °С и последующего волочения с разными степенями обжатия

Степень обжатия, %

НВ

σв, МПа

σт, МПа

Ψ, %

δ, %

W, МДж/м3

Кзт

Крт, (Мдж/м³)МПа∙10–6

5

306

1097

970

47

10,8

635

0,6

0,37

10

306

1098

965

47

11

692

0,71

0,40

20

316

1160

985

45

9,8

674

0,68

0,39

30

298

1320

1190

20

6.9

290

0,24

0,21

40

306

1340

1180

17

5,2

235

0,2

0,17

60

330

1360

1190

17

5,2

238

0,2

0,17

Таблица 2

Механические характеристики и критерии разрушения калиброванного проката 40Х после патентирования при 400 °С и последующего волочения с разными степенями обжатия

Степень обжатия, %

нв

σв, МПа

σт, МПа

Ψ, %

δ, %

W, МДж/м3

Кзт

Крт, (МДж/м3). МПа∙10–6

5

285

950

840

57

13

886

1,05

0,46

10

280

995

910

56

12,5

857

0,94

0,46

20

315

1110

970

55

11,5

881

0,91

0,51

30

283

1270

1110

45

9,5

702

0,63

0,46

40

302

1250

1070

40,9

7.8

635

0,59

0,41

60

318

1290

1240

22,1

6,9

326

0,26

0,24

Таблица 3

Механические характеристики и критерии разрушения калиброванного проката 40Х после патентирования при 450 °С и последующего волочения с разными степенями обжатия

Степень обжатия, %

нв

σв, МПа

σт, МПа

Ψ, %

δ, %

W, МДж/м3

Кзт

Крт, (МДж/м3)МПа∙10–6

5

260

973

910

49,2

13

680

0,75

0,37

10

235

1010

940

53

12,5

783

0,83

0,44

20

255

1075

940

50

11

785

0,83

0,44

30

313

1310

1200

32

5,2

483

0,40

0,34

40

298

1280

1130

30

4,4

441

0,39

0,30

60

Таблица 4

Механические характеристики и критерии калиброванного проката 40Х после температуры патентирования при 500 °С и последующего волочения с разными степенями обжатия

Степень обжатия, %

нв

σв, МПа

σт, МПа

Ψ, %

δ, %

W, МДж/м3

Кзт

Крт, (МДж/м3)МПа∙10–6

5

298

1110

996

40

10,8

568

0,57

0,34

10

247

1055

990

40

8,9

546

0,55

0,32

20

247

1160

1050

29

8,35

394

0,38

0,25

30

40

60

Таблица 5

Механические характеристики и критерии разрушения калиброванного проката 40Х, подготовленного по действующей технологии на производстве

НВ

σв, МПа

σт, МПа

Ψ, %

δ, %

W, МДж/м3

Кзт

Крт, (МДж/м3)МПа∙10–6

235

860

695

57

13

708

1,02

0,33

В табл. 5 показаны механические характеристики и критерии разрушения калиброванного проката 40Х, подготовленного по действующей технологии на производстве.

Упрочнение волочением с разными степенями обжатия и изотермическая обработка при температурах селитровой ванны 370, 400, 425, 450, 500 и 550 °С выявили различные варианты получения механических характеристик.

Наилучшее сочетание механических характеристик (высокая пластичность и незначительное сопротивление пластической деформации) достигается при обжатии 5 %. С увеличением обжатия до 10 % наблюдаются интенсивный рост предела текучести и резкое снижение относительного удлинения. При обжатии 15 % значительно возрастает предел прочности, а относительное удлинение продолжает уменьшаться. Дальнейшее увеличение обжатия до 60 % вызывает непрерывный рост предела текучести и предела прочности, относительное удлинение медленно снижается, а относительное сужение находится на высоком уровне (60–58 %) до обжатия 25 %, а после чего падает двумя ступенями в интервалах обжатия 25–35 и 40–60 %.

Пластические характеристики проволоки со структурой зернистого перлита в процессе волочения непрерывно снижаются и при ε > 40 % становятся ниже пластических характеристик проволоки, которая подвергалась термической операции изотермической обработки.

При разработке ресурсосберегающего метода для изготовления высокопрочных автомобильных болтов производился эксперимент, при котором изучалось влияние степени обжатия (5, 10, 20, 30, 40, 60 %) при волочении и последующего патентирования в интервале температур 370; 400; 425; 450; 500, 550 °С на механические характеристики проката.

Было подтверждено, что с увеличением обжатия горячекатаного проката от 5 до 60 % увеличиваются его прочностные характеристики. Предел текучести возрастает с 780 до 990 МПа, а временное сопротивление разрыву – с 880 до 1130 МПа.

Также установлено, что с увеличением обжатия проката от 5 до 60 % его пластические характеристики снижаются. Относительное удлинение при обжатиях волочением от 5 до 30 % снижается с 15 до 10 %, а при обжатиях от 30 до 60 % остается постоянным и равным 10 %. Относительное сужение при обжатиях от 5 до 60 % монотонно снижается от 60 до 38 %.

Получены критерии работоспособности, позволяющие количественно оценить влияние упрочнения при изотермической обработке и пластической деформации волочением на процесс разрушения, выраженное в синергетической величине энергоемкости. Они дополняют стандартные механические характеристики калиброванного проката в оценках работоспособности и трещиностойкости стальных материалов после различных видов и режимов технологической обработки.

Выводы

Получены механические характеристики горячекатаного проката при различных вариантах его подготовки (как степени деформации волочением после изотермической обработки при разных температурах, так и степени деформации волочением перед изотермической обработкой при разных температурах).

Выявлена зависимость прочностных и пластических характеристик от степени деформации при волочении проката до и после изотермической обработки при разных температурах.

Получены экспериментальные данные влияния температуры изотермической обработки (370, 400, 425, 450, 500 и 550 °С) до и после волочения с разными степенями деформации на твердость и механические характеристики проката.

В производственных условиях недостаточно используются критерии разрушения сталей, которые позволяют реально количественно оценить обратное влияние процесса упрочнения проката на процесс разрушения металлических материалов.

Количественная оценка работоспособности по критериям синергетики показала новые качественные стороны проката стали 40Х, поскольку по механическим характеристикам такие оценки сделать было невозможно. При действующих и предлагаемых режимах обработок проката рассмотрены их работоспособность, рассчитаны критерии зарождения и распространения трещин.


Библиографическая ссылка

Филиппов А.А., Пачурин В.Г., Пачурин Г.В. ПОЛУЧЕНИЕ КАЧЕСТВЕННОГО КАЛИБРОВАННОГО ПРОКАТА ДЛЯ ВЫСАДКИ ВЫСОКОПРОЧНЫХ БОЛТОВ // Современные наукоемкие технологии. – 2015. – № 3. – С. 87-92;
URL: https://top-technologies.ru/ru/article/view?id=34946 (дата обращения: 06.12.2022).

Предлагаем вашему вниманию журналы, издающиеся в издательстве «Академия Естествознания»
(Высокий импакт-фактор РИНЦ, тематика журналов охватывает все научные направления)

«Фундаментальные исследования» список ВАК ИФ РИНЦ = 1.074