Исследование свойств сварного соединения «термоупрочненная сталь 65Г – сталь Л53 без технологических воздействий». Одной из основных операций метода термоупрочненных компенсирующих элементов является приваривание их к остову лемеха. Механические свойства сварного соединения во многом будут определять его служебные свойства.

Особенностью представляемых ниже исследований является наличие в составе сварного соединения детали из высокоуглеродистой стали, подвергнутой повторному термоупрочнению. Поэтому исследовалось состояние сварных соединений, в которых присутствует в качестве материала компенсирующего элемента сталь 65Г, закаленная с различных температур. Как уже отмечалось выше, в качестве критерия, характеризующего их свойства, принята микротвердость (Н_V) [2,3,4,7,8,10,13].

Оценочными параметрами служили: 1 – Н_V металла шва; 2 – максимальное значение Н_V зоны сплавления; 3 – Н_V переходной зоны; 4 – Н_V основного металла. Наряду с оценкой механических свойств отдельных областей сварного соединения, проводился анализ размеров его типичных зон: зоны термического влияния, зоны сплавления и переходной зоны [6,7,9].

Методология проведения анализа состоит из следующих этапов: первый — особенности распределения Н_V системы «шов — сталь Л53»; второй — особенности распределения Н_V системы «шов — термоупрочненная с различных температур сталь 65Г»; третий — сравнительное аналитическое рассмотрение распределений Н_V «сталь Л53 — шов — термоупрочненная сталь 65Г» [1,3,7,8,12,13].

Испытания на изнашивания повторно термоупрочненной стали в среде с незакрепленным абразивом показали, что характер изменения износа во времени испытаний (τ¹), как следует из графиков, представленных на рисунке 1, одинаков для образцов с различной твердостью. Кривые I = f(τ¹), в отличии от известных, не подчиняются прямолинейной зависимости, хотя и близки к ней. Увеличенный прирост износа в начальный период испытаний (примерно до τ₁ = 75мин.) объясняется сравнительно большим влиянием фактора самоорганизации системы «поверхность трения – абразивная среда» при стабилизации процесса изнашивания. Предварительная механическая обработка образцов не может до конца устранить недостатки, присущие поверхности, и её полная адаптация к истирающей среде происходит непосредственно в период проведения испытаний. После завершения приработки процесс изнашивания стабилизируется и дальнейший прирост износа остается неизменным [2,7,8,9,11,12]. Из изложенного выше следует, что влияние упрочняющей термообработки на протекание изнашивания несколько отлично от других методов повышения абразивной износостойкости, что выражается в нарушении прямолинейной зависимости между износом I и временем испытаний τ¹.

Рис. 1. Характер протекания износа во времени испытаний I = f(τ¹)

Абразивная износостойкость как относительная триботехническая характеристика (рисунок 2) также имеет одинаковый характер изменения во времени испытаний для всех исследуемых образцов. Стабилизация С происходит примерно после 100 мин. испытаний, что указывает на завершение процесса самоорганизации изнашиваемой поверхности и абразивной компоненты. Поведение С = f(τ¹) объясняется теми же факторами, что и зависимость I = f(τ¹).

Рис. 2. Изменение абразивной износостойкости от времени испытаний С=f (τ¹)

При анализе изменения значений С установлено, что их разность (_ΔС) в начальный период приработки (τ1 = 30 мин.) и в период установившегося ре- жима (τ¹=120мин.) достигает значительной величины. Так, для образца с 43HRC разность между С при τ₁ =30мин. и С при τ¹ = 120мин. составляет примерно 0,28 мин/мкм. В свою очередь, ΔС для образца с твердостью 58HRC равна 0,4 мин/мкм. Это указывает на то, что с увеличением твердости испытуемого материала влияние фактора самоорганизации на изменение интенсивности изнашивания снижается. Проще говоря, рост твердости приводит к нивелированию влияния качества поверхности детали при ее приработке. В соответствии с поставленными задачами определялось влияние твердости на износ и износостойкость повторно термообработанной от различных температур стали 65Г.

Для сравнения исследовался образец, не подвергавшийся повторной термообработке. (Образцы ранее термически упрочнялись – подвергались закалке в масле и отпуску в интервале t = 840 — 870 °C и t = 400 — 480 °C соответственно).

Повторная термообработка проводилась без отжига т. к. ранее проведенными экспериментами показано отрицательное влияние отжига на прирост твердости при последующей закалке. Параметры термообработки и соответствующая им твердость даны в таблице 1 [4,6,7,8,10,13].

Как следует из рисунков 1 и 2, увеличение твердости примерно до 49HRC обеспечивает отрицательный эффект, выражающийся в росте износа и снижении износостойкости. Следует полагать, что снижение С в данном случае связано с нарушением структурной однородности, сформированной предыдущей термообработкой. Неоднородность проявляется в интенсификации разрушения поверхностного слоя как вследствие царапания, так и вследствие высокого уровня контактных напряжений от силового воздействия абразивных частиц.

Таблица 1

 Термообработка и твердость листов.

Дальнейший рост HRC приводит к резкому снижению I (рисунок 3) и повышению сопротивляемости абразивному изнашиванию (рисунок 4) (в диапазоне 50-54HRC) с последующим выравниванием этих показателей. В некоторых экспериментах было замечено даже незначительное снижение износостойкости. Явление с выравниванием С с повышением твердости связано с особенностями строения (микроструктуры). Увеличение размеров структурных составляющих приводит к росту хрупкости материала. В свою очередь, при царапании таких хрупких субстанций происходит разрушение поверхностных слоев в большем объеме, а увеличение твердости не может компенсировать происходящих процессов разрушения, и в сумме это приводит к стабилизации С. Аналогичная ситуация будет иметь место если превалирующим процессом в механике абразивного изнашивания будет иметь место контактное взаимодействие частиц с поверхностью трения. Тем самым лабораторными исследованиями установлено, что изменение (характера) износа и износостойкости от твердости имеет достаточно сложный характер и не укладывается в известные положения. Отмечается также, что кривая С = f (HRC) является зеркальным отображением зависимости I = f (HRC). Исходя из полученных результатов, следует, что увеличение твердости более 53 — 54HRC с точки зрения повышения абразивной износостойкости нецелесообразно, т.к. интенсивность изнашивания не претерпевает изменений [2,5,7,10,12]. Таким образом, оптимальной является повторная закалка в воде стали 65Г от температур 820 — 840°С, обеспечивающая твердость 53 — 54HRC.

Рис. 3. Зависимость износа от твердости образца, время испытаний  τ1=120 мин

Рис. 4. Влияние твердости образца на износостойкость, время испытаний τ¹=120 мин

Учитывая массив полученных данных (исследовались соединения, у которых образцы из рессорно-пружинной стали термообрабатывались с пяти различных температур), подробному анализу будет подвергаться сварное соединение, где сталь 65Г повторно закаливалась с температуры 840°С. Выбор такого экспериментального образца связан с тем, что режим ТО является оптимальным с точки зрения износостойкости (это подтверждено экспериментально и изложено выше).

В соответствии с планом методологии проведения анализа полученных результатов рассмотрим распределение H_V «шов — основной металл». После компьютерной обработки результатов экспериментальных данных получены эпюры распределения H_V по вектору «шов — основной металл» для каждого материала отдельно и «сталь Л53 — шов — термоупрочненная сталь 65Г» (рисунок 5).

Для оценки экспериментальных данных будут использованы эпюры распределений, отображенные на рисунке 5 а и б. Анализ полученных результатов будет проводиться: первое — отдельно для каждого распределения; второе — методом сравнения. Твердость металла шва в областях сталей Л53 и 65Г фактически одинакова. Это говорит о том, что количество углерода в стали и отсутствие или присутствие предварительной термообработки не оказывает заметного влияния на свойства металла шва (таблица. 2).

Таблица 2

 Распределение H_V по участкам сварочного шва

В свою очередь, максимальные значения H_V в зоне сплавления резко возрастают, что отвечает классическим представлениям (рисунок 5 а, б). При этом твердость в области стали Л53 составляет 390H_V (рисунок 5 а), а в зоне стали 65Г — 850Hv, т. е. в 2,2 раза меньше.

Столь высокое значение H_V для зоны стали 65Г можно объяснить рядом факторов. Первый – наличие большого количества углерода в сравнении со сталью Л53. Второе – присутствие закалочных структур в виде нижнего бейнита и мартенсита. Третье – наличие марганца обеспечивает снижение критических точек А3, А1 и способствует увеличению твердости.

Рис. 5. Распределение H_V по участкам сварочного шва систем:

а) «шов — сталь Л53» б) «шов — сталь 65Г», термоупрочненной от t = 840 °С. (где 1- шов (ш.), 2- зона сплавления (з.с.), 3- переходная зона (п.з.), 4- зона тер-мического влияния (з.т.в.), 5- основной металл (о.м.). — вектора измерений 2 и 3

Такая твердость соответствует мартенситному состоянию (H_V850 примерно равно 62HRC), что в определенной мере повышает вероятность образования шовных трещин и снижает способность сопротивляться ударным нагрузкам. Микротвердость же зоны сплавления в области стали Л53 составляет (в пересчете с H_V) 40HRC и не представляет опасности с точки зрения появления трещин. В то же время наличие всплесков микротвердости указывает на увеличение напряжений на структурном уровне (напряжения второго рода).

Отличительной особенностью распределения Н_V для областей обоих сталей является присутствие площадки, характеризующейся стабильным значением (рисунок. 5 а, б; выделена окружностью). Образование в зоне сплавления области с относительно постоянной микротвердостью связана с процессом кристаллизации, в чем-то схожим с затвердеванием слитка спокойной стали в изложнице. В первый период происходит образование кристаллов на поверхности шва и в районе основного металла из-за высокого и неравномерного отвода тепла. Кристаллизация рассматриваемого участка идет при сравнительно равномерной температуре, что приводит к появлению равноосных структур. Хотя для обоих областей твердость соответствует закалочным структурам вследствие наличия термоупрочнения, для зоны закаленной стали она выше в 2 раза, чем для области стали Л53 (рисунок. 5 а, б), т. е. закалка оказывает существенное влияние на свойства сварного соединения.

Переходные зоны характеризуются падением твердости ниже уровня Нv основного металла, что связано с возникновением растягивающих напряжений в момент формирования сварного соединения и, как следствие, нарушением плотности структуры. Н_V основного металла для стали Л53 соответствует твердости опытных образцов в исходном их состоянии — Н_V240. Для стали же 65Г (таблица 2) микротвердость снижается до Н_V440 при твердости исходного образца Н_V650. Это указывает на прохождение отпуска, снижающего степень образования трещин. Таким образом, распределение Н_V в поперечном направлении опытного образца имеет сложный характер. Отмечается одинаковая картина эпюр Н_V для обоих изучаемых материалов при существовании различии в значениях микротвердости. Для сравнительной оценки напряженного состояния рассматриваемого сварного соединения были введены параметры ΔН₁, ΔН₂, ΔН₃, ΔН₄ (таблица 3), представляющие собой отношение значений микротвердостей между характерными участками. Величина ΔН₁ равна отношению максимальной Н_Vmax з.с. зоны сплавления к Н_V ш. металлу шва; ΔН₂ — характеризуется отношением Н_Vmax з.с. к Н_V о.м. основного металла; ΔН₃ равно отношению Н_Vmax з.с.  к минимальному значению Н_Vmin п.з. переходной зоны; ΔН₄ – представляет собой отношение микротвердости основного металла (Н_Vо.м.) к минимальной микротвердости переходной зоны (Н_V min п.з.).

Таблица 3

Относительная характеристика твердости.

Нужно сказать, что ΔН₁, ΔН₂, ΔН₃, ΔН₄ могут служить косвенными, показателями величины остаточных напряжений металлических систем, образующихся на структурном уровне. Нередко форма распределения Н_V в ЗТВ совпадает с формой распределения остаточных напряжений. Как следует из таблицы 3, любое ΔН для области стали 65Г превышает аналогичные значения зоны стали Л53, что говорит о повышенных напряжениях в сварном соединении. ΔН₂ и ΔН₄ отличаются между собой на незначительную величину в отношении обоих сталей, однако учитывая высокие значения зон Н_V для области стали 65Г, следует полагать, что и напряжения в этом случае будут повышенными. Из численных значений, представленных в таблице 3, наибольшие ΔН характерны для области стали 65Г-ΔН₃ =2,43. В свою очередь это указывает на относительно высокую вероятность образования трещин. В соответствии с задачами исследований проводилось изучение распределения H_V всех сварных соединений, стали Л53 со сталью 65Г, термообработанную с различных температур, в статье приведены результаты испытании только по стали 65Г. Высокие скачки микротвердости в зонах сплавления (рисунок 5а и б) для сварочного шва всех пластин указывает на наличие твердых структур (мартенситной), а следовательно и значительных внутренних напряжениях на данных участках.

Третий этап исследований сварного соединения предусматривает анализ распределения H_V с охватом всех его областей одновременно, и поэтому графическая интерпретация носит весьма сложный характер. Проводить подобный анализ заданной эпюры нет необходимости, т. к. ранее по тексту явления, происходящие в соединении, рассмотрены достаточно подробно. Однако есть некоторые замечания.

Рис. 6. Изменение значений Н_V основного металла системы «шов — сталь 65Г» в зависимости от t ° термоупрочнения стали 65Г.

Первое – наиболее опасным сечением, с точки зрения образования трещины, является переходная зона от шва к основному металлу – термоупрочненной стали 65Г, т. к. в данном месте твердость имеет максимальный показатель, значительно превышающий все остальные HRC характерных участков.

Второе – отмечается рост твердости основного металла на достаточном удалении от шва, что связано с наличием закалочных процессов.

Наряду с рассмотренной эпюрой для сварного соединения стали Л53 со сталью 65Г, закаленной с температуры 840 °С, получены эпюры и для соединений. Оценка свойств сварных соединений из стали Л53 и термоупрочненной с различных температур стали 65Г позволила выявить следующее: — эпюры распределения H_V в сечениях, перпендикулярных поверхности и параллельном ей, носят сложный характер, обусловленный разнородностью свойств сталей; — выявлено наличие в переходных зонах участков с постоянной твердостью; при переходе от зоны термического влияния к основному металлу имеют места «провалы» микротвердости; — опасным сечением является участок переходной зоны в области расположения стали 65Г;

— в вертикальных сечениях наблюдается снижение микротвердости основного металла, оказывающее положительное влияние на стойкость к разрушению.

Установлено: — зависимость износостойкости при возрастании твердости имеет сложный характер, и повышение HRC более 53-54 единиц не приводит к увеличению С, а рост стойкости к абразивному изнашиванию происходит также до 53-54HRC с последующей стабилизацией; — максимальная износостойкость присуща образцам с твердостью 53-54HRC, подвергнутых закалке в воде с температур 820 — 840°С;  — полевые испытания плужных лемехов подтверждают результаты лабораторных исследований, где показано, что повышение твердости более 53-54HRC не приводит к приросту износостойкости и даже снижает её.

Выводы:

1. Показана возможность применения выбракованных листов рессор в качестве материала долот при восстановлении лемехов. Твердость снятых с эксплуатации листов остается на уровне значений, оговоренных техническими условиями, что в два раза превышает аналогичный параметр стали лемеха Л53. Использование этого вторичного материала для восстановления лемехов значительно упрощает технологический процесс реновации и повышает его эффективность.
2. Исходя из полученных результатов, следует, что увеличение твердости более 53 — 54HRC при повторном термоупрочнении не приводит к повышению абразивной износостойкости. Оптимальной является повторная закалка в воде стали 65Г от температур 820 — 840 °С, обеспечивающая твердость 53 — 54HRC.