CC BY
59проблемы черной металлургии. - Днепропетровск: "В1З1ОН". - 2003. - Вып. 6. - С. 211-214.
2. Совершенствование технологии производства арматурной проволоки из непрерывнолитой заготов-ки/В.В. Парусов, В.А. Олейник, А.Б. Сычков и др. -Сталь.-1992. - № 11. - С. 63-67.
3. Шифферль Х.А. Катанка из непрерывнолитой заготовки. - Черные металлы. -1986. - № 7 - С. 53-58.
4. Особенности влияния бора на качественные характеристики стали для холодной высадки/В.В. Парусов, А.Б. Сычков, И.В. Деревянченко и др. - Сб. Строительство, материаловедение, машиностроение. - Днепропетровск: ПГАСиА. - 2005. - Вып. 32. - С. 62-68.
5. Парусов В.В., Парусов О.В., Сычков А.Б. Прокат из борсодержащих сталей для высокопрочных крепежных изделий. - Днепропетровск: АРТ-ПРЕСС, 2010. 160 с.
6. Лякишев Н.П., Плинер Ю.Л., Лаппо С.И. Бор-содержащие стали и сплавы. - М.: Металлургия, 1986. -192 с.
7. Development and introduction of a technology for making bor-bearing steel/NA Bogdanov, AB Sychkov, IV Derevyanchenko, VV Parusov, AM Nesterenko, RV Starov a etc. - Metallurgist. February 1999. Vol. 43. Issue 2. P. 71-75.
8. Новое применение бора в металлургии/В.В. Парусов, А.Б. Сычков, И.В. Деревянченко, М.А. Жига-рев. - Магнитогорск: Вестник МГТУ. - 2005. - № 1(9). -С. 15-17.
9. Новая технология производства проката для холодной объемной штамповки из борсодержащей ста-ли/В.В. Парусов, В.Г. Черниченко, А.Б. Сычков, И.В. Деревянченко и др. - Сб. Фундаментальные и прикладные проблемы черной металлургии. - Днепропетровск: "В131ОН".- 2004. - Вып. 7. - С. 300-311.
10. Разупрочняющая термомеханическая обработка проката из углеродистой стали/В.В. Парусов, А.Б. Сычков, В.А. Луценко и др. - Металлургическая и горнорудная промышленность. - 2003.- № 6. - С. 54-56.
^УДК 621.774.38
Космацкий Я.И.1, Филяева Е.А.2, Фокин Н.В.1,Яковлева К.Ю.1 ----}
(ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ ВОЗМОЖНОСТИ ИЗГОТОВЛЕНИЯ НОВОГО ВИДА БЕСШОВНЫХ ТРУБ ТЯЕХ ИЗ ТИТАНОВОГО СПЛАВА
Т1-3ЛЬ-2.5У
-)
Аннотация. Работа посвящена определению технологической возможности производства труб из сплава Ть3Л1-2.5У за счет реализации технологии ТРЕХ, включающей в себя горячее прессование передельных труб и последующую холодную прокатку.
Ключевые слова: титановый сплав Т1-3Л1-2.5У, ТРЕХ, псевдо-а-сплав, горячее прессование, холодная прокатка
С целью определения технологической возможности изготовления труб по технологии TREX был проведен комплекс исследований, подтверждающий положительный результат реализации. Технология TREX (Tube Rolling Extrusion) заключается в горячем прессовании передельных труб и последующей холодной прокатке. Сквозная схема производства труб TREX представлена на рис. 1.
Работа с титановыми сплавами предусматривает необходимость учитывать особенности, которые в зависимости от структуры имеют каждый отдельный сплав. Сплав Ti-3Al-2.5V относится к псевдо-а-сплавам, которые представляют собой а-твердый раствор с небольшим количеством в-фазы (от 2 до 8%), сохраняя при этом многие достоинства и а- и а+в сплавов. Сплавы такого типа практически не чувствительны к упрочняющей термической обработке. Благодаря тому, что в структуре сплава присутствует в-фаза они имеют удовлетво-
1 ОАО «РосНИТИ»
2 ООО «ТМК НТЦ»
рительную технологическую пластичность в горячем и холодном состоянии, близкую к пластичности а+Р-сплавов. Псевдо-а-сплавы при одинаковой пластичности с а-сплавами имеют временное сопротивление на 10-20% выше. Это объясняется измельчением микрозерна и неоднородностью внутризеренной структуры при образовании двухфазной смеси а- и р-фаз [1].
Псевдо-а-сплавы закаливаются с образованием титанового мартенсита, представляющего собой твердый раствор легирующих элементов в а-титане. Мартенсит в псевдо-а-сплавах имеет слабую степень пересыщения, упрочнение сплава при этом незначительно.
Рис. 1. Сквозная схема производства труб ТКЕХ
Недостатком этих сплавов является то, что они имеют большую склонность к водородной хрупкости и пониженную вязкость, поэтому допустимое содержание водорода составляет от 0,001 до 0,008%, что осложняет их технологическую обработку.
Так, предварительно перед началом производства проводилось комплексное исследование материала заготовки, включающее: определение температурного порога фазового превращения, исследование деформационной способности [2] и анализ системы ограничений. Полученные данные положены в основу разработки технологии.
Определение температуры фазовых превращений необходимо для установления рациональных режимов деформации и термической обработки титанового сплава Ti-3Al-2.5V. Вследствие непостоянства марочного состава, ввиду неоднородности легирования, температура полного полиморфного превращения может различаться для разных плавок одного сплава от 20 до 40°С. А так же положение (ТППП) сильно зависит от содержания газовых примесей.
Температура полиморфного а-^-р-превращения (ТППП) сплава Т1-3А1-2.5У определя-
лась стандартным методом пробных закалок [3]. За температуру полиморфного а^Р-превращения, в соответствии с методикой принималось среднее значение температуры между температурой, при которой в структуре еще сохраняются частицы а-фазы и следующей за ней температурой, при которой в структуре фиксируется 100% мартенсита без а-фазы. Согласно данным справочника [4], ТППП сплава Т1-3А1-2.5У находится в пределах 935 ± 15°С, то есть в диапазоне от 920 до 950°С. Для анализа был выбран интервал закалочных температур от 920 до 950°С с шагом 5°С. Выдержка при температуре нагрева под закалку составляла 60 мин., закалку проводили в воду комнатной температуры.
Согласно результатам данного исследования, выявлено, что при температурах нагрева под закалку 920 и 925°С в структуре еще фиксируются частицы первичной а-фазы (рис. 2, а), а после нагрева под закалку на температуру 935°С частицы первичной а-фазы в структуре отсутствуют (рис. 2, б), то есть ТППП находиться между 925 и 935оС. Исходя из этого можно сделать вывод, что ТППП сплава составляет 930°С и находится в интервале температур, характерных для сплава Т1-3А1-2.5У [4].
Рис. 2. Микроструктура сплава Т1-3Л1-2.5У после закалки в воду с 925 оС (а), 935 оС (б)
Исследования деформационной способности сплава марки Ti-3A1-2.5V проводились с целью оценки однородности свойств металла по сечению заготовки и определения величины сопротивления горячей деформации сплава Ti-3A1-2.5V с учетом температурного диапазона полного полиморфного превращения (ТППП) и прироста температуры в процессе пластической деформации [5]. Для этого использовали многофункциональный исследовательский комплексе «01ееЬ1е 3800», с применением программы «Origiapш 8.5.1» для обработки экспериментальных данных.
Нагрев проводили прямым пропусканием тока через образец до температуры испытания в диапазоне от 800 до 925 °С с шагом 25 °С, далее производили выдержку в течении 5 мин. (для уменьшения перепада температур по длине образца), после чего осуществляли деформацию со скоростями 1 и 10 с-1 до степени деформации 1,2. Температуру металла контролировали с помощью хро-
мель-алюмелевой термопары, приваренной к центральной части образца. С целью уменьшения сил трения между бойком и образцом, а также для уменьшения перепада температуры по длине образца, использовали графитовую фольгу. Для уменьшения окисления металла испытания проводились в вакууме.
Для оценки однородности свойств металла по сечению заготовки использовали следующие режимы проведения испытаний на осадку: температура нагрева (Т - от 800 до 950 °С, степень деформации (е) - до 1,2, скорость деформации (П) - 1 и 10 с-1. Так, на рис. 3 представлены кривые течения металла с учетом указанных режимов деформации. В соответствии с представленными на рис. 3 кривыми течения металла, можно заключить, что с увеличением скорости деформации с 1 с-1 до 10 с-1 величина сопротивления деформации повышается примерно на 25%.
-0,4 -0,6 -0,8 -1,0 Истинная деформация
800 825 850 900 925
-0.4 -0.6 -0.8 -1.0 Истинная деформация
800 825 850 875 925
0,0
-0,2
-1,2
-1,4
0.0
-0.2
-1.2
-1.4
-0,4 -0,6 -0,8 -1,0 Истинная деформация
800 825 850 900 925
Поперечные образцы, скорость деформации 10 с-1
Истинная деформация
825 875 900 925 950
0,0
-0,2
-1,2
-1,4
Рис. 3. Кривые течения металла заготовки диаметром 195 мм из сплава Т1-3Л1-2.5У (е = 1,2; и = 1, 10 с-1)
Вместе с этим, при температуре 825 °С, вне зависимости от скорости деформации (и), напряжения достигают пиковых значений за счет деформационного упрочнения, после чего происходит их уменьшение, свидетельствующее о протекании процессов разупрочнения.
С целью сравнения значений сопротивления деформации, в частности, по максимальным значениям, на рис. 4 представлены графики изменения величины сопротивления деформации в зависимости от температуры нагрева образцов для и =1 и 10 с-1 при е = 1,2.
Для установления природы рассмотренных выше процессов, дополнительно проводили микроструктурные исследования подвергнутых деформации образцов. Так на рис. 5 представлены микроструктуры образцов, подвергнутых деформации при температурах: 825, 875, 925 °С.
При нагреве металла ниже ТППП псевдо-а-титановый сплав имеет мелкозернистую структуру,
состоящую из вытянутых а-зерен (рис. 5, а, б). При нагреве до температуры 925 °С в структуре сплава после деформации фиксируется только мартенсит (рис. 5, в), что позволяет сделать вывод о том, что в процессе исследования имело место превышение величины температуры ТППП.
Для оценки однородности свойств металла по сечению заготовки проводили также испытания на продольных и поперечных образцах, отобранных от центра, середины и периферийной части заготовки, при нагреве до температуры 850 °С и при скорости деформации 10 с-1. Результаты приведены на рис. 6, из которого следует, что свойства металла различны по сечению заготовки, а различие в значениях величины сопротивления деформации (± 25 МПа) является свидетельством различных прочностных свойств металла по сечению заготовки [6-9].
-,---,-,-,-,-1-,-1-,-1-,-,-г- -1-'-1-'-1-■-1-'-1-'-1-■-1-'
800 825 850 875 900 925 950 ™ »25 850 875 900 925 950
Температура, °С Температура, "С
Рис. 4. Графическая зависимость максимальных значений сопротивления деформации от температуры нагрева образцов (U = 1, 10 с-1)
' V - *
' "J? НЯЕЭбжД» j? ' •••• ч
Рис. 5. Микроструктура образца деформированного при температуре : (а) - 825 °С; (б) - 875 °С (в) - 925 °С
: деформация
Рис. 6. Кривые течения металла образцов, отобранных от заготовки в радиальном направлении: 1, 4 - периферия; 2, 5 - центр (ось симметрии заготовки); 3, 6 - середина (половина радиуса заготовки)
Существенная асимметрия величины сопротивления деформации металла в двух взаимно перпендикулярных направлениях относительно оси трубной заготовки, наблюдающаяся на рис. 6, может быть связана с недостаточной проработкой структуры.
Непрерывный контроль температуры образцов во всей серии испытаний позволил оценить величину изменения температуры в зависимости от условий деформации. Так на рис. 7 показано изменение температуры металла в зависимости от величины деформации.
На рис. 8 показана степень разогрева материала заготовки сплава Т1-3Л1-2.5У в зависимости от скорости и температуры испытаний, что, важно учитывать при разработке технологии горячего прессования.
Рис. 7. Изменение температуры в процессе Деформации (Т> = 850 °С, и = 10 с-1)
Рис. 8. Изменение температуры образцов материала заготовки из сплава Ti-3Л1-2.5V в процессе горячей деформации
При определении максимального (пикового) усилия прессования в температурном интервале от 825 до 850 °С, следует использовать максимальное значение сопротивления деформации. Так, согласно кривым течения металла, представленным на рис. 3, при скорости деформации, равной 10 с-1, максимальное значение сопротивления деформации для температуры 825 °С составляет с^ах= 215,0 МПа, а максимальное значение сопротивления деформации для температуры 850 °С -с^ах = 180,0 МПа.
Максимальное усилие прессования определялось с использованием зависимости Ж. Сежурнэ [10]:
4/1
где Ик - диаметр втулки контейнера трубопро-
фильного пресса, мм; ^ - диаметр пресс-иглы,
мм; / - коэффициент трения на поверхностях
контакта металла с инструментом; I - длина гильзы в контейнере трубопрофильного пресса в под-прессованном состоянии, мм.
Приведенная выше зависимость, хорошо зарекомендовала себя при определении усилия прессования труб из высоколегированных сталей и сплавов [11].
Значения переменных величин, входящих в формулу для расчета усилия прессования, для труб размерами: 90,0*20,0 и 90,0*23,5 мм представлены в табл. 1.
Таблица 1 Значения переменных зависимости для
Размеры труб, мм 90,0*20,0 | 90,0*23,5
Ик, мм 195
^и ,мм 49,2 42,1
/ [6]: 0,02
1, мм ~ 830
о85°, МПа 180
6,08 5,68
В табл. 2 представлены результаты расчета пикового усилия прессования труб размерами: 90,0*20,0 и 90,0*23,5 мм из сплава Т1-3Л1-2.5У для температур 825 и 850 °С.
Таблица 2 Результаты расчета пикового усилия
Температура пластической деформации, °С Размер труб, мм
90,0*20,0 90,0*23,5
825 17,1 МН 16,4 МН
850 14,3 МН 13,7 МН
Выбранный режим нагрева заготовок до интервала температур от 820 до 860 °С, определен, в том числе, с учетом разогрева металла в процессе пластической деформации. Полученная кривая из-
менения температуры металла в процессе деформации до степени деформации 1,2 представлена на рис. 9.
Рис. 9. Характер изменения температуры металла образца в процессе пластической деформации со степенью 1,2
В соответствии с графической зависимостью, представленной на рис. 9, можно заключить, что при степени деформации 1,2 температура металла увеличивается примерно на 27 °С. Следовательно, выбранный интервал температур пластической деформации исключает возможность полного полиморфного превращения.
В основу разработки технологии холодной прокатки легло экспериментальное исследование процесса холодной деформации. Целью исследования являлась оценка влияния термической обработки на формирование механических свойств сплава Т1-3Л1-2.5У
Исследование влияния степени холодной деформации сплава Т1-3Л1-2.5У на изменение его механических свойств было реализовано прокаткой в двухвалковой клети по схеме калибровки «овал-овал» с диаметром валков 110 мм. Следует отметить, что данный процесс обработки давлением в большей степени схож со схемой напряженного состояния реального процесса прокатки на стане ХПТ и позволяет получить сравнительно качественный результат.
Холодную деформацию вели в режиме последовательного увеличения величины обжатия. Согласно результатам исследования по определению температуры фазовых превращений а также принимая во внимание имеющийся опыт, в рамках данного экспериментального исследования вакуумная термическая обработка сплава Т1-3Л1-2.5У была реализована по режиму, представленному в
табл. 3.
Таблица 3
Режим вакуумной термической обработки сплава Ti-3Л1-2.5V
Температура, °С Время выдержки, мин Величина вакуума, Па (мм. рт. ст.) Охлаждение
печи нагрева сплава
780 730-760 120 не менее 2,0*10-3(0,267) В муфеле под вакуумом до температуры не более 300 °С
В качестве исходного материала использовали патрубки из сплава Ti-3Al-2.5V, отобранные от горячепрессованной трубной заготовки, далее производился отбор цилиндрических прутков диаметром 10,5 мм и длиной 250 мм в количестве 12 шт.
От прутков после заключительной термической обработки отбирали
пропорциональные цилиндрические образцы для проведения испытания на статическое растяжение при комнатной температуре в соответствии с ГОСТ 1497. Испытания на статическое растяжение проводили на разрывной машине ССИ MTS Insight 100.
Результаты исследования влияния термической обработки сплава Ti-3Al-2.5V на формирование его механических свойств, представлены на рис. 10,
на котором приведены средние фактические значения временного сопротивления а в, предела текучести
а т , относительно удлинения 5 сплава Т1-3А1-2.5У
от степени холодной деформации е в сравнении с предъявляемыми требованиями.
Анализ представленных данных показал, что проведение вакуумной термической обработки согласно режиму по табл. 3 гарантированно обеспечивает требования к механическим свойствам конечной продукции ТКБХ. При этом не зависимо от фактической степени холодной деформации термическая обработка обеспечивает практически одинаковую степень восстановления механических свойств деформированного сплава.
È 700
0 600
pî
|Г 500
£-400
3! * 3 * X ж
20 40 60
Степень деформации. ss%
= 3
30
25
-20
10
80
(а)
§■ «
о и 05
0
1
и £
800
g 700 £
с 600
500
Ж X х
к ; « » *
20 40 60
Степень деформации, а, %
80
(б)
с X * Î $ X
20 40 60
Степень деформации, е, %
80
(в)
X - схема I: ТО -> ХД -> ТО; Ж - схема II: ХД ТО
Рис. 10. Фактические средние значения механических свойств сплава Т1-3Л1-2.5У в зависимости от степени холодной деформации: а - временное сопротивление а в; б - предел текучести а т ;
в - относительное удлинение 5
Таким образом, в результате проведенной работы, определена технологическая возможность изготовления нового вида бесшовных труб из титанового сплава Ti-3Al-2.5V, а так же используя результаты исследований, в промышленных условиях реализована технология TREX (Tube Rolling Extrusion).
Список литература
1. Колачев, Б.А. Металловедение титана и его сплавов / Б.А. Колачев, С.Г. Глазунова. - М.: Металлургия, 1992. - 352 с.
2. Исследование деформационной способности титанового сплава Ti-3Al-2.5V и оценка технологической возможности изготовления горячепрессованных труб из него / Я. И. Космацкий [и др.] // Титан. - 2016. - № 2. - С. 18-22.
3. Аношкин, Н.Ф. Металлография титановых сплавов / Н.Ф. Аношкин, Г.А. Бочвар, В.А. Ливанова.-М.: Металлургия, 1980. - 464 с.
4. Boyer, R. Titanium Alloys / R. Boyer, G. Welsch, E.W. Collings. - ASM International. The Material Information Society. 1994, 1176 p. 5.
5. Ерманок, М.З. Прессование титановых сплавов / М.З. Ерманок, Ю.П. Соболев, А. А. Гельман. - М.: «Металлургия», 1979. - 264 с.
6. Космацкий, Я.И. Силовые параметры прессования труб из центробежно-литой заготовки стали 08Х18Н10Т / Я.И. Космацкий, А.В. Выдрин, Б.В. Барич-ко // Металлург: Научно-технический и производственный журнал. - 2011. - № 4. - С. 65-66.
7. Космацкий, Я.И. Оценка технологической возможности изготовления горячепрессованных труб из центробежнолитой трубной заготовки из стали AISI 321 / Я.И. Космацкий, Б.В. Баричко, А.М. Зубков и др. // Бюллетень «Черная металлургия». - 2014. - № 1. - С. 58-63.
8. Баричко, Б.В. Исследование свойств центробежной трубной заготовки из стали 08Х18Н10Т / Б.В. Баричко, Я.И. Космацкий, С.В. Рущиц и др. // Металлург. - 2013. - № 4. - С. 59-62.
9. Фокин Н.В. Исследование деформационной способности нового высоколегированного сплава и разработка технологии горячего прессования труб из него / Н.В. Фокин, Я.И. Космацкий, С.А. Денисюк // Вестник МГТУ им. Г.И. Носова. - 2015. - № 4. - С. 27-33.
10. Перлин И.Л. Теория прессования металлов / И.Л. Перлин, Л.Х. Райтбарг. - М.: Металлургия, 1975. -263 с.
11. Свидетельство о государственной регистрации баз данных № 2015621375. База данных для изготовления труб из высоколегированных сталей и сплавов методом горячего прессования («БТЕХ») / Я.И. Космацкий, Б.В. Баричко, Н.В. Фокин и др. - № 2015620961; заявл. 21.07.2015; опубл. 08.09.2015. - 1 с.
УДК 621.771
Мезин И.Ю., Лимарев А.С., Ушаков М.Ю.
АНАЛИЗ ТРЕБОВАНИИ К ПОТРЕБИТЕЛЬСКИМ СВОЙСТВАМ РЕЛЬСОВЫХ СКРЕПЛЕНИЙ И УСЛОВИЯМ ПРОИЗВОДСТВА
ПРУЖИННЫХ КЛЕММ
Аннотация. В статье рассмотрены требования, предъявляемые к рельсовым железнодорожным скреплениям. Промежуточные рельсовые скрепления предназначены для надежного соединения рельсов с подрельсовым основанием и обеспечения электрической изоляции рельсовых нитей на участках с автоблокировкой и электротягой. Представлены разновидности конструкций рельсовых скреплений используемых на территории России. Рассмотрены перспективы развития производства железнодорожных скреплений на ОАО ММК-МЕТИЗ.
Ключевые слова: пружинные клеммы, рельсовые скрепления, качество продукции, метизное производство, болтовое скрепление
В условиях современного развития экономических связей роль отечественного железнодорожного транспорта, являющегося основным перевозчиком внутри России, будет только возрастать. Одной из основных причин популярности железнодорожных перевозок является их надежность и безопасность, которые зависят от всех элементов составляющих систему железнодорожного транспорта. Следует отметить, что в связи с увеличением массы подвижного состава, повышением скорости и интенсивности движения поездов, значительно повысились нагрузки на магистральные железнодорожные пути, включая все его компоненты. Безопасность движения и затраты на содержание железнодорожного пути в значительной мере зависят от эксплуатационных характеристик и уровня качества верхнего строения пути, которое служит для направления движения подвижного состава, восприятия силовых воздействий от колес и передачи их на нижнее строение.
Верхнее строение пути представляет собой комплексную конструкцию, включающую в себя балластный слой, шпалы, рельсы, промежуточные рельсовые скрепления (в т.ч. противоугоны), стрелочные переводы, глухие пересечения, мостовые и переводные брусья. Промежуточные рельсовые скрепления предназначены для надежного соединения рельсов с подрельсовым основанием (шпалами, брусьями, монолитным основанием и т.д.) и обеспечения электрической изоляции рельсовых нитей на участках с автоблокировкой и электротя-
гой. Такие скрепления должны соответствовать следующим требованиям [1]:
• обеспечивать стабильность ширины колеи. Требование обеспечения стабильности ширины колеи важно и очевидно, оно прямо связано с обеспечением безопасности движения поездов;
создавать необходимое прижатие рельсов к основанию, исключающее отрыв и угон рельсов. Нарушение требования по обеспечению достаточности прижатия рельсов к основанию приводит к отрыву рельсов от шпал при укладке или разборке пути, а также при его подъеме при проведении вы-правочных работ. Обусловлено это гниением деревянных шпал, разрушением дюбелей, недостаточной прочностью и коррозией прикрепителей на железобетонных основаниях. Угон рельсов приводит к изменению их напряженно-деформированного состояния, что может вызвать выброс пути при повышении температуры и разрыв стыков при ее понижении, а также может происходить смещение и перекос шпал, выпадение под-рельсовых прокладок. Ликвидация последствий угона рельсов сопряжена с выполнением сложных и трудоемких работ по регулировке зазоров и разрядке температурных напряжений в рельсовых плетях;
• формировать оптимальные условия температурной работы рельсов. Требование оптимизации температурной работы рельсов также связано с величиной усилий прижатия их к основанию. Практика эксплуатации железных дорог показывает, что
