Влияние контролируемой прокатки на циклическую трещиностойкость низкоуглеродистой стали

Влияние контролируемой прокатки на циклическую трещиностойкость низкоуглеродистой стали.

В основных направлениях экономического и социального развития СССР на 1986-1990 годы и на период до 2000 года указано, что важнейшей задачей промышленности является повышение качества продукции на основе использования достижений научно-технического прогресса за счет создания и внедрения в производство принципиально новой техники, материалов и прогрессивной технологии. В черной металлургии главным направлением дальнейшего развития должно стать коренное улучшение качества и увеличение выпуска эффективных видов металлопродукции.

Основным конструкционным материалом является лист из низколегированных сталей. Резко возросшие в последние годы требования, предъявляемые к механическим и технологическим свойствам низколегированных сталей привели к разработке новых сталей и технологии контролируемой прокатки(1).

Контролируемая прокатка представляет собой разновидность процесса высокотемпературной термомеханической обработки сталей и сплавов, характеризующегося регламентированным, в зависимости от химического состава, условиями нагрева металла, температурными и деформационными параметрами процесса и заданными режимами охлаждения металла на различной стадии пластической обработки, результатом чего является получение структуры, при которой увеличивается прочность и вязкость металла. Эта технология позволяет получать оптимальные сочетания прочностных и вязких свойств готового проката без использования термической обработки и при более низком расходе дефицитных легирующих добавок(2).

Основной принцип контролируемой прокатки заключается в измельчение аустенитного, а следовательно, и ферритного зерна, что приводит к одновременному повышению прочности и вязкости стали. Решающая роль при этом отводится температурным условиям процесса. При ограничении деформации только в аустенитной области можно выделить три диапазона температуры в соответствии с ее влиянием на структуру стали. Деформация при температуре выше 1000С приводит к образованию крупных рекристаллизованных зерен аустенита, которые при полиморфном превращении образуют грубую структуру феррита и структуру верхнего бейнита. При деформации в промежуточном температурном диапазоне (от 1000 до 900С) аустенит измельчается повторяющейся рекристаллизацией в результате чего образуется мелкозернистый феррит. Деформация ниже температуры рекристаллизации (ниже 900С) способствует получению мелкозернистой ферритной структуры(2).

При температуре деформации в области + различают три стадии контролируемой прокатки: деформация в зоне рекристаллизации аустенита, деформация некристаллизующегося аустенита и деформация в двухфазной аустенитно-ферритной области (3). Исследования (4) показали, что в процессе прокатки в чистовой клетки при температуре ниже Аr3 на механические свойства оказывает влияние дислокационное, субструктурное и текстурное упрочнение.

Основные различия между обычной и контролируемой прокаткой состоит в том, что при контролируемой прокатке деформационные полосы разделяют аустенитные зерна на несколько блоков. Граница каждого блока является источником зарождения ферритных зерен. В результате из аустенитного зерна одинаковой величины при контролируемой прокатке образуются более мелкие ферритные зерна, чем при обычной горячей прокатке, когда зарождение ферритных зерен осуществляется на границах аустенитных. Кроме того, увеличение числа активных центров зарождения феррита ускоряет процесс -превращения, в результате чего снижается вероятность выделения бейнитной структуры, придающей низкую вязкость стали.

Контролируемую прокатку листов осуществляют на толстолистовых и непрерывных широкополосных станах. На широкополосных станах полоса после завершения прокатки быстро охлаждается на отводящем рольганге, а затем медленно в рулоне. Прокатка в черновых и чистовых клетях осуществляется с большими частными обжатиями и малыми паузами между проходами. Прокатка полос в черновых клетях осуществляется в зоне рекристаллизации, а в чистовых – в области, где процесс рекристаллизации не протекает. Суммарное обжатие и температура раската при прокатке в чистовых клетях ограничены. Выдержка полос в рулоне после смотки способствует увеличению предела текучести.

Целью настоящих исследований являлся выбор наиболее оптимальных режимов контролируемой прокатки полос из низкоуглеродистой стали 3.

Материал и методика исследований.

Материал для исследования. В качестве материала для исследований использовали сталь 3 после различных режимов контролируемой прокатке. Режимы прокатки приведены в таблице 1. В каждом проходе давали деформацию 10%. Заготовки под прокатку имели размер 50х50х200 мм (материал 3) и 50х100х200 мм (материал 4). В маркировке образцов первая цифра указывает на номер материала, а вторая на режим прокатки. Механические свойства материала после различных режимов контролируемой прокатки приведены в таблице 2.

Тип образцов. Для определения стандартных механических свойств (0.2, , ) использовали плоские образцы по ГОСТ (рис. 1), вырезанных вдоль направления прокатки. Построение кривой усталости проводили на аналогичных образцах. Для построения кинетических диаграмм усталостного разрушения использовали компактные образцы по методическим указаниям(5) (рис. 2) вырезанных так, чтобы трещина распространялась поперек направления прокатки. Для исследования кинетики роста малых трещин использовали образцы со сферической лункой по обеим сторонам образца (рис. 3). Коэффициенты концентрации t по Нейберу составляли 1,25(6). Такая форма образцов для исследования малых усталостных трещин позволяет локализовать места зарождения малых трещин.

ТАБЛИЦА 1.

Режимы контролируемой прокатки стали 3 и 09Г2С

№ Тн.п0С Режимы деформации

(толщина после прохода, мм) Режимы охлаждения

0 1150 50403226211714119 Охлаждение на воздухе

2 1150 504032262117

1714119 950 0С, охл. 3с в воде до 800 0С

750 0С, охл. 2с в воде до 600 0С

и охл. с печью

3 1150 504032262117

1714119 охл. 3с в воде до 800 0С

охл. в воде

8 1150 504032262117

1714119

98 охл. 3с в воде до 800 0С

охл. 2с в воде до 560 – 600 0С

и охл. с печью

Методика исследований. Испытания на растяжение проводили на испытательной машине “Instron 1185“ со скоростью нагружения 1 мм/мин. На образец прикрепляли датчик деформации с базой 35 мм для построения зависимости Р-. Построение истиной диаграммы статического разрушения ист-ист не производилось в связи с большими методическими трудностями определения момента и места образования шейки на образцах. Разрушение почти всегда происходит посередине рабочего сечения. Размеры поперечного сечения образца определяли микрометром МК 60-5 с погрешностью 0,01 мм. Погрешность определения нагрузки составляла 100 Н, а удлинения 0,01 мм. Таким образом, погрешность определения напряжения составляла 1 МПа, а удлинение 1%.

Исследование сопротивления материала распространению данных и малых усталостных трещин проводили на электромагнитной резонансной установке Instron 1603. Для определения зависимости длины данной усталостной трещины от числа циклов нагружения боковую поверхность компактного образца (рис. 2) полировали и на нее наносили риски алмазной иглой с шагом 0.5 мм на длине 15 мм, а затем с шагом 1 мм. Такая разметка позволяет более равномерное распределение экспериментальных точек на зависимости l=f(N), что в свою очередь повышает точность определения значений скорости роста усталостной трещины на всем протяжении ее роста.

Измерение длины трещины проводили с помощью оптического микроскопа с увеличением х10 непосредственно а процессе испытаний используя стробоскопическое освещение. Точность измерения составляла нагружения R=0,1. Определение порогового коэффициента интенсивности напряжений Кth проводили методом ступенчатого понижения нагрузки на 10-13% на начальном этапе испытания, а в припороговой области на 5%. За значение Кth принимали такое значение К, при котором скорость роста усталостной трещины была порядка 10 -9 м/цикл.

Определение скорости роста усталостной трещины осуществляли с помощью интерполяционного кубического сплайна. Погрешность определения приращения трещины составляла не более 5% и, следовательно, по работе(7) ошибка вычисления скорости роста трещины не превышала 5%. Для построения кинетической диаграммы усталостного разрушения размах коэффициента интенсивности напряжений вычисляли по формуле(5):

где F- размах приложенной нагрузки, В- расстояние от оси приложения силы до края образца, - отношение длины трещины, отмеренной от оси приложения силы, к В, t- толщина образца, Y- поправочная функция, учитывающая геометрию и размеры образца. Y- вычисляется по формуле(5):

Скорость роста малых трещин определяли с помощью метода секущих, вследствие малого количества экспериментальных значений длины трещины. Лунки в образцах получали электроискровым способом. Перед проведением эксперимента образца электрохимически полировались до получения зеркальной поверхности. Для обнаружения трещины и измерения ее длины в процессе нагружения образцы снимались с испытательной