Влияние интенсификации охлаждения после различных видов нагрева на прокаливаемость и закаливаемость углеродистых нелегированных сталей

Н. В. Зимин, канд. техн. наук,
Всероссийский научно-исследовательский институт токов высокой частоты
им. В. П. Вологдина (Санкт-Петербург)

В статье рассматриваются вопросы интенсификации охлаждения в верхнем и нижнем температурных интервалах превращений (аустенито-перлитном и аустенито-мартенситном) после нагрева до температур гомогенизации углеродистых нелегированных сталей. На примере сталей Ст25, Ст45 и У8 оценивается влияние скоростей охлаждения в этих интервалах на их прокаливаемость и закаливаемость. Даются рекомендации по наиболее рациональному использованию охлаждающих среди систем при различных видах термической обработки.

Введение

Проведенные во ВНИИТВЧ исследования особенностей протекания процессов аустенитизации при индукционном нагреве под термическую обработку различных сталей позволили установить зависимости реальных размеров аустенитных зерен к концу нагрева от таких параметров как исходная структура стали, содержание в ней углерода, скорость нагрева и оптимальная температура, характеризуемая этапами аустенитизации и гомогенизации структуры.

Важность этих параметров очень велика, но без учета охлаждения полного представления об эффективности термической обработки стальных изделий получить нельзя. Условиями охлаждения определяются две важнейшие характеристики термообрабатываемых изделий — прокаливаемость и закаливаемость. Известно, что прокаливаемость представляет собой способность стали закаливаться на мартенсит на определенную глубину, а закаливаемость — не что иное, как способность стали достигать максимальной твердости на поверхности и сохранять ее до некоторой глубины.

Прокаливаемость стали оценивается скоростью охлаждения в области температур минимальной устойчивости аустенита в интервале 700-500 °С, обозначаемой индексом стали оценивается скоростью охлаждения в области температур протекания мартенситного превращения в интервале 300-200 °С, обозначаемой индексом Vкр700-500°С/с.

На рис. 1 представлена зависимость критических скоростей охлаждения от содержания углерода в стали (для нелегированных сталей), полученная по многочисленным литературным данным [1].

На основе общепринятых данных во ВНИИТВЧ были проведены специальные исследования по изучению влияния данных скоростей на прокаливаемость и закаливаемость различных сталей в результате нагрева традиционными и индукционными (ускоренными, скоростными) методами [2, 3]. Кроме того были изучены различные охлаждающие среды и методы их подачи на охлаждаемую поверхность стальных изделий с точки зрения достижения с их помощью необходимых скоростей в обоих температурных интервалах превращения [2-4].

Методика проведения исследований

Исследования проводились на нелегированных углеродистых сталях марок 20, 25, 30, 35, 40, 45, 50, 55 и У8. Выбирались плавки с практически одинаковым количеством естественных добавок (Mn, Si, Cr, Ni, Cu, P, S) минимального процентного состава во всех исследовавшихся марках. Использовали заготовки в виде прутков диаметром 15-30 мм и трубы диаметром 30-150 мм с толщинами стенок 1-10 мм (аналоги односторонне охлаждаемых пластин).

Нагрев осуществляли как традиционным, так и индукционным (умеренным, ускоренным, скоростным) методами. Для нагрева использовали источники питания с частотой 1000-8000 Гц. Температуры нагрева выбирались в диапазоне 700-1100 °С.

Охлаждающие способности различных сред и систем, их параметры и соответствие реальным процессам теплоотвода изучались и оценивались по методикам, приведенным в работах [2-4]. Металлографический анализ структур выполнялся при увеличении от х100 до х1000.

Результаты исследований и их обсуждение

Скорости охлаждения разных сталей в верхнем температурном интервале превращения и их связь с охлаждающей способностью различных закалочных сред и систем.

Поскольку прокаливаемость сталей в большей степени зависит от условий и интенсивности охлаждения при закалке представляло интерес классифицировать охлаждающую способность различных сред и систем с точки зрения ее воздействия на скорости охлаждения конкретных изделий (прутков, труб, пластин) в верхнем температурном интервале превращения. Безусловно, наибольший интерес представлял душевой метод охлаждения, как самый интенсивный, а значит и эффективный с точки зрения прокаливаемости стальных изделий.

Первые исследования душевого метода охлаждения были проведены в НИИТВЧ в начале 60-х гг. XX в., а более полные — в 1966-1970-х гг. [2-4]. В этот же период появились исследования К. 3. Шепеляковского [5]. На основании этих работ в качестве характеристики охлаждающей способности душа был предложен эквивалентный коэффициент теплоотдачи аэкв [ккал/(м2ч°С) или вт/(м2°С)] [4-6]. В практике термической обработки различных изделий из разных сталей он убедительно показал правомочность своего использования для множества закалочных сред, используемых для охлаждения как погружением в них, так и в виде душа. Была найдена достаточно простая зависимость эквивалентного коэффициента теплоотдачи от расхода жидкости М, м3/(см2), и построены номограммы для различных вариантов охлаждения [6].

Исследования последних лет были направлены на установление взаимосвязи охлаждающей способности различных сред и систем (аэкв) со скоростями охлаждения центров цилиндрических стальных изделий и внутренних поверхностей плоских стальных изделий в верхнем температурном интервале превращения Vохл500-700. Значимость такой работы состояла в том, что благодаря установлению этой зависимости для изделий различной формы из разных марок стали появлялась возможность определить их реальную прокаливаемость на мартенсит и до полумартенситной твердости. Полученная зависимость представлена на рис. 2.

Данные по аэкв, приведенные на рис. 2, по существу представляют собой классификацию охлаждающих сред и систем, широко используемых в практике термической обработки стали. Сжатый воздух и масляная ванна — наиболее мягкие охлаждающие среды [αэкв = 500-3000 Вт/(м2 °С)]; водные растворы многочисленных органических и неорганических соединений и водная ванна (спокойная и перемешиваемая) — среды, позволяющие создавать более интенсивное охлаждение [αэкв= 800-6000 Вт/(м2°С)].

Более эффективными охлаждающими средами [αэкв= 3000-10 000 Вт/(м2 °С)] являются масляный душ и водо-воздушная смесь, так называемое форсуночное охлаждение, новый способ, находящий сегодня все более широкое применение. Продольный и перпендикулярный водные потоки и душ водных растворов различных соединений — системы, обеспечивающие повышение интенсивности теплоотвода до αэкв = 14 000-20 000 Вт/(м2 °С). И, наконец, водный душ, позволяющий регулировать охлаждающую способность в наиболее широком диапазоне величин и достигать максимальных значений интенсивности теплоотвода (из всех существующих на сегодня закалочных сред и систем), — αэкв = 5000-50 000 Вт/(м2 °С) (в производстве) и αэкв ~ 100 000 Вт/(м2 °С) (в лабораторных условиях).

Направление кривых на рис. 2 свидетельствует о том, что чем массивнее охлаждаемое изделие, тем в большей степени снижается эффективность охлаждения по мере роста абсолютных значений охлаждающей способности душа. Это объясняется физической природой процесса охлаждения и размерами и формой изделий.

Поскольку процесс охлаждения стального изделия практически любой средой и системой протекает в три стадии — пленочное и пузырчатое кипение и конвективный теплообмен — изделие в процессе остывания получает разные интенсивности теплоотвода [6]. Однако основным параметром для получения изделиями качественных результатов после термической обработки являются скорости охлаждения в интервалах аустенито-перлитного и аустенито-мартенситного превращений. Поэтому установление связи между охлаждающей способностью различных сред и систем и скоростью теплоотвода конкретных изделий, особенно в интервале температур 700-500 °С, приобретает первостепенное значение.

Анализ рис. 2 показывает, что рост охлаждающей способности среды или системы существенно повышает размер цилиндрического изделия или толщину плоского изделия, при которых может быть достигнута одна и та же скорость теплоотвода в верхнем интервале температур превращения, а прирост диаметра изделия или его толщины с сохранением одинаковых скоростей теплоотвода мало зависит от абсолютных значений этих скоростей (для конкретных сталей).



Влияние параметров нагрева и охлаждения на прокаливаемость различных сталей. Данные, полученные при анализе рис. 2, и проведенная во ВНИИТВЧ серия экспериментов позволили реально оценить влияние интенсификации процесса охлаждения на прокаливаемость прутков малого диаметра и тонкостенных труб большого диаметра (аналогов пластин) из нелегированных углеродистых сталей с различным содержанием углерода. Результаты экспериментов приведены в таблице.

Анализ таблицы позволяет сделать вывод, что со снижением критических скоростей охлаждения в верхнем температурном интервале превращения Vкр700-500 и с ростом интенсивности теплоотвода αэкв прокаливаемость стали возрастает. Причем применительно к исследовавшимся сталям снижение Vкр700-500 приблизительно в четыре раза во столько же раз повышает прокаливаемость плоских и цилиндрических изделий независимо от интенсивности их охлаждения. В то же время интенсификация охлаждения в 10 раз [водная ванна — 4000 Вт/(м2 °С) и водный душ — 40 000 Вт/(м2 °С)] повышает прокаливаемость изделий той же конфигурации приблизительно вдвое. Это свидетельствует о том, что влияние теплофизических параметров стали (коэффициентов теплопроводности X и температуропроводности а) на прокаливаемость более весомо, чем теплофизических параметров охлаждающих сред и систем (их коэффициентов теплоотдачи аэкв).

Критические скорости в верхнем температурном интервале охлаждения в воду и водным душем после индукционного нагрева и максимальные размеры образцов из различных сталей, закаленных на мартенситную структуру (δмарт, Dмарт) и до полумартенситной твердости (δзак, Dзак)



Значительный интерес представляют данные о прокаливаемости исследовавшихся сталей на мартенсит и до так называемой полумартенситной твердости (δмарт, Dмарт, δзак, Dзак). По данным таблицы видно, что при закалке погружением в воду переходная зона (от чисто мартенситной до полумартенситной) для всех исследовавшихся сталей не превышает 30 % глубины всего закаленного слоя (сечения). При этом в низкоуглеродистых сталях (с содержанием углерода до 0,35 %) она наибольшая — 28-25 %, а в сталях Ст45, Ст55 и У8 она несколько меньше — 23-22 %. Однако наиболее важным является тот факт, что при охлаждении интенсивным водным душем помимо того, что возрастает общая глубина закалки сталей, переходная зона, хотя и растет, оказывается более узкой и применительно к тем же сталям составляет соответственно 20-18 % и 17-16 % глубины всего закаленного слоя (сечения). Таким образом, можно сделать вывод, что интенсификация охлаждения способствует увеличению прокаливаемости всех исследовавшихся сталей на мартенсит и обеспечивает получение большего эффекта при закалке.

Возможность сокращения протяженности зоны переходной твердости после закалки водным душем особенно важна при поверхностном (индукционном) нагреве изделий из различных сталей, поскольку позволяет регулировать соотношение глубин мартенситного и переходного слоев и обеспечивать нужное качество (долговечность в работе) поверхностно закаленных изделий.

Следует отметить, что некоторое дополнительное увеличение прокаливаемости сталей может быть достигнуто применением глубинного индукционного нагрева, учитывающего возможности увеличения горячей глубины проникновения тока при нагреве на более низкой частоте [6-7]. Эффективность такого метода нагрева очевидна и, по данным ВНИИТВЧ, может обеспечить повышение прокаливаемости на 10-15 %, что особенно важно для слабо калящихся сталей (низко- и среднеуглеродистых нелегированных) [6-7].

Проведенные исследования позволили установить связь между скоростями охлаждения в верхнем температурном интервале превращения, обеспечивающими получение тех или иных структур, и их твердостями применительно к различным сталям (по содержанию в них углерода). Полученная зависимость представлена на рис. 3.

Направление кривых на рис. 3 позволяет сделать вывод, что достижение в верхнем температурном интервале превращения стальных заготовок скоростей охлаждения, обозначенных индексом Vкр.minmart , приводит к образованию мартенсита, но не максимальной твердости, которая могла бы быть получена на всех исследовавшихся сталях (HRCminmart). При меньшей, вполне определенной скорости охлаждения (Vкрзак), в этом интервале температур достигается так называемая полумартенситная твердость, соответствующая твердости границы закаленного слоя (HRCзак).

При охлаждении заготовок в этом же интервале температур со скоростями от Vкрзак до Vкрprt+frt (см. рис. 3) в каждой стали могут быть получены структуры троостита, сорбита и их смеси с соответствующими значениями твердости HRCfrt и HRCsrt. При еще меньших скоростях охлаждения образуются тонкие структуры перлита, феррита и их смеси со своими, вполне определенными твердостями HRCprt и HRCfrt.

Таким образом, проведенные исследования позволили установить роль скорости охлаждения в верхнем температурном интервале превращения на процессы структурообразования и твердость различных сталей (по содержанию в них углерода) и указать факторы, которые в наибольшей степени оказывают влияние на них, а значит и на прокаливаемость стали и изделий из нее.

Следует отметить еще один фактор влияния скоростей охлаждения в верхнем температурном интервале превращения, мало влияющий на прокаливаемость стали, но заметно сказывающийся на ее закаливаемости. Известно, что устойчивость аустенита при охлаждении сохраняется до определенной температуры Аr1, мало зависящей от содержания углерода в стали (имеются в виду нелегированные и низколегированные стали), равной 700-670 °С и почти не зависящей от условий охлаждения [1]. Однако в результате широкого применения охлаждения водным душем было установлено, что эта температура зависит от интенсивности теплоотвода в целом и скорости охлаждения в верхнем температурном интервале [6-7]. В процессе эксперимента была найдена зависимость температуры сохранения устойчивости аустенита (температуры подавления его распада) от скорости охлаждения стали в верхнем температурном интервале превращения (рис. 4). Анализ рис. 4 позволяет сделать вывод, что с увеличением Vохл700-500 до 1000 °С происходит снижение Аr1 690 до 500 °С, после чего Ar1 перестает зависеть от Vохл700-500

Влияние параметров нагрева и охлаждения на закаливаемость сталей. Поскольку температура начала распада аустенита исследовавшихся сталей при интенсивном охлаждении снижается до 500 °С, она оказывается максимально приближенной к температуре начала образования мартенсита, особенно в низко- и среднеуглеродистых нелегированных и низколегированных сталях. Это означает, что образование наиболее качественного мартенсита высокой твердости становится возможным. Для этого необходимо, чтобы в слоях, где он может образоваться, были обеспечены скорости охлаждения большие Vкр300-200.

В то же время, для достижения скоростей Vmax300-200 необходимо, чтобы теплофизические параметры стали а, X и охлаждающей среды или системы аэкв позволяли обеспечить максимальные скорости теплоотвода из закаливаемого изделия (или слоя) во всем диапазоне температур его охлаждения, в том числе и в верхнем температурном интервале Vmax700-500

Исследования, проведенные во ВНИИТВЧ, позволили в этих температурных интервалах установить связь между скоростями охлаждения, обеспечивающими для разных по содержанию углерода сталей получение чистого мартенсита различной степени распада, и твердостями этого мартенсита. Полученные зависимости (номограммы) представлены на рис. 5.


Положение кривых на рис. 5 позволяет сделать вывод, что наибольшая твердость мартенсита разных сталей HRC™^ может быть достигнута только при обеспечении в закаливаемых слоях вполне конкретных скоростей теплоотвода как в верхнем, так и в нижнем температурных интервалах превращения Vmax700-500 и Vmax300-200

Минимальная твердость чисто мартенситных структур в этих сталях соответствует также вполне конкретным минимальным скоростям теплоотвода из закаливаемых слоев в тех же температурных интервалах превращения Vmin700-500 и Vmin300-200.



Направление кривых на рис. 5 показывает, что в поверхностных слоях изделий из стали У8 (в результате научно обоснованного и экспериментально подтвержденного учета условий охлаждения во всем диапазоне температур закалки) может быть получена чисто мартенситная структура с твердостью HRC 69-63. В стали 45 в этих условиях — чисто мартенситная структура с твердостью HRC = 66-58, а в стали 25 — HRC = 58-45. При традиционных методах термической обработки, в том числе и с использованием умеренного индукционного нагрева, твердость мартенсита большей частью соответствует кривой 6 на рис. 5.

Следует отметить, что зависимости, приведенные на рис. 3 и 5 не учитывают состояние структуры аустенита, получаемого при нагреве, и исходного состояния структуры стали перед термической обработкой. Подробно эти вопросы рассматривались автором в работе [8]. В то же время без этих параметров вопрос о закаливаемости различных сталей нельзя считать полностью решенным. Точно учесть их влияние достаточно сложно. Тем не менее во ВНИИТВЧ такая попытка была осуществлена. Результаты проведенной работы представлены на рис. 6.

Направления кривых отражают зависимость твердости чисто мартенситных структур от размера аустенитного зерна к моменту окончания нагрева и начала охлаждения с учетом влияния на него температуры Гауст и Тг скорости нагрева Vнсарг в интервале от Ar1 до Тзак. При этом охлаждение образцов осуществлялось с максимальной интенсивностью в верхнем температурном интервале превращения (см. рис. 5).

Эта зависимость для всех исследовавшихся сталей носит линейный характер (области 1 на рис. 6). Однако в низко- и среднеуглеродистых сталях Ст45 и Ст25 линейность кривых претерпевает излом по достижении аустенитом размера около 20 мкм, что, вероятно, обусловлено снижением чувствительности их твердости к росту игольчатости образующегося мартенсита (грубоигольчатостью).

Также положение кривых показывает ощутимое влияние на твердость «чистого» мартенсита скоростей нагрева, со снижением которых для всех исследовавшихся сталей она падает, несмотря на сохранение максимальной интенсивности охлаждения (области 2 и 3 рис. 6). Вероятно, это связано с тем, что при снижении скоростей для сохранения приблизительно тех же размеров аустенитного зерна приходится снижать температуру конца нагрева, а значит ухудшать качество формирующегося аустенита (состав, форму, однородность) [8].

Подтверждением сказанного является то, что при нагреве под термическую обработку только до температуры аустенитизации Гауст твердость поверхностных слоев образцов всех исследовавшихся сталей после охлаждения интенсивным водным душем оказывается наименьшей из возможных для «чистого» мартенсита (области 4 рис. 6). Скорость нагрева при этом влияет незначительно.

Направление кривых на рис. 6 позволяет сделать вывод, что наибольшая твердость (закаливаемость) любых сталей (даже Ст25) может быть получена только при соблюдении высоких скоростей нагрева (например, скоростного индукционного) до температур гомогенизации, соответствующих этим скоростям и конкретным маркам стали (по содержанию углерода) [8], и максимально возможных скоростей охлаждения (например, интенсивным водным душем) как в верхнем (аустенито-перлитном), так и в нижнем (аустенито-мартенситном) температурных интервалах превращения (см. рис. 6).

При соблюдении этих же условий могут быть достигнуты наибольшая глубина слоя закаленного на максимальную твердость мартенсита, глубина слоя мартенсита различной степени разупрочнения, а также ширина и форма переходной зоны, т. е. общая глубина закаленного слоя.

Так, например, на изделиях (прутках и трубах) из стали У8 максимальная твердость бесструктурного или мелкоигольчатого мартенсита HRC = 69-67 достигалась в слое глубиной 3,0-3,5 мм от поверхности, твердость разупрочненного (среднеигольчатого) мартенсита HRC = 67-62 до глубины 6,0-7,0 мм (т. е. в слое протяженностью 3,0-3,5 мм), а общая глубина закаленного слоя до HRC = 62-55 (мартенсит, бейнит, троостит) составляла 7,5-8,5 мм, т. е. переходная зона не превышала 1,5 мм и снижение твердости в этом слое носило выпуклый, чечевице-видный характер.

На изделиях из стали Ст45 при этом были получены следующие значения: HRC = 66-63 (бесструктурный или мелкоигольчатый мартенсит) до глубины 2,0-2,5 мм от поверхности; HRC = 63-56 (разуп-рочненный, среднеигольчатый мартенсит) до глубины 4,5-5,0 мм (в слое протяженностью 2,5 мм) и HRC = 46 (мартенсит, троостит, следы сорбита) до глубины 5,5-6,5 мм (переходная зона составляла 1,0-1,5 мм и снижение твердости в этом слое носило линейный характер).

На изделиях из стали Ст25 при соблюдении тех же условий были достигнуты следующие значения твердости мартенсита и его глубины: HRC = 57-54 (мелкоигольчатый мартенсит) до глубины 1,2-1,5 мм от поверхности; HRC = 54-47 (разупрочненный среднеигольчатый мартенсит) до глубины 2,8-3,2 мм (в слое протяженностью около 1,6-1,7 мм) и HRC = 38 (мартенсит, троостит, сорбит) до глубины 3,5-4,0 мм (переходная зона не превышала 0,7-0,8 мм и снижение твердости носило линейный и почти отвесный характер).

Таким образом, проведенные во ВНИИТВЧ многолетние исследования и их анализ позволили с наибольшей полнотой оценить влияние на прокали-ваемость и закаливаемость ряда сталей таких важнейших для практики параметров нагрева и охлаждения, как температура и скорость нагрева, размеры и качество аустенита к моменту начала закалки, скорости охлаждения в верхнем и нижнем температурных интервалах фазовых превращений, а также распределение температур по сечению закаливаемых изделий (фактор управления глубиной нагрева за счет использования токов разной частоты).

Заключение

  1. Исследовано влияние важнейших параметров охлаждения после нагрева различной интенсивности до оптимальных температур термической обработки нелегированных углеродистых сталей на их прокаливаемость и закаливаемость.
  2. Найдена связь между охлаждающей способностью различных закалочных сред и систем аэкв и скоростями охлаждения в центре сечения или на внутренней поверхности стальных изделий различной формы (прутков, труб) в верхнем температурном интервале превращения.
  3. Установлено, что прокаливаемость стали, как способность приобретать закалку на определенную глубину, помимо зависимости от природы стали (химического состава, исходной структуры, состояния поверхности) также определяется условиями нагрева (скоростью и глубиной) и охлаждения (интенсивностью и непрерывностью теплоотвода в верхнем температурном интервале превращения).
  4. Показано, что закаливаемость стали, как способность приобретать максимальную твердость на поверхности и сохранять высокую твердость на определенной глубине, помимо зависимости от природы стали, определяется также условиями нагрева (интенсивностью и полнотой протекания аустенитного превращения) и условиями охлаждения (степенью переохлаждения аустенита до начала мартенситного превращения и интенсивностью теплоотвода в нижнем температурном интервале превращения).
  5. Осуществлен наиболее полный учет влияния параметров нагрева и охлаждения изделий из различных сталей на их прокаливаемость до полумартенситной твердости и закаливаемость на мартенсит максимальной твердости.

Литература

  1. Гуляев А. П. Термическая обработка стали. — М.: Машгиз, 1960.— С. 88-145.
  2. Замятнин М. М., Зимин Н. В. Исследование охлаждения после индукционного нагрева / Промышленное применение токов высокой частоты: тр. ВНИИТВЧ. — М.; Л.: Машиностроение, 1966. — Вып. 7. — С. 222-230.
  3. Замятнин М. М., Зимин Н. В. Расчетные и экспериментальные исследования распределения скоростей охлаждения при поверхностной закалке / Применение токов высокой частоты в электротермии; под ред. проф. А. Е. Слухоцкого. — М.; Л.: Машиностроение, 1968. —С. 110-120.
  4. Зимин Н. В. Об определении коэффициента теплоотвода при спрейерной закалке и его исследовании для оценки охлаждающей способности душа / Промышленное применение токов высокой частоты: тр. ВНИИТВЧ. — М.; Л.: Машиностроение, 1970. — Вып. 11. —С. 143-151.
  5. Шепеляковский К. 3. Упрочнение деталей поверхностной закалкой при индукционном нагреве. — М.: Машиностроение, 1972. —С. 30-120.
  6. Головин Г. Ф., Зимин Н. В. Технология термической обработки металлов с применением индукционного
    нагрева / Библиотечка высокочастотника-термиста. —Л.: Машиностроение, 1979. — Вып. 3.
  7. Зимин Н. В. Структура и свойства закаленного слоя при охлаждении интенсивным душем после поверхностного нагрева // МиТОМ. — 1978. — № 1. — С. 22-27.
  8. Зимин Н. В. О влиянии температуры, скорости нагрева и исходного состояния структуры углеродистых ста
    лей на процессы образования в них аустенита // Металлообработка. — 2006. — № 1. — С. 41-47.

05.11.2011