Файл: Физические основы электротермического упрочнения стали..pdf

перехода части атомов железа в немагнитное состояние (парамагнит­ ный цементит). Если бы в интервале 300—500°С превалирующим процессом была графитизация цементита, то намагниченность в итоге возрастала бы. При повышении температуры теплого волоче­ ния до 500—550° С количество углерода, не связанного в карбиды, непрерывно увеличивается. Это, по-видимому, является следстви­ ем различного влияния пластической деформации на количество

900 град/сек основные процессы отпуска завершаются еще до нача­ ла пластической деформации, чем, вероятно, и объясняется резкое уменьшение количества углерода, связанного с дефектами кристал­ лического строения, а также графита, образующегося под влиянием теплой пластической деформации при температуре выше 550° С. Не исключено, что определенную роль в этом играют также процес­ сы снятия наклепа (отдыха, полигонизации, рекристаллизации), которые могут существенно уменьшать «емкость» деформированной матрицы по отношению к содержащемуся в ней углероду.

С целью получения дополнительной информации о причинах ускоряющего влияния теплого волочения на процессы распада мартенсита было выполнено калориметрическое исследование стали 70 в закаленном, закаленном и электроотпущенном до 250° С, зака­ ленном и после теплого волочения при 250° С состояниях с обжа­ тием 10% [116, 140]. В качестве эталона использовались образцы из отожженной стали.

На дилатометрической кривой повторного нагрева электроотпущенной до 250° С стали в области 180—240° С отмечается распад остаточного аустенита, количество которого, определенное по вели­ чине объемного эффекта, совпадает с количеством, определенным при помощи калориметрического и магнитометрического анализов. Величина объемного эффекта третьего превращения электроотпущенного образца равна величине объемного эффекта закаленной стали (2,7 • Ю - 3 ) . На дилатометрической кривой образца, подверг­ нутого теплому волочению при 300° С, не фиксируются объемные эффекты, сопровождающие первое и второе превращения при от­ пуске. Объемный эффект третьего превращения значительно мень­ ше: около 1,3 • Ю - 3 .

Аналогичные выводы сделаны на основании результатов кало­ риметрического исследования. Тепловой эффект в интервале темпе­

Увеличение теплового эффекта можно объяснить тем, что при плас­ тической деформации в момент отпуска увеличивается количество

пластичность заготовки, подвергнутой теплой пластической дефор­ мации, выше пластичности электроотпущенной заготовки. Посколь­ ку при теплом волочении закаленной стали заметно ускоряется рас­ пад мартенсита [549, 550] на всех трех стадиях отпуска, прочность, достигаемая при этом, ниже прочности заготовки после электроот­ пуска до той же температуры, причем с повышением температуры обработки прочность в обоих случаях монотонно снижается. Кривые твердости изменяются аналогично (рис. 189).

•— сталь 60.

Для изготовления проволоки обе партии заготовок подвергали волочению с одинаковыми единичными обжатиями (20%). На про­ межуточных и конечном диаметрах проволоки измерялись ее механи­ ческие свойства. На рис. 190 приведены зависимости механических свойств стальной проволоки от логарифма вытяжки при холодном волочении сталей 60 и 70. Заготовки упрочнялись теплым воло­ чением при 400 и 500° С и электроотпуском до 500 и 550° С. Штри­ ховкой отмечены свойства, удовлетворяющие техническим требова­

ниям для марок 1 и В стальной проволоки. Заметим, что различие в качестве проволоки, полученной из заготовок, обработанных по указанным методам, тем больше, чем выше суммарное обжатие. Прочность проволоки диаметром 1,2 мм значительно выше

(250 кГ/мм2) прочности проволоки из патентированной стали (180— 200 кГ/мм2). При этом проволока, изготовленная из стали, прошед­ шей теплое волочение, значительно пластичнее, она имеет меньший разброс по числу скручиваний и у нее не обнаружены признаки расслоения.

На рис. 191 представлена диаграмма прочность — пластичность

деформирование стали при холодной пластиче­ ской деформации и тем самым затрудняющего достижение высоких суммарных обжатий. Так как при электротермомеханической обработке можно получить более однородную структуру, чем при патентировании, этот способ может быть рекомен­ дован для изготовления проволоки больших диа­ метров и повышенной прочности (например, ар­

матурной проволоки). Электротермомеханическая обработка позво­ ляет успешно осуществлять упрочнение легированных сталей, так как упрочнение при этом способе обработки не связано с устой­ чивостью переохлажденного аустенита. Прочность стали может повышаться на 20—25%, при этом сохраняется необходимый уровень ее пластических свойств.

ПРИМЕНЕНИЕ ЭЛЕКТРООТПУСКД ПРИ ОБРАБОТКЕ МАШИНОСТРОИТЕЛЬНЫХ ДЕТАЛЕЙ

Применение электроконтактного нагрева, как было показано выше, может коренным образом изменить культуру производства на тер­ мических участках. Наиболее перспективными для применения это­ го способа нагрева являются изделия с постоянным электрическим сопротивлением по длине (проволока, трубы, арматура и т. п.). Для электроконтактного нагрева массивных деталей требуются то­ ки большой величины, что сопряжено с преодолением многих техни­ ческих трудностей. Кроме того, номенклатура деталей, обработка которых возможна при помощи пропускания'тока, весьма невелика, так как большинство машиностроительных деталей требует лишь

локальной обработки. Широко используемый в промышленности ме­ тод термообработки при помощи ТВЧ в большинстве случаев огра­ ничен нагревом обрабатываемых деталей под закалку. Попытки применить индукционный нагрев для отпуска часто оказываются безуспешными из-за невозможности достичь необходимой глубины нагрева, а также из-за отсутствия простых и надежных приборов для безынерционного измерения температур нагрева при скоростном отпуске. Простой расчет показывает, что глубина проникновения индукционного тока с1иил в цилиндрическую деталь, а значит и глу­ бина эффективно отпущенного слоя мартенсита, вычисляемая по упрощенной формуле

где р — удельное сопротивление нагреваемого слоя (мком • см), f — частота индукционного тока (гц), [х — магнитная проницаемость (гс/э), даже при сравнительно невысокой частоте машинных генера­ торов (2500 гц) составляет примерно 0,3—0,5 мм. Очевидно, что для отпуска деталей, имеющих глубину закаленного слоя 3—4 мм, это­ го будет недостаточно и в результате процесс отпуска произойдет лишь в тонком слое обработанной детали. Эффективную глубину отпуска можно увеличить, уменьшив скорость индукционного нагре­ ва. В этом случае необходимое для отпуска глубинных слоев тепло поступает от внешних слоев вследствие теплопроводности. Однако такой способ не только не эффективен, но и не позволяет реализо­ вать высокую скорость нагрева.

Н. М. Родигин [551] предложил для увеличения глубины проник­ новения вихревых токов использовать внешнее подмагничивание нагреваемой детали постоянным магнитным полем. Суть этого спо­ соба заключается в том, что при подмагничивании ферромагнетика сильным полем магнитная проницаемость резко уменьшается, вслед­ ствие чего увеличивается глубина проникновения индукционного тока. Экспериментальная проверка влияния подмагничивания на глубину отпуска при индукционном нагреве была выполнена на об­ разцах из стали 45, диаметром 60 и длиной 100 мм, закаленных в печи. Участки образцов длиной 30 мм подвергались индукционному отпуску до различных температур током при частоте 2500 гц с подмагничиванием и без него при скорости нагрева 100—150 град/сек. Напряженность поля в зазоре электромагнита, питаемого перемен­ ным током промышленной частоты, составляла примерно 3000 э

[552].

Описанные в работе [552] результаты проверки, хотя и носят в основном оценочный характер, явились началом разработки методи­ ки индукционного нагрева под отпуск. В результате систематиче­ ских исследований была создана специальная установка [553]. При ее проектировании авторы исходили из того, что весь процесс терми­ ческой обработки — нагрев под закалку ТВЧ, охлаждение водой и последующий скоростной отпуск до требуемой температуры — дол-