автореферат диссертации по металлургии, 05.16.01, диссертация на тему:Разработка высокопрочного коррозионно-стойкого высокоазотистого немагнитного сплава для высоконагруженных деталей

На правах рукописи

БЛИНОВ Евгений Викторович

РАЗРАБОТКА ВЫСОКОПРОЧНОГО КОРРОЗИОННО-СТОЙКОГО ВЫСОКОАЗОТИСТОГО НЕМАГНИТНОГО СПЛАВА ДЛЯ ВЫСОКОНАГРУЖЕН-

НЫХ ДЕТАЛЕЙ

05 16 01 - Металловедение и термическая обработка металлов

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва 2008

Работа выполнена в Институте металлургии и материаловедения им А А Байкова РАН (ИМЕТ РАН)

Научный руководитель

- доктор технических наук Костина Мария Владимировна

Официальные оппоненты

- доктор технических наук, профессор Зинченко Валентин Митрофанович;

-кандидат технических наук, доцент Доронин Игорь Владимирович

Ведущее предприятие - ОАО «НПО ЭНЕРГОМАШ

им академика В П Глушко» Защита диссертации состоится 06 марта 2008 года в 15— часов на заседании диссертационного Совета Д 212.110 04 в "МАТИ" - Российском государственном технологическом университете им К Э Циолковского по адресу Москва, ул Оршанская, 3, "МАТИ" - РГТУ им К Э Циолковского, ауд. 220А Отзыв на автореферат в одном экземпляре (заверенный печатью организации) просим направлять по адресу 121552, Москва, ул Оршанская, 3, "МАТИ"-РГТУ им КЭ Циолковского С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке МАТИ Автореферат разослан 06 февраля 2008 года

Ученый секретарь диссертационного Совета

Скворцова С В

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы Высокоазотистые аустенитные коррозионно-стойкие сплавы являются перспективным материалом для высоконагруженных изделий, работающих в условиях одновременного воздействия высоких статических, динамических и циклических нагрузок и коррозионной среды Использование для этих изделий широко применяемых в технике коррозионно-стойких сплавов типа Х18Н10 (А1Б1 304) и Х17Н12М2 (АШ 316) затруднительно из-за их низкой прочности Применение для указанных изделий из высокопрочных хромоуглеродистых сплавов 40X13 и 90X18 также затруднительно, так как они не обеспечивают требования по коррозионной стойкости. Значительное количество литых деталей судовой арматуры сложной формы, работающих в условиях воздействия повышенных напряжений и коррозионной среды изготавливается из бронз, спецсплавов на основе титана и стали 0Х18Н10Т. Эти изделия работают в условиях воздействия высоких нагрузок и также сред как морская вода, пар с температурой до 500 °С, техническая вода, конденсат, дистиллят, воздух высокого давления Основными недостатками указанных материалов являются их высокая стоимость, низкий уровень прочности и недостаточная коррозионная стойкость стали 08Х18Н10Т Применение высокоазотистых аустенитных сплавов для литых изделий ограниченно из-за отсутствия промышленной технологии их получения Не изучены структура и физико-механические свойства этих сплавов в литом состоянии

Легирование азотом коррозионно-стойких аустенитных сплавов является одним из перспективных путей создания нового материала и технологии производства из него медицинского инструмента Это позволит качественно, наименее травмирующим образом, без токсикологического воздействия и без износа самого инструмента проводить любые, требуемые хирургией манипуляции с тканями человеческого организма Внедрение результатов данной работы позволит улучшить качество хирургических операций и эффективность реабилитации больных за счет повышения прочности и износостойкости инструмента, при сохранении, либо повышении его коррозионной стойкости В России в настоящее время нет качественного сплава для медицинского инструмента, тк применяющиеся либо не обладают необходимой коррозионной стойкостью при высокой прочности (это означает токсикологический ущерб из-за попадания продуктов коррозии в организм и коррозионный износ инст-

румента), либо не обеспечивают необходимого уровня прочности Важным требованием к материалу для медицинского инструмента является его свариваемость и технологичность при обработке давлением и резанием С учетом этого новый коррозионно-стойкий аустенитный азотистый сплав имеет перспективу стать основным материалом в России для производства хирургического инструмента общего назначения и деталей судовой арматуры

Целью работы являлось установление закономерностей формирования структуры и свойств в процессе термической обработки и пластической деформации высокоазотистых аустенитных Ре-Сг-Мя-№-Мо-К сплавов и разработка на этой основе нового сплава для медицинского инструмента и деталей судовой арматуры

С этой целью в данной работе решались следующие основные задачи

- установление закономерностей изменения структуры и свойств аусгенитных высокоазотистых Ре-Сг-Мп-НьМо-К сплавав в зависимости от их легирования,

- исследование влияния термической обработки и пластической деформации на структуру, физикомеханические и химические свойства нового сплава,

- исследование технологических свойств полуфабрикатов, изютовление и испытания деталей из металла промышленной выплавки нового сплава

Научная новизна

1 Установлен расчетом к экспериментально подтвержден химический состав Ре-Сг-Мп-№-Мо-М сплава, обеспечивающий формирование мелкозернистой структуры высокоазотистого аустенита без мартенсита, феррита, а - фазы и карбидов Ме23Сб и получение у него сочетания высокой прочности, пластичности, вязкости, коррозионной стойкости и немагнитности

2 Установлены закономерности формирования литой структуры сплава 05Х22АГ15Н8М2Ф, состоящей из дендридов, обогащенных по сравнению с междендритными пространствами ферритообразующими элементами Выявлены особенности субструктуры аустенита этой стали

3 Показано, что максимальный уровень прочности и повышенной пластичности достигается у сплава 05Х22АГ15Н8М2Ф после прокатки при температурах, при которых формируется фрагментированная структура

4 Показано, что зарождение усталостной трещины в сплаве 05Х22АГ15Н8М2.Ф происходит в поверхностных слоях по сдвиговому механизму, а

распространение этой трещины связано с образованием квазивязких бороздок с частичным растрескиванием металла у вершины распространяющейся трещины

5 Установлено, что повышенная износостойкость при трении скольжения сплава 05Х22АГ15Н8М2Ф связана с высоким деформационным упрочнением высокоазотистого аустенита

Практическая ценность

1 Разработан новый сплав 05Х22АГ15Н8М2Ф (патент РФ № 2303648) и режимы его термической обработки и пластической деформации, обеспечивающие сочетание высокой прочности, вязкости, коррозионной стойкости, свариваемости и удовлетворительной обработки резанием В ЗАО «Имплант МТ» изготовлен из сплава 05X22АГ15Н8М2Ф комплект фрез и разверток Испытания их в ВНИИ-ИМТ РОСЗДРАВНАДЗОРА показали, что они по токсикологическим и санитар-нохимическим показателям отвечают требованиям, предъявляемым к медицинским изделиям кратковременно контактирующим с тканями организма

2 В ЦНИИТС (г Санкт- Петербург) из сплава 05Х22АГ15Н8М2Ф изготовлены литые корпуса судовой арматуры, которые по уровню прочности и питинговой коррозии значительно превосходят аналогичные детали из бронз и стали 08Х18Н10Т

3 В ОАО « Нормаль » (г Нижний Новгород) изготовлены болты из сплава 05Х22АГ15Н8М2Ф, по прочности превосходящие аналогичные изделия из высокопрочного титанового сплава ВТ16

Апробация работы Основные результаты работы доложены на - 1-ой международной конференции « Деформация и разрушение материалов», Москва,2006, - 2 - ой международной конференции « Деформация и разрушение материалов и наноматериалов», Москва,2007, - На всероссийской школе-конференции «Нелинейные процессы и проблемы самоорганизации в современном материаловедении (индустрия наносистем и материалы)», Воронеж,2007, - На конференции « Фундаментальные науки - медицине», Москва,2007

Публикации. По теме диссертации опубликовано 17 работ (в том числе патент на изобретение), в том числе 10 статей в журналах из перечня ВАК РФ Список публикаций приведен в конце автореферата

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 5 глав, выводов и приложения Работа изложена на 156 страницах машинописного текста, содержит 47 рисунков, 26 таблиц и список литературы из 97 наименований

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ Во введении обоснована актуальность создания высокоазотистых Fe-Cr-Mn-Ni-Mo-N аустенитных сплавов для высоконагруженных деталей работающих в условиях одновременного воздействия высоких нагрузок и коррозионной среды Показано, что у таких сплавов после оптимальных режимов термической обработки или горячей пластической деформации возможно получение сочетания повышенных значений прочности и вязкости при сохранении немагнитности

Первая глава представляет аналитический обзор литературных данных о влиянии легирующих элементов на формирование структуры и свойств азотосодер-жащих коррозионностойких аустенитных сплавов, позволяющий определить перспективность использования таких сплавов для высоконагруженных деталей На основании проведенного анализа сформулированы задачи данного исследования

Во второй главе дано обоснование выбора химического состава сплава для решения поставленных задач и изложены методы исследования, использованные в работе Исследовали стали с разным содержанием легирующих элементов (таблица 1) Слитки плавок № 1 - 11 выплавляли в индукционной печи с последующим ЭШП Слитки массой 50 кг ковали при 1200°С на заготовки сечением 30 х 30 мм с последующей прокаткой при 1100°С на пластины толщиной 15 мм Металл пл № 13 и 14 выплавляли на ОАО «Металлургический завод Электросталь» в индукционной печи с последующим ЭШП. Слитки 0320 мм ковали при 1180 °С на заготовки 050 и 100 мм Половина количества заготовок 050 мм переплавлена на заводе «Армалит» и получены литые заготовки (пл №12, таблица 1) и детали судовой арматуры

Для определения фазового состава сплава проводили рентгеноструктурный анализ на дифрактометре ДРОН-4 и микрорентгеноспектральный анализ на сканирующем электронном микроскопе фирмы «Cambridge Instrumento, с использованием приставки LINK PENTAFIT На этом же микроскопе выполняли фрактографический анализ поверхностей образцов после испытания на растяжение и циклическую усталость Микроструктуру сплавов изучали с помощью оптической (NEOPHOT-32) и просвечивающей (ЭМВ-ЮОЛ) микроскопии

Твердость образцов измеряли по Виккерсу и по Роквелу Измерения микротвердости проводили на приборе ПМТ-З и на приборе М-400-Н фирмы «Leco» при нагрузке. Механические испытания на растяжение проводили на машине INSTRON-1185, ударную вязкость на маятниковом копре Roell Amsler Испытания на циклическую усталость проводили на машине «Instron модель RR Moore» Испытания на износостойкость проводили на установке, реализующей схему трения скольжения торца, закрепленного по вращающемуся плоскому диску (контртелу) из стали ШХ15 без смазочного материала

Таблица 1 Химический состав сплавов, мае % *

№пл Сплав С Si Мп Cr Ni V Nb Mo N

1 06X21 AT 14Н7М2Ф 0,060 0,12 14,34 20,7 7,00 0,17 - 0,58 0,512

2 07X21АГ16Н8МФ 0,070 0,52 15,90 21,1 8,40 0,29 - 1,05 0,510

3 04Х22АГ16Н6М2Ф 0,040 0,31 16,60 22,3 5,80 0,10 - 1,98 0,360

4 04X22AT 16Н8М2Ф 0,040 0,27 16,20 21,7 7,90 0,11 - 1,99 0,470

5 07X24АГ10Н7МФ 0,070 0,39 10,31 23,7 7,20 0,36 - 0,89 0,45

6 05X21АГ6Н4МФ 0,050 0,32 6.20 20,8 4,29 0,21 - 1,10 0,44

7 05Х19АГ10Н7М2ФБ 0,050 0,40 9,90 19,4 6,80 0,22 0,17 1,56 0,4i

8 03Х19АГЮН7М2ФБ 0,035 0,28 10.10 19,1 6,70 0,37 ОД 2 1,52 0,44

9 04X19 АГЮН7М2ФБ 0,036 0,32 10,60 19,1 7,00 0,56 0,14 1,54 0,48

10 03X20 АГ10Н7М2ФБ 0,035 0,35 10,30 19,7 7 1 0,76 0,14 1,53 0,49

И 03Х22АГ16Н15М2Б 0,030 0,27 15,90 21,8 15,20 - 0,30 0,95 0,62

12 06Х21АП4Н8М2Ф 0,060 0,22 14,34 21,0 8,01 0,17 - 1,08 0,512

13 06Х22АГ15Н8М2Ф 0,060 0,27 14,57 21,9 8,06 0,18 - 1,60 0,514

14 05Х22АГ15Н8М2Ф 0,050 0,31 15,10 21,5 7,90 0,15 - 1,10 0,510

* - плавки 1 - 14 содержат (масс %) S = 0,006-0,008, Р = 0,010 - 0,014, Ca = 0,005 - 0,010, Се = 0,01 - 0,03

Свариваемость сплавов исследовали на сварных соединениях, полученных с помощью ручной аргонно-дуговой сварки. Обрабатываемость резанием оценивали по результатам продольного точения заготовок с применением резца из сплава ВК8 Площадь износа резца определяли при наложении фотографий режущей части резцов до и после обработки резанием

Испытания на стойкость к общей коррозии проводили в 0,9% растворе ЫаС1 ^физиологический раствор) Определяли скорость коррозии Кт = Лт/т, г/м2 ч, где т время выдержки в коррозионной среде, ч Испытания на МКК проводили методом АМУ Исследование коррозионной стойкости под напряжением изогнутых пластин толщиной 0,1 - 0,8 мм проводили в водных растворах серной и соляной кислот При этом скорость коррозии определяли по относительной потере веса прокорродиро-завшего образца и по количеству выделившегося в процессе реакции водорода Исследования технологической пластичности сплавов проводили на клиновидных об-эазцах после прокатки при 700, 800,900,1000 и 1100°С за один проход

Третья глава посвящена исследованию влияния легирующих элементов на структуру и свойства коррозионно-стойких аустенитных азотосодержащих сплавов Их фазовый состав и уровень свойств зависят от растворимости азота, которая определяется химическим составом сплава В связи с этим для создания высокоазотистых Ре-Сг-Мп-КьМо сплавов, которые могут найти практическое применение, важно эценить предельную растворимость азота в выбираемых композициях Это позволит установить концентрационные интервалы, определяющие фазовый состав указанных сплавов В настоящей работе с использованием уравнения Вагнера сделаны эасчеты предельной растворимости азота в Ре-Сг-Мп-№-Мо-Ы сплавах с использованием параметров взаимодействия первого и второго порядков, предложенных Фойхтингером С использованием расчетных данных построены зависимости максимальной концентрации азота в сплавах железа с 0,02% С и 1% Мо от содержания в них Ог (13 - 30%), Мп (1 - 21%), N1(1 -15%) (мас.%) На основе расчетных данных о предельной растворимости азота в изученных сплавах и модифицированной структурной диаграммы Шеффлера, установлено расположение однофазных и многофазных эбластей в зависимости от величины №экв и Сгэкв для исследованных сплавов (рис 1) Показано, что с возрастанием величины Сгда от 17,5 до 22,5 мартенситно-аустенитная область (М+А) существенно расширяется, и предельное значение №экв, ограничивающее указанную область, возрастает от 11,5 до 14 (рис 1 б-г). При величине хромового эквивалента 31,5 мартенситная структура не образуется Область аустенитной структуры граничит с аустенитно-ферритной областью Граница между этими областями соответствует значению никелевого эквивалента 23,5 (рис 1 д)

Для получения аустенитной структуры у коррозионностойких Ре-Сг-Мп-М-Мо-Ы

сплавов с увеличением хромового эквивалента от 17,5 до 31,5 необходимо их легирование аустенитообразующими элементами в количествах, при которых величина никелевого эквивалента превышает соответственно указанные на рис.1 б-д значения.

0,6" 0,5' »0,4'

ш Ф+М

• м

л * М+А

А ▼ А

• 4 4 л Л А ▼ ▼ ▼

Х А ' ▼ т т

* А Т * ▼

• * * * - / -1-1--1 ▼ /

12 N1»

16 20

1.2 1.0 0.8 ¿0.6 0.4 0.2 0.0

» * ▼

10

15 20 N1,1-1,

• М+А+Ф * м-л + \

т ' ▼

т ж г т

* А * , ' . *

\ * * //

10

15

20 25

35 40

Рис. 1. Отражающая фазовый состав сплава взаимосвязь между 1Ч|ЭКВ и максимальным содержанием азота для знач< ний О,,™, равных:

а -14,5; б -17,5; в -20,5; г -22,5; д -31,5. Никелевый эквивалент:

№экв = №+0,1Мл-0,01Мп2+18К+30С;

Хромовый эквивалент:

Сгэкв = Сг+1,5Мо+0,4831+2,ЗУ+1,75№.

Структура и уровень физико-механических свойств исследованных Ре-Сг-Мп-№-Мо-Ы сплавов (пл. 1-11 табл.1), сущес твенно зависят от их химического состава. Во всех сплавах после горячей прокатки при 1100°С и закалки от 1100°С наблюдали мелкозернистую (табл 3.1) аустенитную структуру с большим количеством двойников, что характерно для азотосодержащих сплавов. После прокатки при 1100 °С сплавы не содержали мартенсита и феррита и были практически немагнитны (ц < 1,01 Гс/э). В структуре сплавов 04Х22АГ16Н6М2Ф с 0,36% N (пл 3), 04Х22АГ16Н8М2Ф с 0,47% N (пл 4), 07Х24АГ10Н7МФ с 0,45% N (пл 5) и 05Х21АГ6Н4МФ с 0,44% N (пл 6) после прокатки наблюдали частицы а-фазы в количестве соответственно 7, 4, 5 и 2%. В изученных сплавах сг-фаза содержала кроме хрома и железа повышенное количество молибдена. Особенностью структуры сплавов с о-фазой, неравномерно распределенной по объему аустенитных зерен, является их разнозернистость. Отмечено, что у сплавов плавок 3 — 5 с увеличением количества а-фазы в их структуре средний размер зерна аустенита возрастает, пла-

этичность и ударная вязкость снижаются (табл 2) Объемная доля сг-фазы в этих сплавах возрастает с увеличением соотношения [Сг] + 2 [Мо] + 4 [V] /[К| + [С] масс % В структуре пл 3, 4, 5 и 6 (табл 1) после закалки от 1100°С наблюдали, соответственно, феррит в количестве 7, 3,5, 4 и 2% и размер зерна аустенита 30, 27, 23 и 24 мкм Более мелкозернистую аустенитную структуру имели сплавы типа Х19АГ10Н7М2ФБ, легированные V и №> (пл 7 - 10) и содержащие в структуре небольшое количество некрупных (< 1 мкм) нитридных частиц, не растворившихся при нагреве под закалку По величине 5 , \|/ и КСи (табл 2) пл 7 — 10 существенно превосходят пл 3 - 6, не содержащие №> (табл 2) В структуре сплава 03Х22АГ16Н15МБ (пл 11) с повышенным содержанием ниобия (0,3%) после закалки наблюдали большое количество крупных частиц нитридов ниобия, не растворившихся при нагреве под закалку, с которыми в значительной мере связано снижение ударной вязкости (табл 2) Высокое содержание в этом сплаве никеля (15,2%), снижающего растворимость азота в расплаве, может приводить к ухудшению механических свойств их сварных соединений, образованию большого количества пор не допустимых размеров, а также выделений в зоне термического влияния нитридов хрома преимущественно по границам зерен Лучшее сочетание механических свойств (табл 2), немагнитности и коррозионной стойкости получено у сплавов 06Х21АГ14Н7М2Ф (пл 1) и 07Х21АГ16Н8МФ (пл 2) после закалки и прокатки при 1100°С Химический состав сплавов пл. 1 и 2 (габл 1) обеспечивает получение после закалки и горячей прокатки мелкозернистой аустенитной структуры без б-феррита, з-фазы и карбидов Сг23С6 Расчет коэффициента питтингообразования по известной формуле Э„=%Сг + 3,3 %Мо + X (коэффициент X - по данным разных исследователей, имеет значения от 16 до 30) показывает, что химический состав пл 1 и 2 должен эбеспечить высокое сопротивление этих сплавов образованию питтиншв

Полученный у сплава типа 05Х22АГ15Н8М2Ф (пл 1 и 2) уровень механических свойств, немагнитности и расчетное сопротивление питтинговой коррозии удовлетворяют требованиям, предъявляемым к материалу для медицинской техники Такой материал может быть использован для литых деталей судовой арматуры

Таблица 2 Механические свойства сплавов (пл 1-11) после закалки 1100°С (числитель) и горячей прокатки при 1100°С (знаменатель)

№ плавки С0,2 5 кси

МПа % Мдж/м2

1 839/1095 498/853 52,0/44,0 82,0/66,0 >3,6*/2,70

2 857/1106 496/861 53,0/52,0 81,0/79,0 >3,6* /2,65

3 849/1100 490/750 39,0/19,0 49,0/18,0 0,90/0 50

4 910/1005 537/725 43,0/41,0 53,0/51,0 1,30/1,10

5 990/1040 582/691 46,0/42,0 54,0/50,0 1,00/0,90

6 935/1039 581/845 48,9/41,8 58,1/53,0 1,90/1,70

7 840/1058 460/957 53,9/31,4 59,0/64 3,61/1,86

8 847/1047 449/949 54,0/27,2 64,8/59,0 3,30/1,60

9 891/1092 492/998 63,0/26,5 62,1/59,0 2,79/1,38

10 888/1036 511/902 59,0/31,6 67,0/53,0 2,40/1,29

11 896/1097 545/931 40,1/32,7 55,3/51,3 1,31/1,05

• - образец не разрушился

С учетом последней указанной потенциальной области применения в работе были выявлены закономерности формирования структуры и механических свойств сплава 06Х22АГ15Н8М2Ф (пл 12, табл 1) в литом состоянии В процессе получения отливки формируется тонкостолбчатая дендритная структура (рис 2 а) По данным электронной микроскопии для субструктуры аустенита литого сплава после закалки от 1100°С характерно наличие малоугловых границ, которые фрагментируют крупные аустенитные зерна, дислокационных скоплений небольшой плотности около малоугловых границ, волнистых границ зерен и небольшого количества дисперсных выделений на границах зерен В литой структуре дендриты и междендритное пространство представляют собой аустенит разного химического состава, по данным мик-рорентгеноспектрального анализа Дендриты, по сравнению с междендритными пространствами, обогащены хромом и молибденом и имеют большую микротвердость После закалки от 1100°С эта разница уменьшается незначительно Гомогенизирующий отжиг при 1200 °С в течение 3 ч с последующей закалкой от 1100 °С обеспечивает значительное уменьшение дендритной ликвации и разницы микротвердосга в дендритах и междендритных пространствах После этой термической обработки тонкие ветви ден-дргаов частично или полностью растворяются, оконечности дендритов приобретают глобулярную форму (рис 2 6)

Рис.2.Микроструктура заготовок литого сплава 06Х22АГ15Н8М2Ф: а -без термической обработки, б -после отжига при 1200°С, и закалки от 1100°С.

После испытаний на растяжение изломы образцов литого сплава имеют квази-зязкий характер разрушения. Присутствуют большие плоские участки предположительно соответствующие междендритным областям, по которым прошло хрупкое разрушение, и более вязкие крестообразные участки, предположительно соответст-зующие осям дендритов. После гомогенизирующего отжига сплава при 1200°С и закалки от 1100°С характер разрушения становится вязким, с образованием мелких и крупных ямок. Результаты механических. испытаний литого сплава Э6Х21АГ14Н8М2Ф после этой обработки (табл.3) показали значительное преимущество по уровню прочности или пластичности и вязкости по сравнению с применяемыми для изготовления литых деталей судовой арматуры сплавами: Бр.ОЦ 8-4, Бр.АЖН 10-4-4, ВТ 19 и 08Х18Н10Т.

Таблица 3 Механические свойства литого сплава 06X21АГ14Н8М2Ф.

Термообработка СТо,2, МПа ств. МПа 8, % % КСи, МДж/см2

_ 445 476 9 12 1,17

Закалка 1050°С 382 643 51 68 _

Закалка 1100°С 369 610 54 65 _

Отжиг 1200°С +3акалка 1100°С 437 820 48 77 -

В четвертой главе приведены результаты изучения влияния термической обработки и пластической деформации на структуру, химические и физико-механические свойства, в т.ч. износостойкость, сплавов типа 06Х22АГ15Н8М2Ф.

Повышение температуры нагрева под закалку от 900 до 1300°С приводит к снижению прочности при повышении пластичности и ударной вязкости (рис.3). У гплавов 06Х21АГ14Н7М2Ф (пл.1) и 07Х21АГ16Н8МФ (пл.2) после закалки от 900-950°С наблюдали повышенную плотность дислокационных скоплений и клубков,

формирующих в некоторых местах ячеистую субзеренную структуру, большое количество дисперсных нитридов Сг21Ч. Значительное снижение о0>2 и повышение 5, и КС[I у сплавов после закалки от 1050°С связано с интенсивным развитием процесса рекристаллизации наклепанного аустенита и возникновением чистых бездефектных эекристаллизованных зерен при сохранении в структуре небольшого количества нитридов Сг2М. Нагрев сплавов при 1150°С приводит к росту зерна и периода кристаллической решетки аустенита (рис.3) в результате интенсивного растворения нитридов.

Результаты исследования температуры прокатки сплава 06Х21АГ14Н7М2Ф при 700, 800, 900,1000 и 1100 °С с обжатием 8 от 10 до 90% показали, что степень деформации оказывает существенное влияние на температуру начала рекристалли-зации(Тнр). При 8= 20% Тнр - 1100°С, при е= 40% Тнр - 1000°С. При дальнейшем увеличении е объемная доля рекристаллизованных зерен при температуре деформации 1100 °С составляет около 40%,

Рис.3. Влияние температуры закалки на механические свойства, размер зерна (с!ср) и параметр кристаллической решетки аустенита (а, А) сплавов06Х21АП4Н7М2Ф (о □ д V )

900 1000 1100 1200 1300 »■ »А,

,;с и 07Х21АГ16Н8МФ ( * " т А ).

После прокатки при 950 - 1000°С с е - 70% у сплава 07Х21АГ16Н8МФ достигается сочетание высокой прочности (а0)2 = 1238 - 1258 МПа и ав =1314 - 1335МПа) и повышенной пластичности (5 = 30-32%, = 48-54%) в результате формирования фрагментированной структуры с высокой плотностью дислокаций. Прокатка при 105 0 и 1100°С приводит к снижению прочности и повышению пластичности. В из-

« £00" 2

3 6

(О

номах прокатанных при 950 и 1000°С ударных образцов, испытанных при температуре -70°С, наблюдали квазивязкое разрушение, состоящее из небольшого количества плоских участков и микротрещин. Прокатка при 1050 и 1100°С увеличивает количество вязкой составляющей в изломе. Закалка от 1000 - 1050°С образцов, прокатанных при 950 - 1100°С, приводит к получению полностью вязкого разрушения.

Изучена усталостная прочность сплава 05Х22АГ14Н8М2Ф в различных структурных состояниях после закалки от 1100°С, закалки от 1100°С с последующим старением при 500°С в течение 10 час и прокатки при 900°С с суммарным обжатием 40%. Результаты испытаний при циклических нагрузках показали, что максимальная долговечность и более высокий предел выносливости (500МПа) наблюдаются у образцов после прокатки (рис.4). Образцы после закалки и после закалки и старения имеют практически одинаковый предел выносливости, однако ограниченная долговечность больше у образцов после закалки. Концентрация напряжения снижает предел выносливости образцов после прокатки с 500 МПа (у гладких образцов) до 300 МПа (у образцов с V- образным надрезом). Коррозионная среда г,3,5% раствор >ЗаС1) закаленных образцов не снижает циклическую прочность, а некоторое ее увеличение, по-видимому, связано с охлаждением поверхности образцов коррозионной средой.

ю 10" 10°

Число циклов нагружения,№

Рис.4. Кривые усталости гладких & надрезанных образцов сплава 05X22АГ14Н8М2Ф: 1-3 - гладкие образцы ; 1 - прокатка 900 °С,8 - 40% ,2 -закалка 1100°С , 3 - закалка 1100°С + старение 500°С -10 ч., 4 - образцы с концентратором напряжения, прокатка

Фрактография усталостного разрушения сплава показала, что зарождение усталостной трещины происходит в поверхностных слоях по сдвиговому механизму, а распространение усталостной трещины связано с образование квазивязких усталостных бороздок с частичным растрескиванием металла у вершины распространяющейся трещины. Исследование усталостного разрушения образцов с V - образным

надрезом показало, что при высоком циклическом напряжении (500 МПа) усталостная грещина распространяется от многих очагов в поверхностном слое Статический долом образца находится в центральной части сечения и характеризуется вязким характером ямочного разрушения

Сравнительное исследование износостойкости сплава 05Х22АГ14Н8М2Ф и стали 08Х18Н10Т в условиях трения скольжения без смазки показало, что в процессе испытания в течение 240 минут под нагрузкой 2 кг у первого материала достигается более значительный прирост микротвердости поверхности образцов Глубина упрочненного поверхностного слоя образцов составляла около 10 мкм При испытании под нагрузкой 0,5кг образца сплава 05Х22АГ14Н8М2Ф и под нагрузками 0,5 и 1кг образца стали 12Х18Н10Т при скорости вращения контртела 1160 мин"1 получена линейная зависимость потери массы образцов от времени испытания При нагрузке 0,5кг и скорости вращения контртела 460минизносостойкость этих сплавов практически одинаковая При больших нагрузках и скорости вращения контртела выявляется значительное преимущество по сопротивлению износу сплава 05Х22АГ14Н8М2Ф по сравнения со сталью 08Х18Н10Т, что связано с высокой интенсивностью деформационного упрочнения высокоазотистого аустенита и большей дефектностью его кристаллической решетки Увеличение нагрузки от 0,5 до 1 и 2 кг или скорости вращения контртела от 460 до 1160 мин"! приводит при длительности испытания 60 мин к резкому возрастанию потери массы образцов стали 08Х18Н10Т, несмотря на образование при трении 5% мартенсита деформации Показано, что износостойкость сплава 05Х22АГ14Н8М2Ф и стали 08Х18Н10Т не зависит от исходной (до испытания) прочности, а определяется в большей мере степенью деформационного упрочнения их аустенита

Испытания на общую коррозию сплава 05Х22АГ14Н8М2Ф показали, что этот сплав после закалки и пластической деформации не склонен к общей коррозии (средняя скорость коррозии составляла 0,1 - 0,4 мг/м2ч) Сплав не проявляет склонности к МКК после закалки и имеет высокое сопротивление питтинговой коррозии в 6% растворе РеС1з (1,6мг/см2 сут) Изучена коррозионная стойкость в водных растворах серной и соляной кислот выпуклых и вогнутых сторон изогнутых холоднокатаных пластин из 05Х22АГ14Н8М2Ф Исследование весовым методом скорости коррозии в 2 н растворе серной кислоты с добавлением 1н КС1 показали, что в те-

гейте 5-6 минут для обеих сторон изогнутой пластины проявляется общая тенден-дия к увеличению массы, сменяющаяся затем ее уменьшением На растянутой сто-эоне пластины в течение 40 минут растворение идет быстрее (ЗЛО-6 с"1) , чем на ;жатой (2*10"6 с"1) Изучение скорости коррозии на двух сторонах изогнутой плагины, оцениваемое по изменению объема водорода, выделившегося на единице тлощади пластины, при выдержке в 23%-ом растворе соляной кислоты показало, тго как и в случае весового метода, скорость растворения при растягивающем напряжении (выпуклая сторона) была больше, чем при сжимающем

В пятой главе приведены результаты исследования полуфабрикатов, оценки технологичности, изготовления и испытания деталей из заготовок сплава 35X22АГ14Н8М2Ф промышленной выплавки

С целью оценки свариваемости сплава 05Х22АГ14Н8М2Ф изучена структура и ударная вязкость образцов после закалки от 1100°С, способствующей интенсивному выделению нитридов и дестабилизации аустенита в процессе последующего нагрева при 800°С в течение 1,10и100ч В структуре закаленного сплава после выдержки при 800°С - 1 час наблюдали аустенитную структуру с небольшим количеством нитридов хрома на границах зерен При этом величина КСИ =1,8 МДж/м2 является достаточно высокой и для относительно небольших (до 100 мм) сечений изделий можно использовать сварные соединения из этого сплава, поскольку охлаждение этих деталей после сварки на воздухе в интервале температур зарождения и роста нитридов хрома будет проходить за время не более 1 ч С увеличением выдержки при 800°С до 10 ч в сплаве наблюдается интенсивное выделение нитридов по механизму прерывистого распада, которые снижают КСи до 0,8 МДж/м2 После 100 ч выдержки при 800°С в структуре сплава увеличивается объемная доля продуктов прерывистого распада с образованием нитридов хрома и небольшого количества а - фазы, что приводит к дальнейшему снижению КСИ до 0,3 МДж/м2

Для исследования стабильности аустенита в зоне термического влияния (ЗТВ) сварного соединения изучено влияние температуры нагрева и скорости охлаждения на ударную вязкость сплава После нагрева до 1200°С и медленного охлаждения с печью из аустенита выделяется небольшое количество нитридов, которые незначительно снижают КСи В структуре образцов после закалки с охлаждением в воде или на воздухе нитриды отсутствуют Величина КСИ закаленного сплава, независи-

мо or скорости охлаждения, сохраняется на высоком уровне (KCU >3 МДж/м2), что свидетельствует о высокой устойчивости его аустенита против прерывистого распада при охлаждении металла в критическом интервале температур (900 - 600°С)

Сварные соединения (СС) горячекатанных образцов имеют хорошее сочетание механических свойств (о0,2 -600-630 МПа, ов =846-887 МПа, \(/ =40-42%, KCU=1,8 -1,9 МДж/м2 В сварных швах (СШ) сплава структура неоднородная У линии сплавления шва формируется развитая ячеистая структура, а в центральной части шва -типично дендритная или ячеисто-дендритная, образование которой связано с пониженной скоростью охлаждения этой зоны шва Получение равных значений прочности и вязкости СС и основного металла обеспечивается при минимальном изменении структуры сплава в зоне термического влияния сварки В ЗТВ сплава наблюдали две зоны с различной структурой- 1 - околошовная зона, где наблюдается рост зерна и 2 - зона, в которой выделяется нитридная фаза Радиографический контроль СШ не обнаружил дефектов типа пор из-за высокой растворимости азота в расплаве этого сплава Азот распределен равномерно в СШ и в ЗТВ Сравнение механических свойств сварных и не сварных образцов после ковки, ковки и закалки от 1100°С показало, что они имеют практически одинаковый уровень прочности Закалка от 11 ()0°С кованых образцов до или после сварки увеличивает полную работу разрушения (А), работу зарождения (А3) и распространения (АР) трещин при испытании на ударную вязкость (табл 4)

Табл 4 Характеристики разрушения (А, А3 и Ар) кованых образцов СС сплава 05Х22АГ14Н8М2Ф после закалки от 1100°С до и после сварки

Обработка Аз АР А

Дж

сварка 61,4 90,6 152,0

закалка+ сварка 64,6 99,4 164,0

сварка + закалка 89,7 147,3 237,0

закалка + сварка + закалка 122,6 154,4 277,0

При исследовании обрабатываемости резанием сплава 05Х22АГ14Н8М2Ф при точении без охлаждающей жидкости изучена структура поверхностных слоев заготовок В процессе резания эти слои подвергаются значительной пластической

17

деформации В поверхностном слое глубиной около 5 мкм наблюдали текстурован-тую структуру, которая представляет собой полосы скольжения, ориентированные относительно движения резца Плотность полос скольжения и твердость в этом слое увеличиваются в направлении движения резца, что связано с величиной пластиче-жой деформации в процессе резания В структуре слоя, который расположен на -дубине от 5 до 20 мкм от поверхности обработанной точением заготовки, наблюда-та аустенитные зерна с большим количеством тонких деформационных двойников Твердость этого слоя, по сравнению с поверхностным слоем глубиной до 5 мкм, значительно меньше Обрабатываемость резанием при точении кованых заготовок зависит от режимов резания При низкой скорости резания 9,5 м/мин обработка заготовки затруднительна из-за образования большого нароста на режущей кромке резца, приводящего к его поломке Увеличение скорости резания от 9,5 до 21-74 «/мин при глубине резания (Ъ) от 0,25 до 0,75 мм и подаче (8) от 0,15 до 0,60 мм/об приводит к повышению стойкости резцов При таких режимах резания налипание металла на инструмент отсутствует, стружка светлая и сходит с обрабатываемой заготовки в виде «чешуек» Из-за большого наклепа металла при точении твердость в поверхностном слое глубиной около 5 мкм, по сравнению с участками структуры исходного металла до точения, примерно в 3 раза выше Обрабатываемость резко снижается при скорости резания 169 и 186 м/мин из-за значительного повышения температуры в зоне резания Закалка от 1100°С или отжиг при 800°С в течение 2 ч кованых заготовок, несмотря на снижение их прочности, существенно ухудшает стойкость резцов В последнем случае это связано с присутствием в структуре сплава большого количества частиц нитрида хрома При одинаковых режимах резания (V ~ 25 м/мин, 8 = 0,25 мм/об , Ь = 0,25, 0,50 и 0,75 мм) стойкость резцов при точении кованых заготовок сплава 05Х22АГ14Н8М2Ф по сравнению с заготовками стали 08Х18Н10Т примерно в 2 раза выше, что связано с большим наклепом поверхностного слоя стали 08Х18Н10Т из-за образования мартенсита деформации Закаленные от 1100°С заготовки сплава 05Х22АГ14Н8М2Ф, по сравнению с заготовками стали 08Х18Н10Т, имели больший износ, тк интенсивность деформационного упрочнения азотистого аустенита сплава 05Х22АГ14Н8М2Ф выше, чем та, которую проявляет углеродистый аустенит стали 08Х18Н10Т

Для оценки технологической пластичности при высокотемпературной пластической деформации сплава 05Х22АГ14Н8М2Ф проведены испытания на растяжение и ударную вязкость в интервале температур 750-1250°С Сплав имеет низкое сопротивление пластической деформации (оа=24-10 МПа), повышенные показатели пластичности (6=70-44%, \|/=57-84%) и вязкости (КСи=0,б5 - 0,78 МДж/м2) в интервале температур 1160-1250 °С При этих температурах не наблюдали образования горячих трещин при ковке и последующей прокатке заготовок С целью определения критической степени деформации прокаткой при различных температурах, вызывающих образование горячих трещин, провели исследование клиновидных образцов, прокатаных при 700, 800,900, 1000 и 1100°С Результаты прокатки показали, что сплав обладает высокой стойкостью к образованию горячих трещин После прокатки при указанных температурах с обжатиями от 10 до 90% за один проход через валки на поверхности образцов не наблюдали каких-либо дефектов в виде трещин, выкрашиваний или расслоения

Опытное опробование. В ЗАО «Имплант МТ» изготовлен из сплава 05Х22АГ14Н8М2Ф комплект фрез и разверток (рис 5) Проверкой биологической безопасности, коррозионной стойкости и дезинфекций установлено, что фрезы и развертки нетоксичны и отвечают требованиям нормативной документации После клинических испытаний (12 операций эндопротезирования) разверток на их поверхности не наблюдали следов коррозии а на всей поверхности разверток из стали 95X18 после трех операций эндопротезирования наблюдали следы коррозии

В ОАО « Нормаль» изготовлена и испытана партия болтов из сплава 05Х22АГ14Н8М2Ф. Результаты испытаний на разрыв и срез болтов из этого сплава после горячей прокатки и титанового сплава ВТ16 после закалки и старения показали, что по прочностным характеристикам болты из сплава 05Х22АГ14Н8М2Ф в 1,5-2 раза превосходят аналогичные изделия из титанового сплава ВТ 16 в термоуп-рочненном состоянии Характер разрушения болтов позволяет сделать заключение о высокой пластичности сплава в готовом болте Болты имели высокую коррозионную стойкость, хорошее качество поверхности (рис 5 г) и повышенные характеристики прочности, надежности и ресурса, позволяющие эксплуатировать их в различных изделиях авиационной, автомобильной и бытовой технике, где эксплуатационная температура не превышает 300°С

На опытном заводе ФГУП ЦНИИТС из заготовок круга 50 мм сплава )5Х22АГ14Н8М2Ф изготовлена опытная партия литых корпусных деталей судовой фматуры. Исследования показали хорошее качество отливок деталей. По уровню прочности, пластичности и ударной вязкости литые детали из этого сплава значительно превосходят аналогичные детали из бронз и нержавеющих сплавов.

Рис.5 Фотографии фрезы (а), развертки (б), корпуса судовой арматуры (в) и болтов (г).

Основные выводы

1.С использованием уравнения Вагнера и параметров взаимодействия Фейхтингера выполнен расчет предельной растворимости азота в сплавах железа с ¡3 - 30% Сг, 1 -21%Мп, 1 - 15%№ при содержании 0,02%С и 1%Мо. С использованием модифицированной диаграммы Шефлера и рассчитанного предельного содержания азота в сплавах Р'е-Сг-Мп-№-Мо определены границы фазовых областей (у, у + а, у + 5, 5) в зависимости от величины №жв при определенных значениях Сг)кв.

2. Исследование структуры и свойств Ре-Сг-Мп-№-Мо-Тч1 сплавов с разным содержанием легирующих элементов показало, что высокоазотистые (0,51%Ы) сплавы 06X21АГ14Н7М2Ф и 07Х21АГ16Н8МФ обеспечивают после закалки от 1100°С или прокатки при 1100°С формирование мелкозернистой аустенитной структуры без мартенсита, феррита, а - фазы и карбидов хрома и получение хорошего сочетания механических свойств, коррозионной стойкости и немагнитности.

3 Установлено, что гомогенизация литого сплава 05Х22АГ15Н8М2Ф при 1200°С - 3 ч с последующей закалкой от 1100°С приводит к изменению морфологии дендритов от остроконечной к глобулярной, уменьшению ликвации легирующих элементов и получению повышенной пластичности (а0>2 = 437 МПа, 8 = 48%, у = 77%)

4 Установлено, что с увеличением степени деформации от 20 до 40% при горячей прокатке сплава 05Х22АГ15Н8М2Ф температура начала рекристаллизации снижается от 1100 до 1000°С В процессе прокатки этого сплава при 950 - 1000°С с обжатием ~ 70% формируется фрагментированная структура с высокой плотностью дислокаций, обеспечивающая получение сочетания высокой прочности (ов =1314-1335 МПа, сто 2 = 1238 — 1258 МПа) и повышенной пластичности (5 = 30 - 32%, у = 48 - 54%)

5 Исследование усталостной прочности сплава 05Х22АГ15Н8М2Ф после закалки от 1100°С или закалки от 1100°С + старения при 500°С -2ч или прокатки при 900°С показало, что более высокий предел выносливости (o.i = 500 МПа) сплав имеет после прокатки

6 Показано, что большее сопротивление износу в условиях трения скольжения сплав 05Х22АГ15Н8М2Ф имел после закалки от 1100°С при наличии в его структуре высокоазотистого аустенита с небольшим количеством нитридов Cr2N При испытании под нагрузкой 0,5 кг и скорости вращения контртела 1160 мин"1 получена линейная зависимость потери массы образцов от времени испытания

7 Установлено, что сплав 05Х22АГ15Н8М2Ф в закаленном и деформированном состоянии не склонен к общей коррозии, а после закалки не склонен к MICK и имеет высокое сопротивление питгинговой коррозии в 6% растворе FeCl3 Использованные весовой и водородный методы определения скорости коррозии изогнутых пластин из этого сплава в растворах серной и соляной кислот показали, что скорость растворения металла на растянутой стороне пластины выше, чем на сжатой

8 Исследование структуры металла сварных швов сплава 05Х22АГ15Н8М2Ф показало, что у линии сплавления шва формируется ячеистая структура, а в центральной части шва - дендритная Сварные соединения этого сплава имеют хорошее сочетание прочности (о0„> =600 - 630 МПа) и ударной вязкости (KCU = 1,8 - 1,9 МДж/м2)

9 Установлены режимы резания (V = 21 - 74 м/мин, S = 0,15 - 0,60 мм/об и h = 0,25 - 0,75 мм) при точении без охлаждающей жидкости сплава 05Х22АГ15Н8М2Ф, обеспечивающие наибольшую стойкость резцов

10 Из разработанного нового сплава 05Х22АП5Н8М2Ф (патент РФ №2303648) изготовлены фрезы и развертки, литые корпуса и болты, испытания которых показали, что их качество отвечает требованиям, предъявляемым к материалам медицинского инструмента, деталям судовой арматуры и высоконагруженному коррозионностойкому крепежу

Материалы диссертации изложены в работах;

1 Березовская В В , Костина М В , Блинов ЕВ., Банных И О , Боброва В Е , Мельник В П. Коррозионные свойства аустенитных Cr-Mn-Ni-N-сплавов с разным содержанием марганца // Металлы, №1,2008г, с 1-6

2 Блинов В М, Банных О А, Костина М В , Афанасьев И А , Блинов Е В

Влияние термической обработки и пластической деформации на износостойкость при трении скольжения высокопрочных коррозионно-стойких азотосодержа-щих сплавов // Металлы, №6,2007, с 1- 8

3. Банных О А., Блинов В М, Костина М В , Блинов Е В , Зверева Т Н Исследование свариваемости высокоазотистых коррозионно-стойких аустенитных сплавов типа Х22АГ16Н8М // Металлы, №5,2007, с 15-21

4 Афанасьев И А, Костина М В , Блинов Е В , Банных И О , Бондаренко Ю А Структура и механические свойства литой немагнитной высокоазотистой коррозионно-стойкой стали 05Х22АГ15Н8М2Ф, полученной с использованием метода высокоградиентной направленной кристаллизации // Металлы,2007,№3,стр 48-52

5 Терентьев В Ф , Колмаков А Г, Блинов В М, Блинов Е В Влияние азота на усталость коррозионностойких сплавов // Деформация и разрушение материалов, 2007 №2,с 2-13

6 Есипова Н Е, Блинов Е В , Мовчан Т Г , Банных И О Исследование коррозионной стойкости изогнутой пластины из высокоазотистой немагнитной стали 05Х22АГ15Н8М2Ф в агрессивных средах // Металлы, №2, 2007, стр 69-75

7 Банных О А, Бецофен С Я., Блинов В М, Ильин А А, Костина М В , Блинов Е В Исследование фазовых превращений в азотосодержащих сталях методом высокотемпературной рентгенографии // Металлы, №5,2006, с 16-22

8. Банных О А, Блинов В М., Костина М В , Блинов Е В. О возможности экономии никеля в стали типа 0Х17Н12М2 (AISI 316) за счет легирования азотом // Металлы, №5 2006.С 7-14.

9. Банных О А, Блинов В.М, Костина М В., Блинов Е В , Калинин Г Ю Влияние режимов горячей прокатки и термической обработки на структуру, механические и технологические свойства аустенитной азотосодержащей стали 05Х22АГ15Н8М2Ф-Ш //Металлы №4,2006г, с.1-14

10 Блинов В М, Банных О А , Костина М В , Ригина Л Г , Блинов ЕВ О влиянии легирования на предельную растворимость азота в коррозионно-стойких низкоуглеродистых сплавах Ре-Сг-Мп-ЫьМо // Металлы, №4 2004,с 42-49

11 Патент РФ на изобретение №2303648 Высокопрочная и высоковязкая немагнитная свариваемая сталь Блинов В М, Банных О А , Ильин А А, Костина М В , Блинов ЕВ идр

12 Банных О А, Блинов В М, Костина М В , Блинов Е В Научные основы технологии изготовления из новой высокопрочной коррозионно-стойкой немагнитной азотистой стали хирургических мединструментов с уникальным сочетанием свойств для применения в травматологии и ортопедии. Тезисы докладов на конференции « Фундаментальные науки-медицине» Москва,2007г, с 100-101

13 Блинов Е В , Терентьев В Ф , Костина М В , Пруцков М Е , Колмаков А Г Усталостная прочность аустенитной нержавеющей стали 05Х22АГ15Н8М2Ф Сб 6 Всероссийской школы-конференции «Нелинейные процессы и проблемы самоорганизации в современном материаловедении» Воронеж,2007г ,с 36-38

14 Банных И О , Терентьев В Ф , Блинов Е В , Пруцков М Е , Колмаков А Г Фрактография усталостного разрушения аустенитной нержавеюшей азотосодержа-щей стали 05Х22АГ15Н8М2Ф Материалы 2-ой междунар конф «Деформация и разрушение материалов и наноматериалов» Москва,2007г, с 274-275

15. Терентьев В Ф , Блинов Е В , Костина М В , М Е Пруцкоз, Колмаков А Г Циклическая прочность аустенитной коррозионно-стойкой азотосодержащей стали 05Х22АГ15Н8М2Ф Материалы 2 - ой междунар конф «Деформация и разрушение материалов и наноматериалов» Москва,2007г, с 272-273

16 Банных О А , Блинов В М, Костина М В , Блинов Е В , Афанасьев И А Прочность и пластичность литой аустенитной высокоазотистой стали 05X22АГ15Н8М2Ф Материалы 2-ой междунар конф «Деформация и разрушение материалов и наноматериалов». Москва,2007г, с 270-271

17 Терентьев В Ф , Колмаков А Г, Блинов Е В , Пруцков М Е Влияние азота на усталость нержавеющих сплавов Материалы 1-й международ конф «Деформация и разрушение материалов» Москва,2006г, с 300-303

Подписано в печать 27 01 2008 г Объем - 1 п л. Тираж - 100 экз Издательско-типографский центр МАТИ, Берниковская набережная, 14

Введение

Глава 1. Структура и свойства коррозионностойких азотосодержащих аустенитных сталей (литературный обзор)

1.1 Влияние азота на структуру и свойства сталей.

1.2 Физикомеханические и химические свойства стали

1.3 Технологичность высокоазотистых сталей.

Глава 2. Материал и методы исследования

2.1 Материал

2.2 Выплавка и горячая деформация слитков

2.3 Структурные методы исследования

2.4 Механические испытания.

Глава 3. Влияние легирования на структуру и свойства коррозионно-стойких аустенитных азотосодержащих сплавов.

3.1 Влияние легирования на предельную растворимость азота в коррозионностойких низкоуглеродистых сплавах Fe-Cr-Mn-Mo-N.

3.2 Влияние химического состава на структуру и механические свойства сплавов.

3.3. Закономерности формирования структуры и механических свойств сплава 05Х22АГ15Н8М2Ф в литом состоянии.

Глава 4. Влияние термической и пластической деформации на физикомеханические и химичесие свойства сплава 06Х22АГ15Н8М2Ф

4.1 Влияние термической обработки на структуру и механические свойства сплава.

4.2 Влияние режимов горячей прокатки на структуру и механические свойства сплава.

4.3 Исследование усталостной прочности и вязкости разрушения сплава.

4.4 Исследование коррозионной стойкости сплава.

Глава 5. Исследование технологических свойств полуфабрикатов, изготовление и испытание деталей из сплава 06Х22АГ15Н8М2Ф промышленной выплавки.

5.1 Исследование свариваемости сплава.

5.2 Исследование обрабатываемости резанием при точении.

5.3 Исследование обрабатываемости давлением сплава.

5.4 Исследование и испытание мединструмента, судовой арматуры и крепежа.

В настоящее время имеется явно выраженная тенденция к расширению применения азота как легирующего элемента в коррозионно-стойких сплавах на основе железа. Азот как легирующий элемент в таких сплавах превосходит другие элементы по аустенитообразугощей и упрочняющей способности. Использование азота в этих сплавах позволяет решать проблемы повышения прочности и экономии дорогих и дефицитных легирующих элементов, таких как никель, кобальт, медь и марганец. Кроме того, имеется возможность создавать сплавы с лучшими по сравнению с характерными для традиционных сталей уровнями и сочетаниями физико-механических и технологических свойств.

Высокоазотистые аустенитные коррозионно-стойкие стали являются перспективным материалом для высоконагруженных изделий, работающих в условиях одновременного воздействия высоких статических, динамических и циклических нагрузок и коррозионной среды. Использование для этих изделий широко применяемых в технике коррозионно-стойких сталей типа Х18Н10 (AISI 304) и Х17Н12М2 (AISI 316) затруднительно из-за их низкой прочности. Применение для указанных изделий из высокопрочных хромоуглеродистых сталей типа 40X13 и 90X18 также затруднительно, так как они не обеспечивают требования по коррозионной стойкости. Изделия из высокоазотистых коррозионно-стойких аустенитных сталей в основном изготавливаются по традиционной технологии, включающей пластическую деформацию. Значительное количество литых деталей судовой арматуры сложной формы, работающих в условиях воздействия повышенных напряжений и коррозионной среды изготавливается из бронз, спецсплавов на основе титана и стали 0Х18Н10Т. Эти изделия работают в условиях воздействия высоких нагрузок и таких сред как: морская вода, пар с температурой до 500 °С, техническая вода, конденсат, дистиллят, воздух высокого давления. Основными недостатками указанных материалов

4 4 являются их высокая стоимость, низкий уровень прочности и недостаточная коррозионная стойкость стали 08Х18Н10Т. Применение высокоазотистых аустенитных сталей для литых изделий ограниченно из-за отсутствия промышленной технологии их получения. Не изучены структура и физико-механические свойства этих сталей в литом состоянии.

Легирование азотом коррозионно-стойких аустенитных сталей является одним из перспективных путей создания нового материала и технологии производства из него медицинского инструмента. Это позволит качественно, наименее травмирующим образом, без токсикологического воздействия и без износа самого инструмента проводить любые, требуемые хирургией манипуляции с тканями человеческого организма. Внедрение результатов данной работы позволит улучшить качество хирургических операций и эффективность реабилитации больных за счет повышения прочности и износостойкости инструмента, при сохранении, либо повышении его коррозионной стойкости. В России в настоящее время нет качественной стали для медицинского инструмента, т.к. применяющиеся либо не обладают необходимой коррозионной стойкостью, при высокой прочности (это означает токсикологический ущерб из-за попадания продуктов коррозии в организм и коррозионный износ инструмента), либо не обеспечивают необходимого уровня прочности. Важным требованием к материалу для медицинского инструмента является его свариваемость и технологичность при обработки давлением и резанием.

С учетом этого новая коррозионно-стойкая аустенитная азотистая сталь имеет перспективу стать основной сталью в России для производства хирургического инструмента общего назначения и деталей судовой арматуры.

5 4

Основные выводы

1.С использованием уравнения Вагнера и параметров взаимодействия Фейхтингера выполнен расчет предельной растворимости азота в сплавах железа с 13 - 30% Сг, 1 - 21%Mn, 1 - 15%N: при содержании 0,02%С и 1%Мо. С использованием модифицированной диаграммы Шефлера и рассчитанного предельного содержания азота в сплавах Fe-Cr-Mn-Ni-Mo определены границы фазовых областей (у, у + а, у + 5, 5) в зависимости от величины Ni-3KB при определенных значениях Сгэкв.

2. Исследование структуры и свойств Fe-Cr-Mn-Ni-Mo-N сплавов с разным содержанием легирующих элементов показало, что высокоазотистые (0,51%N) сплавы 06Х21АГ14Н7М2Ф и 07Х21АГ16Н8МФ обеспечивают после закалки от 1100°С или прокатки при 1100°С формирование мелкозернистой аустенитной структуры без мартенсита, феррита, о — фазы и карбидов хрома и получение хорошего сочетания механических свойств, коррозионной стойкости и немагнитности.

3. Установлено, что гомогенизация литого сплава 05Х22АГ15Н8М2Ф при 1200°С — 3 ч с последующей закалкой от 1100°С приводит к изменению морфологии дендритов от остроконечной к глобулярной, уменьшению ликвации легирующих элементов и получению повышенной пластичности (c0l2 = 437 МПа, 5 = 48%, у = 77%).

4. Установлено, что с увеличением степени деформации от 20 до 40% при горячей прокатке сплава 05Х22АГ15Н8М2Ф температура начала рекристаллизации снижается от 1100 до 1000°С. В процессе прокатки этого сплава при 950 - 1000°С с обжатием ~ 70% формируется фрагментированная структура с высокой плотностью дислокаций, обеспечивающая получение сочетания высокой прочности (ав =1314-1335 МПа, а0,2 = 1238- 1258 МПа) и повышенной пластичности (8 = 30- 32%, у = 48 - 54%).

5. Исследование усталостной прочности сплава 05Х22АГ15Н8М2Ф после закалки от 1100°С или закалки от 1100°С + старения при 500°С -2ч или прокатки при 900°С показало, что более высокий предел выносливости (oi = 500 МПа) сплав имеет после прокатки.

6. Показано, что большее сопротивление износу в условиях трения скольжения сплав 05Х22АГ15Н8М2Ф имел после закалки от 1100°С при наличии в его структуре высокоазотистого аустенита с небольшим количеством нитридов Cr2N. При испытании под нагрузкой 0,5 кг и скорости вращения контртела 1160 мин"1 получена линейная зависимость потери массы образцов от времени испытания.

7. Установлено, что сплав 05Х22АГ15Н8М2Ф в закаленном и деформированном состоянии не склонен к общей коррозии, а после закалки не склонен к МКК и имеет высокое сопротивление питтинговой коррозии в 6% растворе FeCb. Использованные весовой и водородный методы определения скорости коррозии изогнутых пластин из этого сплава в растворах серной и соляной кислот показали, что скорость растворения металла на растянутой стороне пластины выше, чем на сжатой.

8. Исследование структуры металла сварных швов сплава 05X22ATI5Н8М2Ф показало, что у линии сплавления шва формируется ячеистая структура, а в центральной части шва - дендритная. Сварные соединения этого сплава имеют хорошее сочетание прочности (о0>2 =600 -630 МПа) и ударной вязкости (KCU =1,8-1,9 МДж/м2).

9. Установлены режимы резания (V = 21 - 74 м/мин, S = 0,15 - 0,60 мм/об и h = 0,25 - 0,75 мм) при точении без охлаждающей жидкости сплава 05Х22АГ15Н8М2Ф, обеспечивающие наибольшую стойкость резцов.

10. Из разработанного нового сплава 05Х22АГ15Н8М2Ф (патент РФ №2303648) изготовлены фрезы и развертки, литые корпуса и болты, испытания которых показали, что их качество отвечает требованиям, предъявляемым к материалам медицинского инструмента, деталям судовой арматуры и высоконагруженному коррозионностойкому крепежу.

Заключение

Анализ и обобщение литературных данных по структуре и свойствам высокоазотистых коррозионностойких аустенитных сталей показал успешное их использование в качестве высокопрочного материала для бандажных колец генераторов, немагнитных труб буровой техники, немагнитных тросов, железнодорожных колес и высоконагруженных деталей криогенной техники. Однако, в литературе отсутствуют сведения о химическом составе сталей и их режимах обработки, которые можно было бы использовать для медицинского режущего инструмента. Стали для такого инструмента должны обеспечивать высокую статическую и циклическую прочность, вязкость разрушения, износостойкость, коррозионную стойкость, а также свариваемость и удовлетворительную обрабатываемость резанием. Перспективными материалами для указанного инструмента и деталей судовой арматуры являются стали со структурой высокоазотистого аустенита, не содержащей ферромагнитных фаз (феррита, мартенсита), а также карбидов хрома и а-фазы, снижающих пластичность. В связи с этим в работе были поставлены следующие задачи: установление закономерностей изменения структуры и свойств аустенитных высокоазотистых Fe-Cr-Mn-Ni-Mo сплавав в зависимости от их легирования;

- исследование влияния термической обработки и пластической деформации на структуру, физикомеханические и химические свойства нового сплава;

- исследование технологических свойств полуфабрикатов, изготовление и испытания деталей из металла промышленной выплавки нового сплава.

Глава 2. Материал и методы исследования

2.1 Материал

Химический состав сплавов выбран с учетом, что он должен обеспечивать:

-высокую растворимость азота в жидком металле и кристаллизацию без образования 5-феррита, определяющую высокое содержание азота в у-твердом растворе;

-формирование структуры с малым количеством труднорастворимых нитридов( с целью измельчения аустенитного зерна), в котором отсутствуют карбиды М2зСб ( это осуществляется у низкоуглеродистых Cr-Мп сталей с соотношением C/N < 0,15), и 5-феррита.

Учитывая, что, в дополнение к перечисленным требованиям, сталь должна быть свариваемой, содержание в стали углерода [С] =0,04 и азота [N] 0,4 в минимальных указанных количествах достаточно для обеспечения высокой прочности основного металла и сварного соединения. При содержании углерода более 0,09% и азота более 0,6% соответственно, трудно получить удовлетворительные показатели пластичности и ударной вязкости из - за образования при тепловых выдержках большого количества карбида хрома типа М2зСб и нитридов хрома типа Cr2N, кроме того трудно получить беспористый металл без использования повышенного давления азота под расплавом из - за ограниченной растворимости азота в металле такого состава. Для предотвращения образования карбидов хрома типа М23Сб отношение содержания углерода к содержанию азота не должно превышать

0,15. Введение в сталь 20 - 23% хрома необходимо для обеспечения требуемого уровня коррозионной стойкости и растворимости азота в указанных пределах. При содержании хрома более 23% и никеля менее 5% сталь будет иметь пониженную пластичность из — за образования феррита и о

30

- фазы. С увеличением содержания никеля более 15% - из - за снижения растворимости азота в металле невозможно получить сталь с заданным количеством азота. Наличие марганца на уровне 10 — 16% обеспечивает стабильность аустенита по отношению к у - а(М) превращению, повышает растворимость азота и способствует раскислению металла. Введение в сталь ванадия более 0,10% обеспечивает мелкозернистую структуру и повышение прочности (за счет образования мелкодисперсных нитридов ванадия). При меньших концентрациях ванадия положительный эффект от его введения незначителен. Увеличение содержания ванадия более 0,3% приводит к снижению прочности металла из - за обеднения твердого раствора азотом в результате образования термически устойчивых нитридов ванадия, диссоциирующих в аустените при температурах выше 1100°С. При содержании молибдена более 2,0% в металле может образовываться ферромагнитная фаза (5 - феррит). Добавки кальция в количестве 0,005 -0,010%, улучшая морфологию неметаллических включений, повышают пластичность металла и его технологичность, особенно обрабатываемость резанием. Если кальция в металле меньше 0,005% - значительного эффекта от его введения не наблюдается, при увеличении его содержания более 0,010% - дальнейшего улучшения свойств не наблюдается. Рассмотренным выше условиям может удовлетворять сталь, содержащая: 0,4

- 0,6% N, 20 - 23 % Сг, 10 - 16% Мп, 6,0 - 9,0% Ni, 1,0 - 2,0 % Mo, 0,1 - 0,3 % V, 0,04 - 0,09 % С, 0,1 - 0,6 % Si,0,005 - 0,01 % Ca. При указанном содержании легирующих элементов выполняется соотношение Ni3KB/ Сгэки = 0,7-0,9.

2.2 Выплавка и горячая деформация слитков

Выплавка 12 открытых лабораторных плавок заданных химических составов производилась на печи ИСВ-004 в 50-кг тиглях. Химический состав этих сталей приведен в таблице 2.1. Таблица 2.1 — Химический состав сталей*, масс.% пл авки С Si Мп Сг Ni V Nb Mo N

1 06X21АГ14Н7М2Ф 0,060 0,12 14,34 20,7 7,00 0,17 - 0,58 0,512

2 07X21АГ16Н8МФ 0,070 0,52 15,90 21,1 8,40 0,29 - 1,05 0,510

3 04X22АГ 16Н6М2Ф 0,040 0,31 16,60 22,3 5,80 0,10 - 1,98 0,360

4 04Х22АГ16Н8М2Ф 0,040 0,27 16,20 21,7 7,90 0,11 - 1,99 0,470

5 07Х24АГ10Н7МФ 0,070 0,39 10,31 23,7 7,20 0,36 - 0,89 0,45

6 05X21АГ6Н4МФ 0,050 0,32 6,20 20,8 4,29 0,21 - 1,10 0,44

7 05Х19АГ10Н7М2ФБ 0,050 0,40 9,90 19,4 6,80 0,22 0,17 1,56 0,43

8 03Х19 АГ 10Н7М2ФБ 0,035 0,28 10,10 19,1 6,70 0,37 0,12 1,52 0,44

9 04X19 АГ10Н7М2ФБ 0,036 0,32 10,60 19,1 7,00 0,56 0,14 1,54 0,48

10 03X20 АГ10Н7М2ФБ 0,035 0,35 10,30 19,7 7,1 0,76 0,14 1,53 0,49

11 03Х22АГ16Н15М2Б 0,030 0,27 15,90 21,8 15,20 - 0,30 0,95 0,62

12 06Х21АГ14Н8М2Ф 0,060 0,22 14,34 21,0 8,01 0,17 - 1,08 0,512

13 06X22АГ15Н8М2Ф 0,060 0,27 14,57 21,9 8,06 0,18 - 1,60 0,514

14 05Х22АГ15Н8М2Ф 0,050 0,31 15,10 21,5 7,90 0,15 - 1,10 0,510 х - содержание в плавках 1-14 содержание в масс.%: S = 0,006-0,008, Р = 0,010 - 0,014, Са = 0,005 - 0,010, В = 0,001 - 0,010, Се = 0,01 - 0,03.

В качестве шихтовых материалов использовали: армко-железо, FeCr 005, FeCr азотированный (5,17 % N2), Мп металлический азотированный (7,4% N2) , FeMo, FeV, никель Н-3, FeNb, для введения углерода использовали графит химически чистый.

Плавки проводились по следующей схеме. В завалку давали армко-железо и никель. В конце периода расплавления давали: FeCr, FeMo, графит,

FeNb. После расплавления в металл было отдано расчетное количество азотированного феррохрома и марганца на 1,20% азота (на 0,81% азота — марганцем, на 0,39% азота - феррохромом). После усвоения азотированных материалов шлак был снят и заведен новый, из криолита. Раскисление шлака вели порошком SiCa. За 10 минут до выпуска в металл был присажен феррованадий. Конечное раскисление производили кальцием металлическим на 0,01%) кальция за одну минуту до выпуска. Разливку металла производили сверху через промежуточную воронку в изложницу □ 10 кг. Визуальный осмотр полученных слитков и прутков показал отсутствие поверхностных дефектов в виде пор и трещин. После отрезки прибыльной части металл был прокован на прутки квадрат 15x15 мм и прокатан на сутунки толщиной 20 мм.

Сталь марки 05Х22АГ15Н8М2Ф выплавляли на ОАО «Металлургический завод Электросталь» в индукционной печи, с последующим электрошлаковым переплавом (Ш) на два слитка с маркировкой Ш-16774 и Ш-16777. Выплавка исходного металла производилась в однотонной открытой индукционной печи СПЦ-4 в соответствии с технологической инструкцией И-9-97 и рекомендацией ПИЛ С-82-03. В завалку были использованы отходы подходящего химического состава, а именно: кусковые отходы 03X17H14M3 и отходы стали ЭП750, составившие суммарно 30% от веса завалки. Кроме того, в завалку был присажен никель HI-У и Армко-железо производства Оскольского металлургического завода.

В конце периода расплавления в металл были присажены металлический марганец и марганец высокоазотированный. После проверки химического состава, включая содержание азота, химический состав был скорректирован добавками соответствующих ферросплавов (ферромарганца, феррохрома, ферромолибдена).

После полного расплавления шихты и усвоения ферросплавов при температуре 1520-1530°С шлак снимали и заводили новый из извести и флюса АНФ 1-3-0 (5 кг/тн и 0,5 кг/тн соответственно). Шлак раскисляли порошкообразным силикокальцием в количестве 3 кг/тн.

После осветления шлака металл делегировали ферросилицием 75%. За 10 минут до выпуска присаживали феррованадий. Конечное раскисление металла проводили присадкой кальция металлического на 0,1%.

Продолжительность рафинировки (от укачивания шлака до выпуска) составляла 20 минут. Температура металла перед выпуском была 1550° С, в ковше - 1530° С.

Металл был разлит сверху, в электродные слитки 0 250 мм, в атмосфере аргона, с засыпкой прибыльной части экзосмесью. Скорость наполнения до прибыли составила 82 -87 сек, общая продолжительность 2 минуты.

Электрошлаковый переплав чищеных электродов до 0 250 мм с приваренными инвентарными головками исходных плавок № 93978 и № 93980 стали 05Х22АГ15Н8М2Ф-Ш производили в кристаллизаторе 0 320 мм в соответствии с ТИ № ЭШ-25-98, группа 2, и рекомендацией ЦИЛ № Ш-200-03. Из-за пониженного содержания марганца в исходном металле, в соответствии с рекомендацией в исходный флюс добавляли марганец металлический. Замечаний в процессе ЭШП не было, в результате были получены два слитка, которым была присвоена вышеупомянутая маркировка Ш-16774 (1сл.) и Ш-16777 (1сл.). Охлаждение слитков - на воздухе.

Поверхность слитка плавки Ш 16777 - хорошая. На слитке пл. Ш-16774 - электропробой, который был подточен.

Нагрев и ковка на молотах слитков 0 320 мм плавок Ш-16777 и Ш-16774 стали 05Х22АГ15Н8М2Ф-Ш производились в соответствии с технологической инструкцией ТИ131-К1-02 и распоряжением № Р5-609-03.

Нагрев слитков 0 320 мм производился в методической печи №1. Температура нагрева под деформацию по диаграмме 1130-1140° С (по распоряжению - 1160±20°С). Время выдержки в сварочной зоне - 1 ч 45 мин. При ковке на поверхности слитка 0 320 мм плавки Ш - 16774 было обнаружено небольшое количество трещин, металл был удален из печи в виде заготовки квадрат 250 мм. После шлифовки заготовки квадрат 220-230 мм были продеформированы на прессе с получением промежуточной заготовки 0 180 мм. Температура нагрева заготовок под деформацию - 1180° С. При ковке образовались единичные рванины. От заготовок 0 180 мм на станке горячей резки были отрезаны по 2 заготовки. После подогрева они были осажены на шайбы высотой 65 мм и после зачистки поверхности от дефектов были продеформированы на прессе на заготовки квадрат 130 и 120 мм.

По результатам наблюдений за предыдущими переделами рекомендовано поднять температуру нагрева перед деформацией до 1200° С.

Шлифованные заготовки □ 130 мм (Ш-16777) и □ 120 мм (Ш-16774) проковали на молотах на чистый сорт 0 100 и 0 50 мм без замечаний. Температура нагрева под деформацию составляла 1200°С. Металл был термически обработан в малых камерных печах термического цеха по режиму: нагрев до 1100°С с выдержкой 2 часа, охлаждение в воде.

Заготовки 050мм были переплавлены в печи ИСТ-160 завода «Армалит» и получены литые заготовки 020 мм и 3-х фланцевый литой корпус.

Анализ макроструктуры заготовок диаметром 80 и 100 мм показал отсутствие дефектов в виде трещин, расслоений, пузырей и пленок, скоплений крупных неметаллических включений.

2.3 Структурные методы исследования Оптическая металлография

Микроструктуру изучали с помощью оптических микроскопов «NEOPHOT-2» и «NEOPHOT-32», применяя методы количественной металлографии. Шлифы приготовляли шлифовкой на наждачной бумаге и полировкой с последующим выявлением структуры химическим травлением в реактиве, содержащем 1 часть HN03 и 3 части НС1.

Рентгеноструктурный анализ

Рентгеноструктурный анализ проводили при температурах 20-1000°С в высокотемпературной приставке УВД-2000 к дифрактометру ДРОН-3 с использованием СоКа излучение с Fe- фильтром. Определяли качественный и количественный фазовый состав, параметры решетки для у- фазы. Для определения параметров решетки и количественного фазового состава использовали рефлексы (111) у, (110)а, (002)Cr2N- Точность определения параметра решетки составила 0,002 для всех измерений.

Определение фазового состава при комнатной температуре стали проводили на рентгеновском дифрактометре ДРОН-3, совмещенном с компьютером PC AT. Использовалось кобальтовое Со Ка излучение и графитовый монохроматор. Экспериментальные данные обрабатывались с помощью программного комплекса КОИМЕТ. Для идентификации фаз использовались данные POWDER DIFFRACTION FILE (картотека ASTM).

Электронная микроскопия.

Электронномикроскопическое исследование проводилось на тонких фольгах. Фольги получали из массивных образцов. Предварительное

36 утонение вырезанных пластин толщиной -1,5 мм осуществляли шлифовкой на микронных шкурках до толщины -1,0 мм. Окончательное утонение до образования лунки, а затем и отверстия, проводили электрополировкой в фосфорнохромовом электролите при напряжении 20 вольт и плотности тока около 3 а/см . Полученные фольги изучали на электронном микроскопе ЭМВ-100Л с ускоряющем напряжением 100 кВ. При анализе в ходе исследований микродифракционной информации применяли аналитические методы [79,80].

2.4 Механические испытания.

Испытания на растяжение проводили при комнатной температуре для определения ав> Go,2, S, \|/ в соответствии с ГОСТ 1497-84 на машине INSTRON-1185 со скоростью нагружения 1 мм/мин, на образцах с рабочим диаметром 5 мм. При измерении механических свойств на каждую точку использовалось не менее трех образцов.

Испытания на ударную вязкость проводили в соответствии с ГОСТ 9454-78 и ГОСТ 9450-76 на маятниковом копре Roell Amsler на стандартных образцах с V-образным концентратором радиусом 0,25 мм ( тип 1У ).

Твердость образцов измеряли по Виккерсу при нагрузке 10 кгс в соответствии с ГОСТ 2999-75 и по Роквелу при нагрузке 150 кгс (шкала С) в соответствии с ГОСТ 9013-59. Измерения микротвердости проводили на приборе ПМТ-3 при нагрузке 50 и 100 г и на приборе М-400-Н фирмы «Ьесо» при нагрузке 100 г в соответствии с ГОСТ 9450-76. Для подсчета средней величины твердости и микротвердости на каждом образце проводили не менее 10 измерений.

Испытания на циклическую усталость проводили на машине для усталостных испытаний материалов « Instron модель RR Мооге» при частоте нагружения 50 Гц. Испытания проводились на стандартных образцах и на образцах с V-образным концентратором радиусом 0,25 мм. Были проведены испытания как на воздухе, так и под капельницей с аналогом морской воды-3,5%NaCl.

Испытания на износостойкость стали проводили на лабораторной установке, реализующей схему трения скольжения торца закрепленного круглого образца диаметром 10 мм (испытуемого материала) по вращающемуся плоскому диску (контртелу) из стали ШХ15 с твердостью 60 HRC и диаметром 200 мм без смазочного материала. Диск вращался с постоянными скоростями 460 и 1160 м/мин. К испытуемому образцу прикладывалась продольная нагрузка Р=0,5, 1, 2 и 4 кг. Испытуемый образец притирался при этих нагрузках в течение 30 мин. Взвешивание образцов до и после испытаний выполняли на аналитических весах с ценой деления 1 мг. Время испытаний составляло 10, 30, 60, 120 и 240 мин. Износостойкость определяли по потере массы образца в процессе испытания.

Сварные соединения получали с помощью ручной аргонно-дуговой сварки и дуговой сваркой под флюсом АНК-67 с применением проволоки диаметром 3 мм, химический состав которой соответствовал основному металлу.

При испытаниях на обрабатываемость при продольном точении использовался токарный станок модели 1К62, применялся проходной отогнутый резец с твердосплавной накладкой из сплава ВК8, размером 25x16x140, вылет резца из суппорта 50 мм.

Заготовки зажимались в трехкулачковый патрон, с поджатием центром. Обдирка и обточка производилась с одного установа, но разными резцами. Время обработки на всех режимах - 20 минут.

Каждый резец (режущая часть) фотографировался до обработки и после. При наложении фотографий - видим износ резца.

Испытания на стойкость к сплошной (общей) коррозии Образцы стали испытывали в соответствии с ГОСТ 9.908-85 в 0,9% растворе NaCl (физиологический раствор) на одном образце для листов и на двух образцах для прутков. Определяли показатель сплошной или общей коррозии Дт как:

Дт=(шо -mj)/S, где то - масса образца до испытаний, г; т{ - масса образца после испытаний и удаления продуктов коррозии, г; S - площадь поверхности образца, м". Затем определяли скорость коррозии Кт как:

Кт = Ат/т, г/м -ч, где т- время выдержки в коррозионной среде, ч.

Испытания на МКК. В соответствии с ТУ склонность исследуемой в данной работе стали к МКК, определяли по ГОСТ 6032 на одном образце для* листов и на двух образцах для прутков методом АМУ в течение 24 ч без провоцирующего нагрева (т.к. это нестабилизированная сталь, не содержащая титан или ниобий, с содержанием углерода более 0,030%). Проводили кипячение образцов в водном растворе CuS04 + H2S04 в присутствии металлической меди. После воздействия раствора образцы изгибали на оправке под углом 90° и определяли наличие/отсутствие МКК по наличию/отсутствию трещин при осмотре через лупу с увеличением в 10 раз. Из двух листов толщиной 1 мм (в различных состояниях - Н, ТО, ТМО) были вырезаны (в направлении прокатки) образцы шириной 15 мм, длиной 60 мм. Из двух прутков (в каждом из состояний - ТО, ТМО) были изготовлены по 2 образца толщиной 2 мм, шириной 15 мм, длиной 60 мм. Поверхность образцов была механически отполирована. Т.к. провоцирующий нагрев не проводили, перед шлифовкой не требовалось удалять окалину после нагрева механическим, либо химическим способом.

Исследование коррозионной стойкости выпуклых и вогнутых сторон изогнутых пластин в водных растворах серной и соляной кислот.

Для исследования коррозионной стойкости пластины из стали изгибали в специальной ячейке, изготовленной из стеклотекстолита и помещали в корродирующую среду. Небольшой изгиб металлической пластины обычно создает значительные напряжения. Образцы имели вид прямоугольных пластинок длиной 30-75 мм, шириной 10-20 мм и толщиной 0.1- 0.8 мм. Для изоляции одной из сторон пластинки использовался лак ХВ-784, представляющий собой раствор хлорированной поливинилхлоридной смолы в смеси летучих органических растворителей с добавками пластификатора. Образцы обезжиривались эфиром, промывались дистиллированной водой и покрывались лаком. Затем он высушивались при температуре 18-22 °С в течение одного часа. Вторично нанесенный слой лака высушивался при температуре 60°С в течение одного часа. Скорость коррозии контролировалась по относительной потере веса прокорродировавшего образца. На установке для изучения коррозии под напряжением весовым методом ячейка с образцом прикреплялась к чашке весов снизу и помещалась в сосуд с агрессивной средой. Наблюдения за изменением веса фиксировались на дисплее компьютера. Измерения на весах фирмы Сарториус проводились с точностью до пятого знака. Скорость фиксации растворения пластин методом непрерывного изменения веса определяли по наклону нормированной кривой. Нормирование осуществляли делением текущих значений массы на значение, зафиксированное в начале эксперимента (через 10-15 секунд, идущих на установление равновесного состояния в жидкой среде после подвешивания ячейки).

Скорость коррозии контролировалась также по количеству выделившегося в процессе реакции водорода. Исследуемый образец в изогнутом виде помещался в сосуд с растворителем. Бюретка, заполненная кислотой с расширяющимся концом в виде воронки, покрывала металлическую пластину. Выделяющийся в процессе реакции водород поднимался вверх, вытесняя из бюретки кислоту. По вытесненному объему растворителя, отдельно с выпуклой и с вогнутой сторон образца, судили о скоростях реакций.

Для определения микротрещин на вогнутой и сжатой стороне пластины после испытания в 23% растворе серной кислоты использовали неконтактный лазероаккустический метод [81].

С помощью импульсного лазерного излучения на поверхности металла возбуждается волна Релея, которая далее распространяется вдоль поверхности. Скорость распространения этой волны определяется упругими свойствами поверхности металла. На некотором расстоянии от точки возбуждения происходит регистрация поверхностной волны. Регистрация осуществляется также неконтактным оптическим методом. Луч непрерывного Не - Ne лазера направляется параллельно металлической поверхности поперек распространения импульса деформации. При пересечении поверхностной волной лазерного луча происходит модуляция интенсивности света, попадающего в фотоприемник, что позволило регистрировать амплитуду и фазу поверхностной волны. Низкочастотные деформации проникают глубже под поверхность, а волна деформации на высоких частотах концентрируется в металле в приповерхностном слое, толщиной порядка длины волны.

Обработка давлением

Для проведения исследований были изготовлены клиновидные заготовки, размеченные на сегменты, которые затем подвергались прокатке при температурах 700, 800, 900, 1000 и 1100°С. Ввиду клиновидной формы заготовок каждый сегмент подвергался различной степени обжатия. На всех заготовках были получены сегменты, имеющие степень деформации от 10 до 90%. Наибольшее обжатие было с большей стороны клина. Затем горячекатаные заготовки были разрезаны по данным сегментам. Были проведены исследования микроструктуры и определение твердости по Виккерсу в продольном и поперечном сечении сегментов.

Кроме клиновидных образцов исследовали также плоские заготовки размером 25x50x150 мм. Часть этих заготовок прокатывали при 1050 °С с обжатием 75% и закаливали от различных температур, от 850 до 1200°С. Другую часть заготовок прокатывали при температурах 950, 1000, 1050 и 1100°С.

Глава 3. Влияние легирования на структуру и свойства коррозионно-стойких аустенитных азотосодержащих сплавов.

3.1 Влияние легирования на предельную растворимость азота в коррозионностойких низкоуглеродистых сплавах Fe-Cr-Mn-Mo-N.

Растворимость азота при затвердевании Fe-Cr-Mn-Ni-N сплавов при атмосферном давлении над расплавом зависит от химического состава сплава. Увеличение концентрации хрома при постоянном содержании никеля в сплаве повышает растворимость азота. В противоположность хрому, марганцу, молибдену и ванадию, никель снижает растворимость азота [82,83]. В связи с этим, приобретает первостепенное значение знание предельной растворимости азота в сплавах. Особую важность это имеет в Fe-Cr-Mn-Ni-Mo-сплавах, которые находят широкое практическое применение. Использование этих данных позволяет устанавливать концентрационные интервалы, определяющие фазовый состав указанных сплавов.

В настоящей работе приведены расчёты предельной растворимости азота в сплавах системы Fe-Cr-Mn-Ni-Mo. Предел растворимости азота в аустенитных сплавах, содержащих хром, углерод, молибден, ванадий, никель, кремний и марганец, рассчитывали по уравнению Вагнера [84]:

IgfNJ = lg[N]Fe -±е« ■ [RJ-^trNR ■ [R]2 + UgPN, (1) i=3 ^ i=3 ^ с использованием следующих значений параметра взаимодействия первого и второго порядков [85]: ecNr[Cr] = -0,048;ecN[C] = +0,118; [Mo] = -0,013;efj Si] = +0,043;

Ni] = +0,011 ;ef [Мп ] = -0,024 ;evN[V] = -0,098 ;e"N =0,13; rcNr = 3,5 ■ 10-4;C = 3,2 ■ 10~5;r™ = 3,5 ■ 10~s= 7,9 • 10~s.

Параметры взаимодействия, предложенные Фойхтингером рассчитаны для температуры 1600°С, тогда как содержание азота в твердом металле определяется условиями разливки и кристаллизации металла. Поскольку для большинства высокохромистых сплавов растворимость азота с понижением температуры расплава возрастает, азот вводят в металл при температуре, которая на ~100°С выше температуры ликвидус. Температурную зависимость растворимости азота характеризует уравнение Чипмана-Корригана [86] ш]=~~(^-075)-±4-т (2).

С использованием расчетных данных по предельной растворимости азота (таблица 3.1.1) построены зависимости максимальной концентрации азота от содержания хрома в интервалах 13 - 30% , марганца 1 - 21% , никеля 1 - 15% в сплавах железа, содержащих 0,02% С и 1 % Мо (Рис. 3.1.1 и 3.1.2).

Эти зависимости показывают возможности легирования сплава с целью разработки высокопрочных немагнитных коррозионностойких сплавов. При расчете содержания азота, не приводящего к образованию пузырей и пористости кристаллизационного характера, следует ввести коэффициент композиционной устойчивости азота, равный 0,78 предела растворимости.

Как видно из рисунка 3.1.1, при раздельном и совместном увеличении содержания хрома и марганца растворимость азота в расплавах Fe-Cr-Mn-Ni-Мо увеличивается. Влияние хрома примерно в три раза больше, чем влияние марганца. При этом никель оказывает противоположное хрому и марганцу влияние, снижая растворимость азота. Влияние никеля на растворимость азота иллюстрируется также рисунком 3.1.2.

12 24 Cr, "Mi

Рис.3.1.1 Влияние хрома на растворимость азота при кристаллизации

Cr-Mn-Ni-Mo сплавов (при 1% Мо, 0,02%С) легированных никелем в количествах (мас.%): а - 1%, б - 3%, в - 5%, г - 7%, д - 10%, е - 13%, ж - 15% и с содержанием марганца (мас.%): ■-1> А - 6, ♦ -12, х-18, 21 1,2

•4 г

1-Г б 9 12 15 18 Ni, %

Рис. 3.1.2 Влияние никеля на предельную растворимость азота в сплавах Fe-Cr-9%Mn-Ni-l%Mo-0,02%C при содержании хрома: 1 - 13; 2 - 16; 3 - 19; 4 -21; 5-24; 6-27; 7-30%.

1. Королев М.М. Азот как легированный элемент в стали.//М. Металлургия, 1961, 163 с.

2. Банных О.А., Блинов В.М., Костина М.В., Высокоазотистые коррозионностойкие аустенитные стали для высоконагруженных изделий. Сб. научных трудов. Институту металлургии и материаловедения им А.А. Байкова 60 лет. Москва «ЭЛИЗ» 1998г.с. 192-200.

3. Гудремон Э. // Специальные стали, т.2, 1966.

4. Приданцев М.В., Талов Н.П., Левин Ф.Л. Высокопрочные аустенитные стали.// М. Металлургия, 1969, 248 с.

5. Банных О.А., Блинов В.М. Дисперсионно-твердеющие немагнитные ванадийсодержащий стали. //М. Наука. 1980, 190 с.

6. Gavriljuk V.G. // Nitrogen in Iron and Steel. ISIJ International, v.36. No 7 p.738 745. 1996.

7. Blinov V.M., Bannykh O.A. Alloying of dispersion-hardsned austenitic vanadium steels to obtain high strength. 6-th International Congress on heat treatment of materials, Chicago, 1988, p.219-225.

8. Банных O.A. Блинов B.M., Костина M.B., Азот как легирующий элемент в сплавах на основе железа. Труды школы-семинара «фазовые и структурные превращения в сталях», 25-30 ноября 2002г., Магнитогорск, с.157-192.

9. Свяжин А.Г., Капуткина Л.М., Стали, легированные азотом. Известия высших учебных заведений. // Черная металлургия 10. Физика металлов. 2005, с.36-46.

10. Григорович В.К. Электронное строение итермодинамик сплавов на основе железа. //М: Наука.-1970.292с.

11. Гаврилюк В.Г., Друзь В.А., Ефименко С.П., Квасневский О.Г. // ФММ.-1987.т.,».№6-с.1132-1133

12. Гаврилюк В.Г. Распределение углерода в стали.-Киев: // Наукова думка.-1987.203с

13. Ульянин В.А., Сорокин Н.А., Зарецкий Я.М.// МиТОМ. 1969.№9.-с.8-10.

14. Bannykh О.A., Blinov V.M., On the effect of discontinuous decomposition on the structure and properties of high nitrogen steels and on methods for suppression thereof. // Steel research 62 (1991) №1, p. 38-45.

15. А.С. SU 1116093 от 09.06.1983

16. А.С. SU 1650762 от 29.05.198922. Патент ЕР 0687745.23. Патент ЕР 0446188.24. Патент ЕР 0438992.25. Патент ЕР 0467756.26. Патент ЕР 0573335.27. Патент ЕР 0577898.28. Патент № 0142015.29. Патент ЕР 1087029.30. Патент № 4,824,636.31. Патент №2752083.

17. Рашев Ц.В. Высокоазотистые стали, металлургия под давлением. // Изд. Болгарской академии наук. София, 1995, с. 171-187.

18. Hanninen Н.Е. Application and performance of high nitrogen steels. // High Nitrogen Steels.2004. p.371-379.

19. Stein G., Menzel J., High nitrogen alloyed steels on the move-fields of application. // High Nitrogen Steels.2004. p.421-426

20. ISO 5832-9, 2-я редакция от 1995-05-15, часть 9.

21. Ding J., Zhang D., Nishida S. etc. Study on low cycle fatigue property of austenitic stainless steel under stress controlled condition // Acta met. Sin. -2002, vol. 38, № 12, p. 1261 - 1265.

22. Srinivasan V.S., Sandhya R., Rao B.S. etc. Effect of temperature on the low cycle fatigue behaviour of nitrogen alloyed type 316L stainless steel // International Journal of Fatigue. 1991, vol.13, № 6, p. 471 - 478.

23. Degallix S., Degallix G., Foct J. Influence of nitrogen solutes and precipitates on low cycle fatigue of 316L stainless steels // ASTM STP 942 (American Society for Testing and Materials, 1988), p. 798 -811.

24. Сун X., Динер M., Угговитцер П.И., Малоцикловая усталость высокоазотистых сталей. 2-я международная конференция HNS 90, Аахен, Германия, 1990, с.150-155.

25. Diener М., Speidel М. О. Fatigue and Corrosion Fatigue of High -Nitrogen Austenitic Stainless Steel // HNS 2003 (High Nitrogen Steels). vdf Hochschulverlag AG an der ETH Zurich, 2003, p.211 - 215.

26. Hennessy D., Stecker G., Altstetter. Phase Transformation of Stainless Steel During Fatigue // Metallurgical Transactions A. 1976, vol. 7A, March, p. 415-424.

27. Rawers J., Tylczak J. Characterizing High Interstitial Concentrations in Stainless Steels. Proceedings of International Conference on High Nitrogen Steels 2006, // China, 2006, p. 121-129.

28. Блинов В. M., Банных О. А., Пойменов И. JI. и др. Износостойкость высокоазотистых немагнитных хромомарганцевых сталей. // Металлы, 1982, №6, с. 142-145.

29. Банных О. А., Блинов В. М., Костина М. В. и др. О взаимосвязи износостойкости с фазовым составом и механическими свойствами новых высоко азотистых железохромистых сплавов, // Металлы, 2000, №2, с. 57-64.

30. Филиппов М. А., Белозерова Т. А., Блинов В. М. и др. Влияние термической обработки на износостойкость при абразивном изнашивании высокоуглеродистых и высокоазотистых сталей. // Металловедение и термическая обработка металлов, 2006, №4, с. 29-33.

31. Мушникова С.Ю., Легостаев Ю.Л., Харьков А.А., Калинин Г.Ю., Исследование влияния азота на стойкость к питинговой коррозии. // Вопросы материаловедения, 2004, №2(38) с. 126-135.

32. Калинин Г.Ю., Мушникова С.Ю., Нестерова Е.В., Фомина О.В., Харьков А.А., //. Вопросы материаловедения, 2006, №1(45) с.45-54

33. Ono A.A., Alonso N., Tschiptschin A.P. Corrosion resistance of nitrogen bearing martensitic stainless steels // Iron and Steel Institute of Japan International. 1996. Vol. 36. №7. P. 813-817.

34. Menzel J., Kirchner W., Stein G. High nitrogen containing Ni-free austenitic steels for medical application // Iron and Steel Institute of Japan International. 1996. Vol. 36. № 7. P. 893-900.

35. H. Hanninen. Corrosion properties of HNS // Abstracts of the 5th International Conf. On High Nitrogen Steels. May 24-29 1998. Finland. Sweden. P. 40.

36. Renner M., Heubner U., Rockel M.B. Temperature as a pitting and crevice corrosion criterion in the FeCb test // Werkstoffe und Korrosion. 1986. Bd. 37. S. 183-190.

37. Grabke H.J. Role of nitrogen in the corrosion of iron and steels // Iron and Steel Institute of Japan International. 1996. Vol. 36, № 7. P. 777-786.

38. Strehblow H.-H. Mechanisms of pitting corrosion // Marcus P., Oudar J. Corrosion Mechanisms in Theory and Practies. Dresden: Marcel Dekker. 1995. P. 201-211.

39. Jargelius-Petterson R.F.A. Sensitization behaviour and corrosion resistance of austenitic stainless steels alloyed with nitrogen and manganese // Iron and Steel Institute of Japan International. 1996. Vol. 36, № 7. P. 818-824.

40. With and Without Mechanical Stress, J.Electrochemical Society, 2001, 148, №5, В 174-B 185.65. . Есипова Н.Е., Емелина А.И., Русанов А.И. //Физика и химия стекла, 2006, т. 32, № 3, с. 369-374.

41. Медовар Б.И., Сварка жаропрочных аустенитных сталей и сплавов,М. Машиностроение, 1966,с.428.

42. Каховский Н.И., Сварка нержавеющих сталей. Киев. // Техника. 1968. 312 с.

43. Каховский Н.И., Ющенко К.А., Манько Г.Г., Сварка чисто аустенитных сталей применительно к изделиям, работающим при весьма низких температурах. // Материалы семинара «Сварка конструкций из высоколегированных сталей», Л.ЛДНТП, 1968, с. 50-56.

44. Каховский Н.И., Сварка высоколегированных сталей. // Киев. Техника,1970, с. 376.

45. Еспер Г., Веслинг В., Ахтелинг К., Прочностные свойства нержавеющих аустенитных сталей с повышенным содержанием азота и возможности их применения. // Черные металлы, 1966, №21,с.73.

46. Солнцев Ю.П., Борзенко Е.И., Вологжанина С.А. Материаловедение. Применение и выбор материалов. // Санкт-Петербург. Химиздат. 2007, с. 154-158.

47. Шифрин А.Ш., Резницкий Л.М. « Обработка резанием коррозионностойких, жаропрочных и титановых сталей и сплавав» // Машиностроение, Москва, 1964г,с.440.

48. Merino Carlos Bertrand, Goni Joseba Molinero, "La maguinablidad de losaceros inoxidables". Novamaguinta 2000, Maguina-herrameinta e ing-prod." 187, №137, p.114-122.

49. Мотокура Йосинобу, Йокота Хироси, Аран Кадзуо « Нержавеющая сталь повышенной обрабатываемости» Патент Япония, №63-248566,1988.

50. Сибата Мориеси, Кимура Аууеси, Дайдо Токусиоко. «Легкообрабатываемая аустенитная нержавеющая сталь». Патент Япония, №60-170152,1987.

51. Ohtani Hiroo « Влияние малых добавок Se и Те на обрабатываемость и горячую пластичность немагнитных высокомарганцевых сталей» Сумитомо Киндзоку. 1986, пт.38,№1, с.1-9.

52. Немировский Ю.Р., Немировский М.Р. Матрицы ориентационных соотношений при фазовых превращений и двойниковании, // Заводская лаборатория, 1975, т.4,№ 11 эо. 1347-1353.

53. Немировский Ю.Р., Немировский М.Р., Определение ориентационных соотношений при мартенситных ГЦК-ОЦК превращениях в сплавах железа, несодержащих остаточного аустенита. // ФММ, 1975,т.39, вып. 4, с.782-786.

54. A.M.Lomonosov, P.Hess, R.E.Kumon, M.F.Hamilton "Laser-generated nonlinear surface wave pulses in silicon crystals', Physical Review B, Vol. 69, 035314, (2004)

55. Pehlke R.D., Elliott J.F. Solubility of Nitrogen in Liquid Iron Alloys // Trans. AIME. 1960. v. 218. P. 1088.

56. Feichtinger H., Stein G. Melting of high nitrogen steels. 5-th Int. Conf. on High Nitrogen Steels. Espoo-Finnland, may 24-26. 1998. Stockholm-Sweden, may 27-28. 1998 (Далее HNS '98). Book of abstracts. P. 14.

57. Wagner С. Thermodynamic of alloys. Addison Wosley Press. Cambridge//Mass. 1962

58. Satir-Kolorz A.H. Feichtinger H. On the solubility of nitrogen in liquid Iron and Steel Alloys elevated pressure. // Z. Metallkunde, 1991, v 82, no. 9, p.689-697.

59. Uggowitzer Н„ Magdowski R., Speidel М.О., Nickel free high nitrogen austenitic steels. // ISIJ International, -1996, v.36, №# 7 p.901-908. .

60. Терентьев В.Ф., Колмаков А.Г., Блинов В.М., Блинов Е.В. Влияние азота на усталость коррозионностойких сплавов. // Деформация и разрушение материалов, 2007, №2,с.2-13.

61. Терентьев В.Ф., Колмаков А.Г., Блинов Е.В., Пруцков М.Е. Влияние азота на усталость нержавеющих сплавов. Материалы 1-й международ, конф. «Деформация и разрушение материалов» Москва,2006г., с.300-303.

62. Блинов В.М., Банных О.А., Костина М.В. , Афанасьев И.А., Блинов1. Е.В.

63. Влияние термической обработки и пластической деформации на износостойкость при трении скольжения высокопрочных коррозионно-стойких азотосодержащих сплавов. // Металлы, №6,2007, с.1- 8.

64. Патент РФ на изобретение №2303648 Высокопрочная и высоковязкая немагнитная свариваемая сталь. Блинов В.М., Банных О.А., Ильин А.А., Костина М.В., Блинов Е.В. и др.