Влияние тлеющего разряда на фазовый состав и микротвердость цементированной хромоникелевой стали 20ХН3А

УДК 621.9.047:669:538.8

А. Л. Шеменкова, Ф. Г. Ловшенко, В. М. Шеменков

ВЛИЯНИЕ ТЛЕЮЩЕГО РАЗРЯДА НА ФАЗОВЫЙ СОСТАВ И МИКРОТВЕРДОСТЬ ЦЕМЕНТИРОВАННОЙ ХРОМОНИКЕЛЕВОЙ СТАЛИ 20ХН3А

UDC 621.9.047:669:538.8

A. L. Shemenkova, F. G. Lovshenko, V. M. Shemenkov

EFFECT OF GLOW DISCHARGE ON THE PHASE COMPOSITION AND MICROHARDNESS OF 20ХНЗА CHROMIUM-NICKEL CEMENTED STEEL

Аннотация

Представлены результаты исследования фазового состава цементируемой стали 20ХНЗА промышленной плавки в исходном состоянии и подвергнувшейся обработке при различных энергетических характеристиках тлеющего разряда.

Ключевые слова:

тлеющий разряд, фазовый состав, плавка, цементируемая сталь, модифицирующая обработка, поверхностный слой.

Abstract

The paper presents the results of the study of phase composition of the industrially melted cemented steel of 20ХНЗА grade in its initial state and after being treated at different energy characteristics of glow discharge.

Key words:

glow discharge, phase composition, melting, cemented steel, modifying treatment, surface layer.

Введение

Цементуемые хромоникелевые стали находят широкое применение при производстве ответственных деталей, работающих под действием высоких контактных и ударных нагрузок, трения, абразивной среды и отрицательных температур, что приводит к необходимости поиска новых методов повышения их эксплуатационных характеристик [1]. Одним из перспективных способов такого повышения является процесс модифицирующей обработки тлеющим разрядом [2]. Особенность обработки заключается в том, что она осуществляется в плазме тлеющего разряда постоянного тока, возбуждаемого в среде остаточных атмосферных газов

давлением от 1,33 до 13,33 Па, напряжением горения 1.. .5 кВ при плотности тока от 0,15 до 0,35 А/м2, частоте импульсов от 20 до 30 КГц ± 20 % и отношении площади анода к площади катода от 0,01 до 0,05 [3].

В результате воздействия низкотемпературной плазмы на поверхности инициируются механизмы, сходные с процессами, протекающими при низкоэнергетической ионной имплантации, с разницей в том, что в качестве источника ионов используется среда остаточных атмосферных газов.

Целью работы являлось изучение влияния модифицирующей обработки тлеющим разрядом на фазовые превращения, протекающие в поверхностном

© Шеменкова А. Л., Ловшенко Ф. Г., Шеменков В. М., 2014

слое цементируемом хромоникелевои стали, и их воздействия на повышение эксплуатационных характеристик поверхностного слоя в условиях трибоме-ханического нагружения.

В качестве объекта исследования выступала сталь 20ХН3А промышленной плавки, содержащая: 0,18...0,20 С; 0,68...0,78 Сг; 2,90.3,10 N1; 0,11.0,14 Мо; 0,24.0,28 Б1; 0,43.0,44 Мп; 0,01 Р мас. %; остальное -Бе. Образцы размером 15*15x15 мм были подвергнуты цементации в твердом карбюризаторе при температуре 920 °С, охлаждению на воздухе от 890 °С, закалке в масле от 800 °С (выдержка 1 ч 30 мин), отпуску при 180 °С в течение 2 ч.

Методика исследования.

Результаты исследования и их обсуждение

Рентгеноструктурный анализ проводился на рентгеновском дифракто-метре ДР0Н-3.0 в монохроматизиро-ванном СоКа-излучении. Дифрагированный вторичный пучок монохрома-тизировался с помощью графитового монохроматора НГП. Съемка образцов осуществлялась при ускоряющем напряжении на рентгеновской трубке 30 кВ и анодном токе 15 мА; интенсивность рассеянного рентгеновского излучения - в режиме сканирования (по точкам) с фиксированным временем счета 10 с на точку. Шаг сканирования составлял 0,10. Проводилась съемка дифракционных линий в диапазоне углов рассеяния 2в= 30.130°.

Фрагменты дифрактограмм исходного образца стали 20ХН3А и образцов, подвергнутых обработке с различными удельными мощностями, представлены на рис. 1.

При анализе полученного фрагмента дифрактограммы исходного образца стали 20ХН3А видно, что он со-

держит две системы отражении, одна из которых принадлежит y-Fe, а другая -a-Fe. Межплоскостные расстояния и распределение интенсивности регистрируемых линий соответствуют данным стандартной картотеки PDF.

Величина межплоскостных расстояний определялась из соотношения Вульфа-Брегга

2d sin0 = пЯ,

где d - межплоскостное расстояние; Я - длина волны излучения; 0 - угол дифракции.

Абсолютная погрешность определения межплоскостного расстояния Ad вычислялась по формуле

Ad d

-ctg0A0.

Расчет параметров кристаллической решетки проводился по формуле

a = dhkljh2 + k2 +l2,

где а - параметр кубической решетки; к, к, I - индексы дифракционной линии.

Погрешность определения параметров решетки находилась из уравнения

Аа М

a

d

Определение количества остаточного аустенита проводилось методом внутреннего эталона, который основан на сопоставлении интегральных интен-сивностей линий анализируемых фаз. Для анализа использовались линии (111) y-Fe и (110) a-Fe (рис. 2).

12000 10000 о т-1 1 1—1

8000 и . Ин 1 н 1 и 1 а

6000 4000 у-Бе

2000

Исходное состояние

о

О) О)

и

го <ч <ч <ч о сч оа

и * о Ин и IX, 1 В

г- г-

40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100 105 110 115 120 125 130

16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000 0

16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000 0

20000 18000 16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000 0

^ После обработки

^ в тлеющем разряде

^ с и = 1000 В и I = 25 мА

о о (N1

О Ин

о

V_

ь

—/V.

о

га

и

и Рч

А.

и

(N1 (N1

0)

1)

40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100 105 110 115 120 125 130

После обработки в тлеющем разряде с и = 2000 В и I = 50 мА

40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100 105 110 115 120 125 130

После обработки в тлеющем разряде " с и = 3000 В и I = 75 мА

О

ш

Л

о о (N1

О Ин

О О

С^

и

а

о

га га

(и

IX,

и

А

о

О) О) О)

0)

Ин

о

оа

и

40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100 105 110 115 120 125 130

2 в, град

Рис. 1. Фрагменты дифрактограммы стали 20ХН3А в исходном состоянии и после модифицирующей обработки в тлеющем разряде с различными параметрами горения

Исходное состояние

о tí

О

в

0 К

1 К

20000 18000 16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000

Рис. 2. Вид профиля линий (111) y-Fe и (110) a-Fe стали 20ХН3А в исходном состоянии и после модифицирующей обработки в тлеющем разряде с различными параметрами горения

В общем случае интенсивность I'ш рентгеновских лучей, отраженных единичным объемом кристалла для дифракционной линии с индексами кк1,

1

hki = const—2  Fhki x v

X n  L  P  e-2M  А

где const - постоянная, не зависящая от состава и количества фазы, содержащейся в образце; v - объем элементарной ячейки; Fhki - структурный фактор; n - фактор повторяемости; L - фактор Лоренца; P - поляризационный фактор; е~ш - температурный фактор; А(в) - абсорбционный фактор.

Интенсивность рентгеновских лучей, отраженных объемом Va а-фазы, можно представить в виде

Kkl =  F¿kl  naX

v

X L  P- e

-2 M

a a a

A

Рассмотрим характер распределения интенсивности в дифракционных линиях железа и в особенности изменения их профиля после обработки тлеющим разрядом с различными энергетическими характеристиками. Обратимся вначале к определяющим линиям (111) y-Fe и (110) a-Fe.

Как видно из фрагментов дифрак-тограмм, представленных на рис. 2, обработка тлеющим разрядом приводит к значительному уменьшению интенсивности линии (111) y-Fe, что может свидетельствовать об уменьшении количества данной фазы.

Для лучей, отраженных объемом Vy y-фазы?

1ГШ = consté  FhL  nY x

2 hkL 'у

Г

-2 M

X Ly- Pr- e~;M  A

Входящий в эти уравнения абсорбционный фактор

a

/ sin (20 -щ) + sin щ

где а - площадь поперечного сечения рентгеновского пучка. Для случая съемки на дифрактометре при фокусировке по Бреггу-Брентано 0 = щ, поэтому

т=2/-

Структурный фактор (структурная амплитуда) Fm определяется выражением

F

hkl / J j

i

^^ f -Mj -2 ni

,

где / - атомный рассеивающий фактор; т, р, ц - координаты у'-го узла базиса;

е М3 - член, учитывающий ослабление интенсивности вследствие тепловых колебаний атомов в '-м узле решетки.

При расчете атомного рассеивающего фактора / необходимо ввести поправку на аномальную дисперсию рентгеновских лучей, которая вызвана поглощением рентгеновских лучей к-электронамиА

1 (Af 'K )2

2

f = fo +Af 'к +

,

где f0 - атомный множитель рассеяния.

7 —4

а/;

2' е

(1 S; )2 Ю

ln

ю . 2 1

с

K

1

(1 -¿к )3

2юк сок, —2l + ^3ln с с

Ю -1

ск

Ю +1

ск

27 е"4 А/ "к = ^ *

4с

K

ю2(1 )2 Ю(1 S; )3

где а и - частота падающего излучения и края поглощения К-уровня соответственно; ёк - параметр рассеяния для атома данного элемента.

Величина поляризационного фактора Р определяется выражением

„ 1 + cos22acos22# Р =-.

2

Фактор Лоренца

L =

1

sinocos ^ Таким образом,

Ia = const Na-Va

a

2Ma

1

Na=— • Fhlla • Па • La ' Pa ' е~а ^ ^7)

v a

Ir= const Nr-Vr~; (18) 2Vy

1

Nг= -ГРшг-пу-ьг.Рг<м .

г

Поскольку площадь сечения а рентгеновского пучка постоянна, а коэффициенты ослабления рентгеновских лучей для исследуемых фаз практически одинаковы (/ « /Ну), то

V I N

Y Y а

Va IaNr

Расчет объемной доли остаточного аустенита VY проводился по формуле

V = —A-. Y 1 + A

A = 1,43-

Ia

где IY и Ia - интегральные интенсивности дифракционных линий (111) y-Fe и (110) a-Fe соответственно.

Определение интегральной интенсивности дифракционных линий осуществлялось с помощью программного приложения Topas.

Физическое уширение дифракционных линий определяли методом аппроксимации. В качестве эталона использовался образец электрополированной меди.

Из табл. 1, в которой представлены результаты исследования, видно, что обработка тлеющим разрядом оказывает влияние на изменение параметров кристаллической решетки обеих фаз. Также обработка приводит к значительному снижению степени искажения кристаллической решетки a-Fe и объемному уменьшению у-фазы, что свидетельствует о протекании в процессе обработки полиморфного превращения y-Fe ^ a-Fe.

Табл. 1. Объемная доля остаточного аустенита Vy, параметр кубической решетки a-Fe (aa) и y-Fe (ay), физическое уширение в дифракционных линий (110) и (220) a-Fe

Образец Объем y-Fe, % aa, нм ay, нм pU0a, 10-3 рад в220a, 10-3 рад

Исходный 43,5 0,28723 0,35985 18,0 62,3

U = 1000 В и I = 25 мА 20,7 0,28751 0,35955 15,0 62,5

U = 2000 В и I = 50 мА 21,1 0,28748 0,35992 15,6 58,9

U = 3000 В и I = 75 мА 9,9 0,28745 0,35898 11,8 56,1

Исследовалась зависимость приращения поверхностной твердости от основных факторов процесса модифицирующей обработки в тлеющем разряде с удельной мощностью горения от 0,20 до 0,88 кВт/м2, которая была аппроксимирована полиномом второй степени, отвечающим требованию рота-табельности и адекватно представляю-

щим эксперимент.

Измерение микротвердости рабочей поверхности образцов по методу Виккерса производилось в соответствии со стандартной методикой при нагрузке 0,98 Н, приложенной в течение 10 с.

В результате статистической обработки экспериментальных данных получено следующее:

H V = 104,3 - 0,7

U - 2,0 v 0,7 ,

+1,6

J - 0,25

v 0,075 ,

3,3

T - 30

10

+

+ 1,9

U - 2,0 0,7

J - 0,25 0,075

-1,3

U - 2,0 v 0,7 ,

T - 30

10

+

+ 2,9

Л.Л/T - 30Л /

J - 0,25 v 0,075 ,

10

+1,2

J - 0,25 v 0,075 ,

л2

+ 0,8

T - 30 10

2

На рис. 3 приведены зависимости, показывающие изменения твердости от двух факторов модифицирующей обработки при значении третьего, находящегося на основном уровне.

На базе анализа представленных результатов моделирования были определены значения основных параметров модифицирующей обработки в тлеющем разряде, соответствующие наибольшим значениям приращения поверхностной твердости (до 10.15 %). Максимальное приращение поверхностной микротвердости наблюдается при обработке образцов в тлеющем разряде с напряжением горения и = 2 кВ, силой тока I = 25 мА и временем обработки

Т = 15 мин.

Наибольшее влияние на приращение поверхностной твердости оказывают энергетические характеристики тлеющего разряда, такие как напряжение горения разряда и сила тока.

Заключение

Обработка цементированной хро-моникелевой стали 20ХН3А в тлеющем разряде вызывает повышение поверхностной твердости до 15 %, что в большей степени обусловлено снижением степени искажения кристаллической решетки a-Fe и полиморфным превращением y-Fe ^ a-Fe.

а) б) в)

Рис. 3. Влияние напряжения горения тлеющего разряда и и времени обработки Т (а), напряжения горения тлеющего разряда и и силы тока I (б), силы тока I и времени обработки Т (в) на приращение поверхностной твердости образцов из стали 20ХН3А

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Стали и сплавы. Марочник / Под ред. В. Г. Сорокина, М. А. Гервасьева. - М. : Интермет Инжиниринг, 2003. - 608 с.

2. Способ упрочнения изделий из металла или сплава, или сверхтвердого или графитсодержащего материала : пат. № 14716 БУ, и С 21 Б 1/78 / В. М. Шеменков, А.Ф. Короткевич; заявитель и патентообладатель Белорус.-Рос. ун-т. - № 20091136 ; заявл. 27.07.09 ; опубл. 10.05.11. - 3 с.

3. Ходырев, В. И. Прогрессивные электрофизические методы упрочнения твердосплавного инструмента / В. И. Ходырев, А. Ф. Короткевич, В. М. Шеменков // Вестн. МГТУ. - 2002. - № 2. -С. 159-163.

4. Лысак, Л. И. Определение истинной ширины рентгеновских интерференционных линий с применением стандартного образца / Л. И. Лысак // Вопросы физики металлов и металловедения : сб. тр. - Киев, 1955. - № 6. - С. 40-53.

5. Горелик, С. С. Рентгенографический и электронно-оптический анализ : учеб. пособие для вузов / С. С. Горелик, Ю. А. Скаков, Л. Н. Расторгуев. - 4-е изд., доп. и перераб. - М. : МИСИС, 2002. -360 с. : ил.

Статья сдана в редакцию 2 сентября 2014 года Алла Леонидовна Шеменкова, ведущий инженер, MОФО «Красный металлист».

Федор Григорьевич Ловшенко, д-р техн. наук, проф., Белорусско-Российский университет. Тел^ +375-296-25-21-26.

Владимир Михайлович Шеменков, канд. техн. наук, доц., Белорусско-Российский университет. Тел^ +375-447-4G-G6-64.

Alla Leonidovna Shemenkova, principal engineer, MОFО «Krasny Metallist».

Fedor Grigoryevich Lovshenko, DSc (Engineering), Prof., Belarusian-Russian University. Phonei +375-296-25-21-26.

Vladimir Mikhailovich Shemenkov, PhD (Engineering), Associate Prof., Belarusian-Russian University. Phonei +375-447-4G-G6-64.