Abstract
Sur la base des conditions de travail semi-autogènes du client, Machines Qiming recherche des aciers alliés résistants à la corrosion et à l'abrasion pour les chemises de laminage semi-autogènes.
Les revêtements de broyage semi-autogènes sont soumis à des conditions d'usure abrasives et corrosives graves. De nos jours, l'acier à haute teneur en manganèse a été largement utilisé comme SAG Mill Liner plaques nationales et étrangères, mais la courte durée de vie des plaques de revêtement en acier à haute teneur en manganèse sous abrasion a fait augmenter les coûts de production et ce matériau doit être déplacé. Afin d'améliorer la durée de vie et de réduire le coût de production des plaques de revêtement de laminage SAG, le développement de nouveaux aciers alliés résistants à l'usure a une signification académique et une valeur économique. Dans ce contexte, un nouveau type d'acier faiblement allié à haute teneur en carbone a été développé et recherché, en même temps que de nouvelles plaques de revêtement en acier bainite, une nouvelle plaque de revêtement composite en acier à haute teneur en manganèse et une plaque de revêtement en acier perlite ont été développées à Qiming. Machinerie. L'effet du processus de traitement thermique sur la composition chimique, la microstructure, la dureté, la ténacité aux chocs, le test de traction, la résistance à la corrosion et la résistance à l'usure abrasive à la corrosion par impact de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone a été étudié avec un microscope métallographique Leica, un four à moufle, un testeur de dureté , testeur d'impact instrumenté, machine d'essai de traction, corrosion par impact, machine d'essai d'abrasion, diffusion de rayons X, microscopie électronique à balayage et autres instruments et moyens de recherche. Dans le même temps, la microstructure et les propriétés complètes de trois nouvelles plaques de revêtement résistantes à l'abrasion ont été explorées.
Tout d'abord, quatre traitements thermiques différents ont été réalisés pour l'acier résistant à l'usure à haute teneur en carbone faiblement allié avec une composition de C 0.65%, Si 0.54%, Mn 0.97%, Cr 2.89%, Mo 0.35%, Ni 0.75%, N 0.10%. L'effet des procédés de traitement thermique sur la microstructure et les propriétés des alliages à haute teneur en carbone et faible en carbone a été discuté. Les résultats montrent que la microstructure de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone recuit avec un recuit à 1000 ° C, une normalisation à 950 ° C et un revenu à 250 ° C est de la perlite, et son énergie d'absorption d'impact Charpy avec entaille en V est la plus élevée (8.37 J). L'allongement avec les mêmes processus de traitement thermique est maximal (14.31%), tandis que la résistance à la traction, la limite d'élasticité et la dureté sont de 1005 MPa, 850 MPa et 43.8 HRC. L'acier faiblement allié à haute teneur en carbone avec un recuit à 1000 ° C, une normalisation à 950 ° C et un revenu à 250 ° C a les meilleures propriétés complètes.
Les résultats de l'étude des trois nouveaux types de plaques de revêtement développés sont les suivants. La dureté des plaques de revêtement en acier bainite est de 51.7 HRC. Après écrouissage, la dureté des plaques de revêtement augmente de 50HV, et son énergie d'absorption des chocs Charpy V-notch est de 7.50 J, dont la dureté et la ténacité correspondent bien. Les plaques de revêtement composite à matrice en acier à haute teneur en manganèse sont un matériau composite avec de l'austénite comme matrice et du carbure comme deuxième phase. La dureté des plaques de revêtement composites à matrice d'acier à haute teneur en manganèse est de 26.5 HRC. Après l'écrouissage, la dureté des plaques de revêtement augmente à 667 HV (58.7 HRC) et son énergie d'absorption des chocs Charpy U-notch est de 87.70J. L'allongement des plaques de revêtement avec une bonne ténacité est de 9.20%, tandis que la résistance à la traction et les limites d'élasticité sont de 743 MPa et 547 MPa. La dureté des plaques de revêtement perlitiques est de 31.3 HRC. Après l'écrouissage, la dureté des plaques de revêtement est pratiquement inchangée et l'énergie d'absorption des chocs Charpy V-notch est de 6.00J. L'allongement des plaques de revêtement perlitique est faible (6.64%), tandis que la résistance à la traction et les limites d'élasticité sont de 766 MPa et 420 MPa.
Dans des conditions d'énergie d'impact de 4.5 J: la perte de poids usée des plaques de revêtement en acier bainite est la moins élevée, et ce matériau présente les meilleures performances de résistance à l'usure par corrosion par impact dans ces conditions. Dans des conditions d'énergie d'impact 9J: la perte de poids usée de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone recuit avec un recuit à 1000 ° C, une normalisation à 950 ° C et un revenu à 250 ° C est la moins élevée, et ce matériau a les meilleures performances de résistance à l'usure abrasive à la corrosion par impact en cette condition.
Analyses de la demande de conditions d'application, lorsque la charge d'impact est très faible, les plaques de revêtement SAG doivent être réalisées par l'acier bainite. lorsque la charge d'impact est importante, les plaques de revêtement SAG doivent être fabriquées en acier faiblement allié à haute teneur en carbone recuit avec un recuit à 1000 ° C, une normalisation à 950 ° C et un revenu à 250 ° C.
1.1 État de la recherche sur les matériaux de revêtement semi-automatiques des usines
1.1.1 Moulin semi-automatique
En 1932, les progrès de la technologie industrielle ont donné naissance au premier moulin autogène au monde. Vers 1950, le moulin autogène était officiellement utilisé dans la production minière. Après 1960, le processus de broyage autogène complet est devenu populaire dans de nombreuses mines métallurgiques de nombreux pays. Dans le processus d'auto-broyage, le minerai d'une taille supérieure à 100 mm est utilisé comme moyen de broyage principal pour le broyage, mais la taille est comprise entre 20 mm et 80 mm
En raison de sa faible capacité de broyage, il n'est pas facile d'être broyé à la taille appropriée par le minerai de grande taille. Afin de résoudre ce problème, les chercheurs tentent d'ajouter une certaine quantité de billes d'acier dans un broyeur autogène pour broyer ce type d'abrasifs. Généralement, la quantité de bille d'acier ajoutée est de 2 à 8% du volume du broyeur autogène. Cette amélioration améliore considérablement l'efficacité de la section de broyage de la mine, et le broyeur semi-autogène devrait également être produit.
La figure 1-1 montre le diagramme solide du broyeur semi-autogène utilisé dans les mines de métaux et la figure 1-2 montre la plaque de revêtement du broyeur semi-autogène à assembler. En bref, le broyeur semi-autogène est une sorte d'équipement de production de mines de métaux qui utilise en partie une boule de broyage et du minerai lui-même pour broyer le minerai métallique. Bien que le broyeur semi-autogène ait une consommation d'énergie relativement élevée, ce qui n'est pas propice à l'utilisation efficace de l'énergie, le broyeur semi-autogène comprend: une opération de concassage moyen et fin, une opération de criblage et un transfert de minerai, ce qui raccourcit considérablement la production minière. processus, réduit la pollution par la poussière, réduit les coûts de production et réduit les investissements de production.
Le broyeur semi-autogène comprend principalement la partie de transmission, le palier principal, le tamis de cylindre, la partie de cylindre, le dispositif d'entraînement lent, le moteur principal, le dispositif de levage, la lubrification, la commande électrique, etc. la doublure de broyeur est le composant de base de la partie de canon du broyeur semi-autogène et est également la partie avec le plus de pertes.
1.1.2 Doublures de broyeur semi-autogènes
Le cylindre du broyeur semi-autogène tourne de manière synchrone sous l'entraînement du moteur. Les matériaux (bille d'acier et minerai métallique) chargés dans le cylindre tournent à une certaine hauteur avec le cylindre. Sous l'action de la gravité, ils sont projetés à une certaine vitesse linéaire. Le minerai métallique, la bille de broyage et la plaque de revêtement auront un impact relativement important et une usure importante. Ces effets font broyer le minerai métallique, et le plus important est de broyer le minerai métallique Après le broyage, le matériau qualifié est envoyé hors du cylindre sous l'impact de l'eau.
1.2 Matériaux résistants à l'usure pour les chemises de broyeur semi-autogènes
Les pièces en acier résistantes à l'usure consommées par l'usure abrasive sont l'une des conditions de travail les plus sévères des pièces en acier résistantes à l'usure. Par rapport aux conditions d'usure abrasive sèche, les conditions d'usure abrasive humide contiennent certains facteurs de corrosion, de sorte que le degré d'usure est plus complexe et sévère. le revêtements de moulin du broyeur semi-autogène sont non seulement soumis à des chocs et à une usure sévères pendant une longue période, mais également soumis à la corrosion des matériaux minéraux humides. Dans le même temps, il a été soumis à l'interaction de l'impact de la doublure, de l'usure abrasive et de la corrosion électrochimique pendant une longue période en cours de service, ce qui fait de la doublure la pièce d'usure la plus sévère et la plus sujette aux pannes du broyeur SAG. .
Il a une longue histoire d'utiliser de l'acier à haute teneur en manganèse comme revêtements de laminage d'une usine humide au pays et à l'étranger. Jusqu'à présent, l'acier à haute teneur en manganèse est toujours le matériau le plus largement utilisé pour les revêtements de broyeurs humides. D'autres aciers alliés résistants à l'usure et à la corrosion, tels que le revêtement en acier perlite, sont également utilisés dans le pays et à l'étranger, mais l'effet n'est pas très satisfaisant. Il est urgent pour l'industrie des chemises de laminage par voie humide et une tâche importante pour l'innovation technique de développer un nouveau type de revêtement en acier faiblement allié à haute teneur en carbone avec une bonne résistance à l'abrasion et mis en application.
1.2.1 Acier au manganèse austénitique
Dans l'acier moulé résistant à l'usure, l'acier austénitique au manganèse a été largement utilisé dans diverses pièces en acier résistant à l'usure en raison de ses propriétés uniques et a une longue histoire. La structure métallographique est principalement de l'austénite monophasée, ou l'austénite contient une petite quantité de carbure. La structure austénitique a une forte capacité d'écrouissage. Lorsque la surface de travail est soumise à une force de choc importante ou à une forte contrainte de contact, la couche de surface travaillera en durcissant rapidement et sa dureté de surface peut même être augmentée à 700 HBW, de sorte que la résistance à l'usure est améliorée. Bien que la dureté de la couche de surface de la face de travail augmente, la dureté et la ténacité de la structure d'austénite dans la couche interne restent inchangées, ce qui fait que l'acier à haute teneur en manganèse a non seulement une excellente résistance à l'usure, mais aussi la capacité de résister à de gros chocs charge. En raison de cette caractéristique, l'acier à haute teneur en manganèse a un excellent effet d'application dans des conditions d'usure abrasive par impact et de meulage à haute contrainte. L'acier à haute teneur en manganèse présente de nombreux avantages, mais il existe également de nombreux défauts. Lorsque la force d'impact ou la contrainte de contact de l'acier à haute teneur en manganèse est trop petite, l'acier ne peut pas obtenir suffisamment d'écrouissage et la résistance à l'usure est réduite, de sorte qu'il ne peut pas fonctionner normalement. De plus, on constate que la résistance à la corrosion de l'acier à haute teneur en manganèse est médiocre, ce qui ne permet pas d'obtenir l'effet idéal dans un environnement humide。
Depuis les années 1960, des chercheurs nationaux et étrangers ont commencé à réformer l'acier austénitique afin d'améliorer ses propriétés globales. La plupart d'entre eux ajoutent des éléments d'alliage, tels que Cr, Mo, Ni, V, etc., et ajustent la teneur en C et Mn en même temps, et adoptent une modification d'inoculation pour obtenir une meilleure résistance à l'usure de l'acier au manganèse austénitique. Jusqu'à présent, la recherche et l'exploration de l'alliage, de la modification et du renforcement des aciers austénitiques et des aciers austénitiques métastables ont obtenu des résultats gratifiants. Certains pays ajoutent même des aciers austénitiques améliorés aux normes nationales. L'acier à haute teneur en manganèse est un matériau courant pour les revêtements de laminoirs humides au pays et à l'étranger. Lorsque la charge d'impact du broyeur humide est trop petite, l'écrouissage de l'acier à haute teneur en manganèse n'est pas complet et sa résistance à l'usure par abrasion par impact sera faible. De plus, en raison de la faible résistance à la corrosion de la structure en austénite, la durée de vie de résistance à la corrosion de l'acier austénitique est relativement faible.
1.2.2 Fonte résistante à l'usure
La fonte blanche faiblement alliée et fortement alliée est actuellement largement utilisée. Par rapport à la fonte blanche traditionnelle et à la fonte blanche à faible teneur en carbone, la nouvelle fonte résistante à l'usure représentée par la fonte blanche à faible teneur en chrome et à haute teneur en chrome a une meilleure résistance à l'usure.
Le chrome est le principal élément d'alliage de la fonte blanche à faible teneur en chrome. Les carbures en fonte blanche à faible teneur en chrome sont dispersés dans la fonte par le réseau. Par conséquent, la fragilité de la fonte blanche à faible teneur en chrome est plus grande et la résistance à l'usure est inférieure à celle de la fonte blanche moyennement et fortement alliée. En général, il ne convient pas aux conditions de travail avec des exigences élevées de résistance à l'usure et de ténacité. La fonte blanche à haute teneur en chrome est largement utilisée dans de nombreux types d'équipements et de conditions de travail, ce qui est dû à la large gamme de teneur en chrome (10% ~ 30%) de la fonte blanche à haute teneur en chrome. La ténacité de la fonte Cr12 à faible teneur en carbone dans la fonte blanche à haute teneur en chrome est améliorée grâce à l'ajustement de la teneur en chrome, qui peut répondre aux exigences d'un grand broyeur à boulets de ciment avec une charge d'impact importante; après un certain traitement thermique, la fonte Cr15 peut obtenir de bonnes performances mélangées à une petite quantité de carbure et la structure martensitique de l'austénite conservée a une bonne résistance à l'usure, qui peut être utilisée pour le broyage de billes et de plaques de revêtement de broyeurs à boulets dans une cimenterie; Les fontes Cr20 et Cr26 ont une bonne adéquation de dureté et de ténacité et une haute trempabilité, qui peuvent être utilisées dans des pièces résistantes à l'usure à parois épaisses. De plus, les fontes Cr20 et Cr26 ont une forte résistance à la corrosion et à l'oxydation, qui peuvent également être utilisées dans des conditions d'usure par corrosion humide et à haute température.
1.2.3 Acier allié résistant à l'usure sans manganèse
Avec le développement de plus en plus d'aciers alliés sans manganèse avec d'excellentes performances, il s'avère que la dureté et la ténacité de ce type d'acier allié peuvent être ajustées dans une large gamme en optimisant le rapport de composition ou en explorant le traitement thermique, et il peut ont également une dureté élevée et une ténacité élevée en même temps. Il a un bon effet d'application dans de nombreuses conditions de travail. L'acier allié sans manganèse peut avoir une dureté élevée, une résistance élevée et une bonne ténacité en même temps. Sa résistance et sa dureté sont beaucoup plus élevées que celles de l'acier austénitique au manganèse, et son effet d'application est meilleur dans des conditions de faible charge d'impact. Du chrome, du manganèse, du nickel, du silicium, du molybdène et d'autres éléments d'alliage sont souvent ajoutés à l'acier résistant à l'usure pour améliorer ses propriétés mécaniques et sa trempabilité.
1.2.3.1 Acier résistant à l'usure moyennement fortement allié
Ces dernières années, les ingénieurs de Qiming Machinery ont effectué de nombreuses recherches sur la plaque de revêtement en acier martensitique résistant à l'usure (C 0.2 ~ 0.25%, Cr 3 ~ 16%, Ni ≤ 2%, Mo ≤ 1%), et des progrès ont été accomplis.
(1) Conception de la composition chimique
Élément de carbone
La teneur en carbone a un effet direct sur la microstructure, les propriétés mécaniques, la trempabilité et d'autres propriétés de l'acier allié. Les résultats montrent que la dureté de l'échantillon diminue avec la diminution de la teneur en carbone, ce qui conduit au manque de résistance à l'usure, mais la ténacité est relativement meilleure; avec l'augmentation de la teneur en carbone, la dureté de l'échantillon augmente, la résistance à l'usure est relativement meilleure, mais la plasticité et la ténacité s'aggravent. Les résultats montrent que la dureté de l'acier allié augmente avec l'augmentation de la teneur en carbone, et sa ténacité plastique diminue. Lorsque la teneur en carbone est dans une certaine plage (0.2 ~ 0.25%), la ténacité aux chocs (α K) de l'acier allié diminue très lentement et reste presque inchangée. Dans cette plage de teneur en carbone, la microstructure de l'acier allié est de la martensite à lattes. Les résultats montrent que les propriétés mécaniques composites des trois types de structures sont bonnes et que la résistance à l'usure par corrosion par impact abrasif est excellente.
Élément de chrome
L'élément de chrome peut améliorer la trempabilité de l'acier allié dans une certaine mesure. L'acier a de bonnes propriétés mécaniques complètes après le processus de traitement thermique approprié. Les éléments de chrome peuvent exister sous la forme de carbure contenant du chrome dans l'acier carburé, ce qui peut encore améliorer la résistance à l'usure des pièces en acier dans une certaine mesure. Nos ingénieurs ont étudié l'effet du Cr sur les propriétés des aciers alliés Cr Ni Mo avec une teneur en C de 0.15 à 0.30. Les résultats montrent que la ténacité aux chocs de l'acier allié peut être améliorée en augmentant la teneur en chrome sous la condition de trempe et de revenu. Par conséquent, dans la conception de l'acier allié, nous pouvons ajuster la teneur en élément de chrome pour que l'acier allié obtienne de meilleures propriétés mécaniques complètes, de manière à obtenir le meilleur effet de résistance à l'usure.
Nos ingénieurs ont étudié la résistance à l'usure de l'acier allié avec différents éléments de chrome dans des conditions acides. On constate qu'avec l'augmentation de la teneur en chrome (1.5% ~ 18%), la résistance à l'usure des pièces en acier augmente d'abord puis diminue. Lorsque la teneur en chrome est de 12.5%, l'acier a la meilleure résistance à l'usure et à la corrosion. Enfin, la fraction massique de l'élément d'alliage chrome est Il est conclu que 10 ~ 12% de l'acier allié résistant à l'usure a le meilleur effet de résistance à l'usure.
Élément en nickel
Dans le même temps, le nickel peut améliorer la trempabilité de l'acier allié pour optimiser ses propriétés mécaniques. Les résultats montrent que la dureté de l'acier allié est peu améliorée par l'ajout d'un élément en nickel, mais l'énergie d'absorption d'impact et la ténacité de l'acier allié peuvent être améliorées dans une large mesure. Dans le même temps, le nickel peut accélérer la passivation de l'acier allié Fe Cr et optimiser la résistance à la corrosion et à l'oxydation de l'acier allié Fe Cr. Cependant, la teneur en nickel de l'acier allié résistant à l'usure ne doit pas être trop élevée (généralement inférieure à 2%). Généralement, une teneur trop élevée en nickel rendra la zone de phase γ trop grande, ce qui conduira à l'augmentation de la phase austénitique retenue dans l'acier allié, ce qui rend l'acier allié incapable d'obtenir de bonnes propriétés globales.
Élément de molybdène
Le molybdène peut affiner la granulométrie de l'acier allié dans une certaine mesure, afin d'optimiser les propriétés globales de l'acier allié. Le molybdène peut améliorer la trempabilité de l'acier martensitique et améliorer la résistance, la dureté et la résistance à la corrosion de l'acier martensitique en même temps. La teneur en silicium des pièces en acier est généralement inférieure à 1%.
Élément en silicium
La teneur en silicium peut affecter la transformation de l'austénite de l'acier allié. L'ajout de silicium ralentit la diffusion des atomes de carbone dans le processus de trempe, empêche la formation de carbures dans l'acier allié, ce qui entraîne une concentration élevée en carbone. La stabilité de la phase austénitique est améliorée lors de la transformation de phase. Dans le même temps, une certaine quantité de Si peut améliorer la dureté et la résistance à l'usure de l'acier allié grâce au renforcement de la solution. D'une manière générale, la teneur en silicium dans l'acier est d'environ 0.3% à 0.6%.
(2) Processus de traitement thermique et structure métallographique
Le processus de traitement thermique affecte directement la microstructure et les propriétés mécaniques des pièces en acier. Nos ingénieurs ont constaté que le processus de traitement thermique avait un effet sur un acier faiblement allié résistant à l'usure (la composition chimique est C 0.3%, Mn 0.3%, Cr 1.6%, Ni 0.4%, Mo 0.4%, Si 0.30%, Re 0.4% ). Le traitement thermique est une trempe (850 ℃, 880 ℃, 910 ℃ et 930 ℃) et un revenu (200 ℃ et 250 ℃). Les résultats montrent que lorsque la température de revenu est constante, la dureté de l'échantillon augmente avec l'augmentation de la température de trempe, tandis que l'énergie absorbée par impact diminue et la ténacité s'aggrave. Plus de carbures précipitent dans l'acier allié revenu à 250 ℃, ce qui augmente la dureté de la matrice. Les propriétés mécaniques de l'échantillon revenu à 250 ℃ sont meilleures que celles trempées à 200 ℃. La résistance à l'usure de l'acier faiblement allié trempé à 890 ℃ et revenu à 250 ℃ est la meilleure.
Nos ingénieurs ont également étudié le traitement thermique de l'acier faiblement allié à carbone moyen avec une composition chimique de C 0.51%, Si 0.13%, Cr 1.52% et Mn 2.4%. Les effets du refroidissement par eau, du refroidissement par air et du refroidissement par air sur la microstructure de l'acier allié ont été étudiés respectivement La microstructure de l'acier allié trempé est la martensite et la microstructure après refroidissement par air et refroidissement par air est à la fois martensite et bainite Après un revenu supplémentaire à 200 ℃ , 250 ℃, 300 ℃, 350 ℃ et 400 ℃, la dureté globale des échantillons montre une tendance à la baisse. Parmi eux, les échantillons refroidis à l'air et refroidis à l'air sont des structures multiphases contenant la phase bainite, et leur dureté diminue plus lentement. La perte d'usure augmente avec l'augmentation de la température de revenu. Du fait que la texture bainite a une bonne résistance au ramollissement par revenu et une bonne ténacité, la dureté des échantillons refroidis à l'air et refroidis à l'air diminue. La résistance à l'usure de la structure composite avec la phase bainite est meilleure.
(3) Etude sur les matériaux des revêtements des usines minières
Nos ingénieurs ont analysé le comportement à la rupture de la plaque de revêtement (acier allié 5cr2nimo) de l'usine semi-autogène de la mine de magnétite de vanadium et de titane. Les résultats montrent que la microstructure de l'acier allié est de la martensite avec austénite retenue. Pendant le service de la plaque de revêtement, l'agrégat minéral a un effet d'usure abrasive par impact sur la plaque de revêtement, et la plaque de revêtement est également corrodée par la pâte. Un grand nombre de piqûres de corrosion et de fissures ont été observées sur la surface usée de la plaque de revêtement en service. On considère que la raison de la défaillance de la plaque de revêtement est que la charge d'impact dans les conditions de travail est trop faible et que la plaque de revêtement n'est pas suffisamment durcie, ce qui entraîne une faible dureté de la surface de travail de la plaque de revêtement et une mauvaise résistance à l'usure. .
Nos ingénieurs ont également étudié la résistance à l'usure abrasive par corrosion par impact de trois types d'aciers fortement alliés à faible teneur en carbone avec différentes teneurs en carbone (C: 0.16%, 0.21%, 0.25%). Les résultats montrent que la dureté de l'acier allié augmente avec l'augmentation de la teneur en carbone, tandis que l'énergie d'absorption des chocs diminue. Les résultats expérimentaux montrent que l'acier allié avec une teneur en carbone de 0.21% a la plus petite perte d'usure et la meilleure résistance à l'usure par corrosion par impact.
L'effet de la teneur en silicium (Si: 0.53, 0.97, 1.49, 2.10, 2.60, c0.25%) sur la microstructure, les propriétés mécaniques et la résistance à l'usure de l'acier moulé à teneur moyenne en carbone et en alliage de chrome ont également été étudiés. Les résultats montrent que l'acier allié avec une teneur en silicium de 1.49% a la dureté la plus élevée (55.5 HRC) et la meilleure ténacité (énergie d'absorption des chocs: 27.20 J), et sa microstructure est en martensite en lattes. Le test d'usure abrasive par corrosion par impact (charge d'impact: 4.5 J) montre que l'acier allié avec une teneur en silicium de 1.49% présente la moindre perte d'usure et la meilleure résistance à l'usure par corrosion par impact.
Nos ingénieurs ont également étudié l'usure abrasive par corrosion par impact de trois types d'acier de revêtement de meulage humide. Les trois types de revêtements sont en acier à faible teneur en carbone fortement allié (structure de martensite à lattes, dureté: 45 ~ 50 HRC, valeur de ténacité aux chocs supérieure à 50 J / cm2), acier à haute teneur en manganèse (structure en austénite monophasée, dureté> 21 HRC, impact ténacité supérieure à 147 J / cm2) et acier allié à carbone moyen (structure martensite trempée contenant une petite quantité de bainite et d'austénite conservée, dureté: 57 ~ 62 HRC, valeur de ténacité à l'impact: 20 ~ 30 J / cm2)。 La charge d'impact est de 2.7J et le minerai est du minerai de fer acide.Les résultats des tests montrent que le revêtement en acier à faible teneur en carbone fortement allié a la moindre perte de poids par abrasion et la meilleure résistance à l'usure par corrosion par impact.
1.2.3.2 Acier faiblement allié résistant à l'usure
Les avantages de l'acier faiblement allié se manifestent principalement par sa bonne trempabilité, sa dureté élevée et sa ténacité élevée. De plus en plus de chercheurs commencent à étudier la possibilité d'utiliser de l'acier faiblement allié au lieu de l'acier à haute teneur en manganèse comme revêtements d'usinage de l'usine humide. En général, l'acier faiblement allié est transformé en martensite trempée avec de bonnes propriétés globales en ajoutant des éléments tels que C, Mn, Cr, Si, Mo, B et en sélectionnant un traitement thermique approprié.
Nos ingénieurs ont étudié l'application de l'acier zg40cr2simnmov dans les revêtements de l'usine. Le processus de traitement thermique est un recuit de 900 ℃ + une trempe à l'huile 890 ℃ + un revenu (220 ± 10 ℃). Après le traitement thermique ci-dessus, la microstructure de l'acier zg40cr2simnmov est une martensite trempée monophasée, et ses propriétés mécaniques complètes sont bonnes: dureté ≥ 50 HRC, limite d'élasticité ≥ 1200 MPa, résistance aux chocs ≥ 18 J / cm2. L'acier allié et l'acier à haute teneur en manganèse (propriétés mécaniques: dureté ≤ 229hb, limite d'élasticité ≥ 735mpa, résistance aux chocs ≥ 147j / cm2) ont été testés dans plusieurs mines telles que l'usine d'alumine de Shandong Aluminium Corporation. Les résultats des tests montrent que la plaque de revêtement en acier zg40cr2simnmov a une longue durée de vie dans un broyeur à boulets humide et un broyeur à boulets secs.
Nos ingénieurs ont également étudié l'étude d'un acier moulé faiblement allié résistant à l'usure et l'utilisation de plaques de revêtement. Différents procédés de traitement thermique ont été explorés pour l'acier faiblement allié, et le procédé optimal était une trempe à 900 ~ 950 ℃ et un revenu à 500 ~ 550 ℃. Après le traitement thermique, l'acier allié présente les meilleures propriétés mécaniques, dureté: 46.2 HRC, limite d'élasticité: 1500 MPa, ténacité aux chocs: 55 J / cm2.
Les résultats de l'usure abrasive par impact montrent que la résistance à l'usure de l'acier faiblement allié trempé à 900 ~ 950 ℃ et revenu à 500 ~ 550 ℃ est meilleure que ZGMn13 dans les mêmes conditions d'essai. De plus, l'acier allié et le ZGMn13 ont été testés dans le concentrateur de Sizhou de la mine de cuivre de Dexing. Les résultats montrent que la durée de vie du revêtement en acier faiblement allié multi-éléments est 1.3 fois plus longue que celle de la plaque de revêtement ZGMn13 ordinaire.
Dans les conditions du broyage humide dans les mines de métaux, les limites du revêtement en acier traditionnel à haute teneur en manganèse, qui est largement utilisé à l'heure actuelle, sont de plus en plus importantes, et c'est la tendance générale que sa position dominante sera remplacée. L'acier martensitique résistant à l'usure faiblement allié développé à l'heure actuelle a une bonne résistance à l'usure, mais sa ténacité est médiocre, ce qui se traduit par une résistance aux chocs incapable de répondre aux conditions de travail de la plaque de revêtement de mine métallique. Une situation similaire existe dans d'autres aciers alliés, ce qui empêche le renouvellement du revêtement de l'usine de mine. Le développement d'un nouvel acier allié résistant à l'usure qui peut remplacer les revêtements d'aciérie traditionnels à haute teneur en manganèse reste une tâche difficile.
1.2.3.3 Acier résistant à l'usure bainite
Les propriétés mécaniques globales de l'acier bainitique sont bonnes et l'acier bainitique inférieur a une dureté élevée, une ténacité élevée, une faible sensibilité aux entailles et une sensibilité aux fissures. La méthode de production traditionnelle de l'acier bainitique consiste à ajouter du Mo, du Ni et d'autres métaux précieux et à adopter un processus de trempe isotherme. Cela rend non seulement le coût de production de l'acier bainitique trop élevé, mais conduit également facilement à l'instabilité de la qualité de l'acier en raison de la difficulté de contrôle du processus. L'application industrielle de l'acier bainitique est également sérieusement limitée. Avec l'exploration et l'exploration plus poussées de l'acier bainitique, l'acier à double phase bainitique a été développé, tel que l'acier double phase austénite bainite, l'acier bainite austénite renforcé eutectique, l'acier double phase bainite martensite, etc. en raison de son faible coût de production, l'acier bainite peut être utilisé dans l'industrie.
L'acier double phase austénitique bainite (A / b) combine la forte capacité d'écrouissage de l'austénite et la dureté et la ténacité élevées de la bainite, de sorte que l'acier biphasé a / b a une résistance élevée et une bonne ténacité, et une excellente résistance à l'usure. Mn Si Austénite Bainite L'acier biphasé obtenu par trempe austénite a une bonne résistance à l'usure, qui peut répondre à de nombreuses conditions de résistance à l'usure. Dans ce type d'acier biphasé, le Mn, le Cr et d'autres éléments à moindre coût sont sélectionnés pour améliorer la trempabilité des pièces en acier. Le coût de production est encore réduit et un nouveau type d'acier à double phase austénite bainite Mn Si avec de bonnes propriétés globales est obtenu. On introduit une sorte d'acier bainitique à micro et nanostructure à austénite conservée dispersée dans la matrice bainitique. Le nouvel acier bainitique a à la fois une résistance et une plasticité ultra-élevées et présente d'excellentes propriétés mécaniques. Les résultats montrent que l'acier micro bainitique à austénite à haute rétention a une valeur de dureté élevée à une température de revenu relativement basse (inférieure à 500 ° C), ce qui montre une bonne stabilité au revenu.
Bien que l'acier bainitique présente d'excellentes propriétés mécaniques, son processus de production est complexe et son coût est trop élevé, ce qui limite son application dans l'industrie des plaques de revêtement de meulage humide pour mines. L'application industrielle de l'acier résistant à l'usure de la série bainite dans les mines de métaux doit être explorée plus avant.
1.2.3.4 Acier résistant à l'usure Pearlite
L'acier perlitique est généralement obtenu par normalisation et revenu après alliage avec du chrome, du manganèse, du molybdène et d'autres éléments dans l'acier au carbone. L'acier perlitique a une bonne ténacité, une résistance à la fatigue par chocs, un traitement thermique simple et aucun élément d'alliage précieux. Son coût de production est faible. C'est une sorte d'acier allié résistant à l'usure et à la corrosion avec un grand potentiel de développement. L'acier allié résistant à l'usure Cr Mn Mo à haute teneur en carbone a une bonne ténacité et une certaine capacité d'écrouissage, de sorte qu'il peut être utilisé dans un environnement d'usure abrasive corrosive avec une certaine charge d'impact.
La composition chimique et les propriétés mécaniques de l'acier perlite résistant à l'usure représentatif à haute teneur en carbone de Cr Mn Mo sont présentées dans le tableau 1-1.
Tableau 1-1 Composition chimique et propriétés mécaniques de l'acier moulé résistant à l'usure perlite | |||||||
Composition chimique | propriétés mécaniques | ||||||
C | Mn | Si | Ni | Cr | Mo | HBW | KV2 / J |
0.55 | 0.6 | 0.3 | 0 | 2 | 0.3 | 275 | / |
0.65 | 0.9 | 0.7 | 0.2 | 2.5 | 0.4 | 325 | 9.0-13.0 |
0.65 | 0.9 | 0.3 | 0 | 2 | 0.3 | 321 | / |
0.75 | 0.9 | 0.7 | 0.2 | 2.5 | 0.4 | 363 | 8.0-12.0 |
0.75 | 0.6 | 0.3 | 0 | 2 | 0.3 | 350 | / |
0.85 | 0.9 | 0.7 | 0.2 | 2.5 | 0.4 | 400 | 6.0-10.0 |
1.3 Mécanisme et modèle d'usure
L'usure fait référence au phénomène selon lequel le matériau est séparé de la surface de contact en raison de certaines contraintes dues au glissement relatif du matériau. Le mécanisme de détachement du matériau de la surface peut être différent en raison des différentes propriétés des matériaux, de l'environnement de travail, de la charge et du mode d'action. Le mécanisme d'usure peut être divisé en usure adhésive, usure abrasive, usure par fatigue de surface, usure par frottement et usure par impact. Selon les statistiques, la perte économique causée par l'usure abrasive est la plus importante, représentant environ 50% du total, l'usure adhésive représente 15% du total; l'usure par fretting représente 7%; l'usure par érosion représente 7% du total; l'usure par corrosion représente 5% du total.
1.3.1 Mécanisme d'usure abrasive
L'usure de l'acier allié causée par l'usure abrasive est la plus grande, qui résulte principalement de 1. L'usure causée par le glissement de la surface dure et rugueuse sur la surface molle; 2. L'usure causée par le frottement mutuel des particules dures glissant entre les surfaces de contact. Selon les différentes conditions d'usure, le mécanisme d'usure abrasive peut être divisé en deux types suivants:
Type 1: Micro mécanisme de coupe
Sous l'action d'une charge externe, les particules d'usure à la surface du matériau produisent une force sur le matériau. Lorsque la direction de la force est dans la direction normale, les particules d'usure sur la surface du matériau produisent une force sur le matériau, lorsque la direction de la force est tangentielle, les particules abrasives se déplacent parallèlement à la surface d'usure en raison de la tangentielle Obliger. Si la résistance des particules abrasives se déplaçant sur la surface du matériau est faible, cela coupera le matériau et produira des copeaux. Le chemin de coupe des particules abrasives sur la surface du matériau est étroit et peu profond, et la taille de coupe est petite, c'est ce qu'on appelle la micro-découpe. Si les particules abrasives n'ont pas d'arêtes vives ou si les angles sont différents de la direction du chemin de coupe, ou si le matériau lui-même a une bonne plasticité, l'effet de coupe ne fera pas que le matériau produise des copeaux, mais sera poussé vers l'avant ou les deux côtés par le des particules abrasives, et un sillon sera formé sur la surface du matériau le long du trajet de mouvement des particules abrasives.
Type 2: Mécanisme d'écaillage par fatigue
Le mécanisme d'écaillage par fatigue fait référence au fait que la matrice est déformée et durcie sous l'action de particules abrasives, et des fissures sont générées sur la couche souterraine en raison de la contrainte de contact. Les fissures s'étendent jusqu'à la surface et tombent sous la forme d'une couche mince, et des trous d'écaillage irréguliers sont formés sur la surface du matériau. Lorsque les particules abrasives glissent sur la surface de l'échantillon, une grande zone de déformation plastique se forme. Après des déformations plastiques répétées, dues à l'écrouissage, la surface du matériau se décolle finalement en débris d'usure. En général, la limite de fatigue basée sur la résistance à l'usure du matériau est incorrecte.
1.3.2 Mécanisme et modèle de corrosion et d'usure
Le broyeur humide utilisé dans les mines métallurgiques ne souffrira pas seulement de l'impact d'une charge lourde et d'une usure sévère, mais sera également corrodé par la suspension liquide. L'usure par corrosion fait référence au processus de perte de masse causé par la réaction électrochimique ou chimique entre la surface du matériau et l'environnement environnant, appelé usure par corrosion. L'état de fonctionnement du broyeur humide de la mine est généralement l'usure par corrosion électrochimique. Le mécanisme de promotion mutuelle entre l'usure et la corrosion fait que la perte de matériaux dépasse le taux d'usure unique plus le taux de corrosion. Afin d'étudier l'effet de l'abrasion humide sur le mécanisme d'usure, il est nécessaire d'étudier le mécanisme de la corrosion.
1.3.2.1 Promotion de l'usure par corrosion
(1) Modèle de démontage mécanique. La figure 1-3 montre le modèle de retrait mécanique. En raison de l'existence d'un milieu corrosif, une corrosion uniforme se produira sur la surface métallique pendant la corrosion et l'usure, et les produits de corrosion générés peuvent recouvrir complètement la surface de l'échantillon. Cette couche de produit de corrosion est appelée film de corrosion. Il peut empêcher la surface du matériau de subir une corrosion supplémentaire, mais il est facile d'être usé par d'autres matériaux durs ou particules abrasives lors du glissement relatif de la contrainte. Ensuite, la surface métallique nue est facile à corroder, de sorte que l'usure favorise la corrosion. Dans un milieu de corrosion spécifique, la résistance à la corrosion des matériaux dépend principalement du film passif. En général, le taux d'usure par corrosion du métal avec une faible capacité de récupération du film passif augmentera de 2 ordres de grandeur ou même de 4 ordres de grandeur par rapport au taux de corrosion statique unique.
(2) Selon le modèle électrochimique, une certaine zone de déformation plastique sera produite sur la surface de l'échantillon de métal en raison de la force de cisaillement angulaire de l'abrasif. La corrosion électrochimique de la surface métallique est très inégale, ce qui conduit à une augmentation supplémentaire de la vitesse de corrosion.
1.4 Le but, la signification et le contenu principal de cette recherche
Le coût de fonctionnement d'un broyeur semi-autogène utilisé dans la production d'une mine de métaux est énorme, et la partie la plus grave de l'usure et des dépenses est le revêtement de l'usine. La Chine consomme environ 2.2 millions de tonnes de matériaux en acier résistant à l'usure chaque année. Parmi eux, le revêtement de laminage utilisé dans diverses conditions de production consomme jusqu'à 220000 tonnes d'acier, soit environ un dixième de la consommation totale de pièces en acier résistant à l'usure.
L'état de fonctionnement des moulins semi-autogènes utilisés dans la mine métallurgique est mauvais. En tant que partie du broyeur la plus gravement endommagée, la durée de vie du revêtement est trop courte, ce qui augmente non seulement le coût de fonctionnement du broyeur semi-autogène, mais affecte également gravement l'efficacité de la production de la mine de métaux. À l'heure actuelle, de l'acier à haute teneur en manganèse est généralement utilisé pour la plaque de revêtement du broyeur semi-autogène. Bien que l'acier à haute teneur en manganèse ait de bonnes performances globales et une bonne capacité d'écrouissage, la limite d'élasticité de l'acier à haute teneur en manganèse est trop faible, ce qui est facile à déformer et à échouer, ce qui ne peut pas répondre aux conditions de service de la doublure de broyeur semi-autogène, et le service la durée de vie de la plaque de revêtement est courte. Afin d'améliorer les problèmes ci-dessus, un nouveau type d'acier allié résistant à l'usure avec de bonnes propriétés globales doit être développé en remplacement des chemises d'acier à haute teneur en manganèse.
Sur la base de l'analyse de l'environnement industriel et minier de l'usine semi-autogène et de l'analyse des matériaux de revêtement de diverses usines humides, il s'avère que le revêtement de l'usine semi-autogène est d'une grande importance L'acier allié résistant à l'usure car la plaque doit avoir à la fois dureté et ténacité; l'acier allié doit être une structure monophasée dans la mesure du possible, ou il doit s'agir d'une structure multi-phase avec une bonne adéquation de dureté et de ténacité, telle que structure matricielle + carbure; l'acier allié doit également correspondre à une bonne limite d'élasticité et avoir une certaine capacité à résister à la déformation; l'acier allié doit avoir une bonne résistance à l'usure abrasive à la corrosion par impact.
Les principaux contenus de recherche sont les suivants:
(1) Etude sur le traitement thermique des aciers faiblement alliés à haute teneur en carbone résistant à l'usure.
Grâce à l'analyse de la microstructure, des propriétés mécaniques et de l'usure abrasive par corrosion par impact de l'acier résistant à l'usure à faible teneur en carbone avec différents traitements thermiques, un type d'acier allié anticorrosion résistant à l'usure avec de meilleures propriétés complètes a été obtenu.
La composition de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone: C 0.65%, Si 0.54%, Mn 0.97%, Cr 2.89%, Mo 0.35%, Ni 0.75%, N 0.10%.
Traitement thermique de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone: recuit 1000 ℃ × 6h + trempe à l'huile 950 ℃ × 2.5h + revenu 570 ℃ × 2.5h; Recuit 1000 ℃ × 6h + trempe à l'huile 950 ℃ × 2.5h + revenu 250 ℃ × 2.5h; Recuit 1000 ℃ × 6h + normalisation 950 ℃ × 2.5h + revenu 570 ℃ × 2.5h; Recuit 1000 ℃ × 6h + normalisation 950 ℃ × 2.5h + revenu 250 ℃ × 2.5h.
(2) Sur la base de la conception de l'acier allié à haute teneur en carbone, de l'acier bainitique à haute teneur en carbone résistant à l'usure, du composite à matrice en acier à haute teneur en manganèse et de l'acier perlite ont été conçus respectivement. Le moulage et le traitement thermique des revêtements de l'usine ont été achevés dans les machines Qiming et l'essai préliminaire a été effectué dans des mines de métaux.
(3) Observation et recherche de microstructure.
La structure métallographique de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone dans l'état de traitement thermique a été observée, et l'influence de différents processus de traitement thermique sur la microstructure de l'acier à faible alliage à haute teneur en carbone a été analysée par analyse et comparaison. En même temps, la microstructure de l'acier bainitique résistant à l'usure, de l'acier perlite et du revêtement composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse est analysée.
(4) Test et recherche sur les propriétés mécaniques.
La dureté et l'énergie d'impact de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone moulé et traité thermiquement ont été testées, et la dureté et la ténacité aux chocs de l'acier à faible alliage à haute teneur en carbone après différents traitements thermiques ont été étudiées. En même temps, la dureté et l'énergie absorbée aux chocs de l'acier bainitique résistant à l'usure, de l'acier perlite et de la doublure composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse ont été testées et analysées. Des essais de traction ont été effectués sur des aciers faiblement alliés à haute teneur en carbone tels que coulés et traités thermiquement pour étudier la limite d'élasticité et d'autres propriétés des aciers faiblement alliés à haute teneur en carbone avec différents procédés de traitement thermique. En même temps, la limite d'élasticité de l'acier bainitique résistant à l'usure, de l'acier perlitique et du revêtement composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse a été testée et analysée.
(5) Etude sur les caractéristiques d'usure abrasive de la corrosion par impact
Sous l'énergie d'impact de 4.5j et 9j respectivement, la résistance à l'usure par corrosion par impact et le mécanisme d'usure de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone avec différents processus de traitement thermique ont été étudiés, et la résistance à l'usure par corrosion par impact de l'acier bainitique résistant à l'usure, l'acier perlite , et des plaques de revêtement composites à matrice d'acier à haute teneur en manganèse ont été testées et comparées. L'analyse fournit la base pour l'application industrielle pratique de l'acier.
2.0 Conditions et méthodes d'essai
Dans l'état de milieu corrosif humide, le taux de corrosion du matériau en acier est beaucoup plus élevé que celui à l'état sec, qui est plusieurs fois à l'état sec. Afin de développer un acier allié résistant à l'usure, résistant à la corrosion et aux chocs résistant à l'usure, l'acier résistant à l'usure à faible alliage à haute teneur en carbone, l'acier bainitique, l'acier perlite et les composites à matrice en acier à haute teneur en manganèse sont conçus dans ce papier , et la microstructure et les propriétés mécaniques de ces aciers alliés sont également étudiées Des tests de traction, de choc, de corrosion par chocs et d'usure abrasive ont été réalisés pour obtenir un acier résistant à l'usure avec de meilleures performances globales, ce qui peut fournir une référence pour la sélection de semi -des revêtements de broyeurs autogènes.
2.1 Méthode d'essai
2.1.1 Coulée du bloc d'essai
Les échantillons d'acier à haute teneur en carbone et faiblement allié utilisés dans cet article ont été fondus dans un four alcalin doublant un four à induction à moyenne fréquence et coulés dans un bloc d'essai en forme de Y standard, qui est illustré à la Fig. 2-1. La coulée et le traitement thermique de l'acier bainitique à haute teneur en carbone résistant à l'usure, de l'acier perlite et des revêtements composites à matrice d'acier à haute teneur en manganèse ont été achevés dans les machines Qiming, et des essais préliminaires ont été effectués dans la mine.
2.1.2 Conception du processus de traitement thermique
Le processus de traitement thermique a une influence évidente sur la microstructure, les propriétés mécaniques et la résistance à l'usure de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone. Le processus de traitement thermique de ce type d'acier faiblement allié à haute teneur en carbone est illustré à la Fig. 2-2.
2.1.3 Préparation des échantillons
Les échantillons pour l'analyse de la microstructure, la dureté, la XRD, le test d'impact, le test de traction et le test d'usure abrasive par corrosion par impact ont été découpés à partir de blocs de test en forme de Y en acier faiblement allié à haute teneur en carbone avec différents traitements thermiques et états de coulée. Le modèle de la machine à couper le fil est DK77. Découpez le bloc de test avec le traitement de la machine de meulage dans la rugosité appropriée.
2.1.4 Observation de la structure métallographique
La microstructure de chaque échantillon a été observée au microscope optique Lycra. Une solution alcoolique d'acide nitrique à 4% en volume a été utilisée comme solution de corrosion pour l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone, le revêtement en acier perlite et la plaque de revêtement composite à matrice en acier à haute teneur en manganèse dans différents états de traitement thermique. En raison de la bonne résistance à la corrosion de l'acier bainitique, la solution alcoolique d'acide chlorhydrique de chlorure ferrique est choisie comme solution de corrosion de la plaque de revêtement en acier bainite. La formule de la solution de corrosion est 1 g de chlorure ferrique, 2 ml d'acide chlorhydrique et 100 ml d'éthanol.
2.1.5 Test des propriétés mécaniques
Les propriétés mécaniques des matériaux, également appelées propriétés mécaniques des matériaux, font référence aux propriétés mécaniques des matériaux sous diverses charges externes dans un certain environnement. Les propriétés mécaniques conventionnelles des matériaux métalliques comprennent la dureté, la résistance, la résistance aux chocs et la plasticité. Ce projet se concentre sur la dureté macro, les tests d'impact et les tests de traction.
La dureté Rockwell (HRC) de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone, de la doublure en acier bainite, de la doublure en acier perlite et de la plaque de revêtement composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse traitées thermiquement et telles que coulées ont été testées par le testeur de dureté optique HBRVU-187.5 Bromwell. Chaque échantillon a été mesuré à 10 positions différentes et la valeur de dureté de l'échantillon était la moyenne arithmétique des résultats du test.
La machine d'essai de choc à pendule métallique instrumentée JBW-300hc a été utilisée pour tester l'énergie d'absorption d'impact des spécimens Charpy à encoche en V standard en acier faiblement allié à haute teneur en carbone, doublure en acier perlite et revêtement en acier bainite respectivement à l'état traité thermiquement et à l'état moulé; une doublure composite à matrice en acier à haute teneur en manganèse a été transformée en un échantillon standard Charpy à entaille en U selon la norme, et l'énergie d'absorption des chocs a été testée. La taille d'impact de chaque type d'éprouvette entaillée est de 10 mm * 10 mm * 50 mm, et la taille d'impact moyenne de chaque spécimen est indiquée sur le dessin de 3 encoches.
En utilisant la machine d'essai de traction universelle électronique contrôlée par micro-ordinateur WDW-300hc, des tests de traction ont été effectués sur de l'acier à faible teneur en carbone à faible alliage, une doublure en acier bainite, une doublure en acier perlite et une plaque de revêtement composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse traitée thermiquement et moulée dans la pièce. Température. Les échantillons de plaques de revêtement en acier à haute teneur en carbone faiblement allié, en acier bainitique, en acier perlite et en acier à haute teneur en manganèse, tels que moulés et traités thermiquement, sont transformés en barres d'essai de traction, comme illustré à la Fig. La vitesse de traction à température ambiante est réglée à 2 mm / min, et chaque échantillon est testé trois fois, et la valeur moyenne est prise.
2.1.6 Essai d'usure abrasive par corrosion par choc
L'essai d'usure abrasive par corrosion par choc est effectué sur la machine d'essai d'usure abrasive à charge dynamique MLD-10a modifiée. Le schéma de principe du testeur d'usure est illustré à la Fig. 2-6. Après modification, la machine d'essai peut simuler dans une certaine mesure l'état d'usure abrasive par corrosion par impact du revêtement de broyeur semi-autogène. Les paramètres de test spécifiques sont indiqués dans le tableau 2-1.
Tableau 2-1 Les paramètres techniques de la machine d'essai d'usure par corrosion par impact | |
Nom du paramètre | Valeur de paramètre |
Énergie d'impact / J | 4.5 |
Poids du marteau / kg | 10 |
Temps / temps d'impact · min-1 | 100 |
Hauteur de chute libre du marteau / mm | 45 |
Vitesse de rotation de l'échantillon inférieur / R · min-1 | 100 |
Taille / maille abrasive | 60-80 (sable de quartz) |
Rapport massique eau / sable de quartz | 2:5 |
Masse d'eau / kg | 1 |
Masse de sable de quartz / kg | 2.5 |
Pendant le test, l'échantillon supérieur est installé sur le marteau et l'échantillon inférieur est placé sur la broche. Entraîné par le moteur, l'échantillon inférieur et la lame de mélange sur l'arbre principal tournent avec le moteur. Le marteau à percussion est soulevé pour régler la hauteur requise de l'énergie d'impact, puis tombe librement. Poussé par le marteau, l'échantillon supérieur heurte à plusieurs reprises l'échantillon inférieur et l'abrasif (sable de quartz humide) entre les échantillons supérieur et inférieur par la lame de mélange. Dans l'intervalle de temps pour se préparer à entrer dans le prochain cycle d'érosion par impact, les échantillons supérieurs et inférieurs et les abrasifs auront un glissement relatif, et le processus est une usure abrasive à trois corps. Les échantillons supérieur et inférieur sont soumis à un certain impact et à une usure abrasive, entraînant une perte de poids de l'échantillon, qui est la quantité d'abrasion de l'échantillon.
Les échantillons inférieurs des échantillons sont en acier 45 après trempe et revenu, et la dureté est de 50HRC. Les échantillons supérieurs sont en acier faiblement allié à haute teneur en carbone, revêtement en acier bainite, revêtement en acier perlite et plaque de revêtement en matériau composite à matrice en acier à haute teneur en manganèse traités thermiquement et moulés. Sous l'énergie d'impact de 4.5 j, la taille de l'échantillon supérieur est de 10 mm * 10 mm * 30 mm, et la face d'extrémité inférieure est transformée en une surface d'arc d'un diamètre de 50 mm, comme le montre la figure 2-7; la partie supérieure de l'échantillon supérieur avec une énergie d'impact de 9j est de 10 mm * 10 mm * 20 mm, et la partie inférieure est de 7.07 mm * 7.07 mm * 10 mm, et la face inférieure est transformée en une surface d'arc d'un diamètre de 50 mm, comme indiqué sur la Fig.2-8.
Avant le test d'usure, l'échantillon doit être pré-broyé pendant 30 minutes pour éliminer l'influence de l'erreur d'installation de l'échantillon et d'autres facteurs. Après le pré-broyage, retirez d'abord les débris et autres débris attachés à la surface usée avec une brosse douce, puis nettoyez l'échantillon avec de l'éthanol absolu aux ultrasons, séchez-le immédiatement et pesez-le avec une balance analytique électronique (pesez-le trois fois à chaque fois, et prenez sa valeur moyenne comme la qualité de l'échantillon). Au début du test d'usure, pesez toutes les 15 minutes, puis répétez l'opération de pesée ci-dessus.
2.1.7 Observation de la fracture d'impact, de la rupture par traction et de la morphologie d'usure par corrosion
La fracture par impact, la fracture par traction et la morphologie d'usure par corrosion des échantillons ont été observées sous un grossissement de 500 et 2000 fois en utilisant un microscope électronique à balayage Phenom Prox. Les échantillons à observer ont été nettoyés et séchés avec de l'éthanol, et la morphologie de la surface des échantillons a été observée au microscope électronique à balayage, et le mécanisme de fracture et le mécanisme d'usure de l'acier allié résistant à l'usure ont été analysés.
3.0 Effet du traitement thermique sur la microstructure et les propriétés mécaniques des chemises de laminage SAG en acier faiblement allié à haute teneur en carbone résistant à l'usure
Le traitement thermique a une grande influence sur la microstructure et les propriétés mécaniques de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone. Dans ce chapitre, l'effet de différents traitements thermiques sur l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone résistant à l'usure avec une certaine composition est étudié, et le processus de traitement thermique est optimisé pour obtenir l'acier allié optimal résistant aux chocs et à l'usure.
La composition chimique de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone résistant à l'usure est indiquée dans le tableau 3-1.
Tableau 3-1 La composition chimique des aciers faiblement alliés à haute teneur en carbone et corrosion par abrasion-corrosion (% en poids) | |||||||
C | Si | Mn | P | S | Cr | Ni | Mo |
0.655 | 0.542 | 0.976 | 0.025 | 0.023 | 2.89 | 0.75 | 0.352 |
Selon le processus de traitement thermique illustré à la figure 2-2, le bloc d'essai en forme de Y a été traité thermiquement et marqué comme échantillons 1, 2, 3 et 4, et l'état tel que coulé a été marqué comme échantillon 5. Après traitement thermique, les échantillons pour l'observation de la microstructure, le test de dureté, le test de choc, le test de traction et le test d'usure abrasive par corrosion par impact ont été coupés par une machine à couper le fil.
3.1 Effet du processus de traitement thermique sur la microstructure et les propriétés mécaniques de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone
3.1.1 Microstructure
La figure 3-1 montre la microstructure de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone avec différents états de traitement thermique, et la figure 3-1 (a) (b) montre la structure métallographique de l'échantillon 1. Après recuit à 1000 ℃ et normalisation à 950 ℃ et revenu à haute température (570 ℃), la microstructure de l'échantillon est la perlite. La figure 3-1 (c) (d) montre la structure métallographique de l'échantillon 2. Après recuit à 1000 ℃ et normalisation à 950 ℃ et revenu à basse température (250 ℃), la microstructure de l'échantillon est également de la perlite. La figure 3-2 (a) (b) montre la microstructure haute puissance prise par SEM. Dans la microstructure de l'échantillon 1 (Fig.3-2 (a)), la perlite lamellaire avec alternance de lumière et d'obscurité peut être observée, et la microstructure de l'échantillon 2 (Fig.3-2 (b)) peut également être observée avec perlite lamellaire, Sous le même grossissement, la structure perlite de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (1 × 10) trempé à 570 ℃ a tendance à être sphéroïdisée. La figure 3-1 (E) (f) montre la structure métallographique de l'échantillon 3. Après recuit à 1000 ℃, trempe à l'huile à 950 ℃ et revenu à haute température (570 ℃), la microstructure de l'échantillon est de la sorbite trempée avec de la martensite orientation. La Fig. 3-1 (g) (H) montre la structure métallographique de l'échantillon 4. Après recuit à 1000 ℃, trempe à l'huile à 950 ℃ et revenu à basse température (250 ℃), la microstructure de l'échantillon est trempée à basse température martensite. Lorsque l'échantillon est trempé dans l'huile à 950 et revenu à basse température, les atomes de C diffusent d'abord et précipitent des carbures dispersés à partir d'une solution solide α sursaturée. Avec l'augmentation de la température de revenu, le carbure précipite dans l'augmentation de l'acier allié, et le carbure se transforme progressivement en cémentite et se développe progressivement. Au fil du temps, l'austénite retenue commence à se décomposer et la cémentite précipite en même temps. Lorsque la température de revenu augmente à 570 ℃, les atomes de C sursaturés précipitent complètement de la solution solide α sursaturée, et la cémentite fine s'agrège et grossit, montrant la sorbite trempée qui maintient l'orientation de la martensite.
La figure 3-3 montre les diagrammes de diffraction XRD d'acier faiblement allié à haute teneur en carbone dans différents états de traitement thermique. On peut voir à partir du modèle que les échantillons dans différents états de traitement thermique n'ont qu'une phase α ou une phase α sursaturée et une phase cémentite, sans autres phases.
3.1.2 Propriétés mécaniques
La figure 3-4 montre la dureté des aciers faiblement alliés à haute teneur en carbone dans différents états de traitement thermique et tels que coulés. Les résultats montrent que: la valeur de dureté de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (échantillon 4) recuit à 1000 ℃ et trempé à l'huile à 950 ℃ et revenu à 250 ℃ est la plus élevée. Les valeurs de dureté de l'échantillon 1, de l'échantillon 2 et de l'échantillon 3 sont très proches et nettement inférieures à celles de l'échantillon 4, et l'échantillon 2 est légèrement supérieur à l'échantillon 1 et à l'échantillon 3. Parce que plus la température de revenu est élevée, plus la dureté est faible d'acier allié est. La dureté de 2 × 10 échantillons trempés à basse température (250 ℃) est légèrement supérieure à celle de 1 × 10 échantillons trempés à haute température (570 ℃), et celle de 4 × 10 échantillons trempés à basse température (250 ℃) est supérieur à celui de 3 × 10 échantillons. L'échantillon 1 # et les échantillons 2 # sont en acier faiblement allié à haute teneur en carbone après normalisation et traitement de revenu. La température de revenu a peu d'effet sur la valeur de dureté de l'acier et la différence est faible, de sorte que la valeur de dureté de l'échantillon 1 # et de l'échantillon 2 # a peu de différence. L'échantillon 3 # et l'échantillon 4 # sont en acier faiblement allié à haute teneur en carbone après trempe et traitement de revenu. La température de revenu a une grande influence sur la valeur de dureté de l'échantillon. La dureté de l'échantillon 4 # trempé à basse température est beaucoup plus élevée que celle de l'échantillon 3 # après revenu à haute température.
L'énergie absorbée par impact des différents traitements thermiques et des aciers faiblement alliés à haute teneur en carbone moulés est illustrée à la Fig. 3-5. Les résultats montrent que l'énergie d'absorption d'impact des échantillons 1, 2, 3 et 4 diminue à son tour. L'énergie d'absorption d'impact de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (échantillon 1) recuit à 1000 ℃, normalisé à 950 ℃ et revenu à 570 ℃ est significativement plus élevée que celle des autres échantillons. En effet, après le traitement de normalisation, le degré de solution solide de chaque élément dans l'acier allié dans l'austénite est amélioré, la ségrégation des éléments d'alliage dans la structure de coulée est améliorée, le degré d'homogénéisation de la structure de coulée est amélioré et la ténacité aux chocs du l'acier est amélioré. Après normalisation et traitement thermique de revenu, les échantillons 1 et 2 sont de structure perlite avec une bonne ténacité. La structure perlitique de l'échantillon 1 est passivée et a tendance à se sphéroïdiser. Par conséquent, la ténacité de l'échantillon 1 est meilleure que celle de l'échantillon 2 et l'énergie d'impact de l'échantillon 1 est plus élevée. Après trempe à l'huile et traitement de revenu à basse température, la microstructure finale de l'acier allié est de la martensite trempée. L'échantillon maintient une dureté élevée et une faible ténacité une fois trempé, de sorte que l'acier allié conserve toujours une dureté élevée et une faible ténacité. Après trempe et revenu à l'huile à haute température, la martensite a commencé à se décomposer et une grande quantité de sorbite s'est formée. La dureté de l'échantillon 3 a diminué de manière significative et la ténacité a augmenté de manière significative. Par conséquent, la ténacité de l'échantillon 3 était meilleure que celle de l'échantillon 4. L'énergie d'absorption d'impact de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone tel que moulé est la plus faible et la ténacité est la pire.
Les résultats de traction des aciers faiblement alliés à haute teneur en carbone dans différents traitements thermiques et états de coulée sont indiqués dans le tableau 3-2. Les résultats montrent que la résistance à la traction Rm: 3 # > 1 # > 2 # > 4 # > 5 #; Limite d'élasticité Rel: 3 # > 1 # > 2 # > 4 # 、 5 #. En d'autres termes, la résistance de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (3 #) recuit à 1000 ℃, trempé à l'huile à 950 ℃ et revenu à 570 ℃ a la résistance la plus élevée, et l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (4 #) recuit à 1000 ℃, l'huile trempée à 950 ℃ et revenue à 250 ℃ a la plus faible résistance. Allongement après rupture δ: 1 # > 2 # > 3 # > 4 # > 5 #, c'est-à-dire que l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (1 #) recuit à 1000 ℃, normalisé à 950 ℃ et revenu à 570 ℃ a le meilleure plasticité, 1 #, 2 #, 3 # et 4 # sont des fractures mixtes.Les résultats montrent que la plasticité de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (# 4) recuit à 1000 ℃, trempé à l'huile à 950 ℃ et revenu à 250 ℃ est le pire, qui est une fracture fragile. La résistance et la plasticité de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone moulé (n ° 5) sont pires que celles de l'échantillon de traitement thermique, qui est une fracture fragile.
Tableau 3-2 Résultats des essais de traction d'aciers faiblement alliés à haute teneur en carbone dans les différents processus de traitement thermique | |||
Article n ° | Résistance à la traction / Mpa | Allongement après fracture /% | Limite d'élasticité / Mpa |
1# | 1005 | 14.31 | 850 |
2# | 947 | 13.44 | 760 |
3# | 1269 | 10.53 | 1060 |
4# | 671 | 4.79 | / |
5# | 334 | 3.4 | / |
3.1.3 Analyse des fractures par impact
La Fig. 3-6 montre la morphologie de la fracture par impact de différents traitements thermiques et d'aciers faiblement alliés à haute teneur en carbone moulés. La figure 3-6 (a) (b) montre la morphologie de la fracture par impact de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (échantillon 1) recuit à 1000 ℃, normalisé à 950 ℃ et revenu à 570 ℃. Les résultats de l'observation SEM montrent que la surface de la fracture est relativement plate selon l'observation macroscopique (voir Fig.3-6 (a)) 3-6 (b)) l'observation montre qu'il y a de petites fossettes sur la surface de la fracture, et un clair motif de la langue peut être vu. Cet échantillon montre une meilleure ténacité que les autres échantillons. La figure 3-6 (c) (d) montre la morphologie de la fracture par impact de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (échantillon 2) recuit à 1000 ℃, normalisé à 950 ℃ et revenu à 250 ℃. On peut voir de l'observation à faible grossissement (voir Fig.3-6 (c)) que la surface de fracture est relativement plate, et de l'observation à haute puissance (voir Fig.3-6 (d)), un petit un certain nombre de fossettes peuvent être observées dans la fracture, et un motif évident en forme de langue et un bord de déchirure peuvent être observés. Les caractéristiques du quasi-clivage sont révélées. La figure 3-6 (E) (f) montre la morphologie de la fracture par impact de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (échantillon 3) recuit à 1000 ℃, trempé à l'huile à 950 ℃ et revenu à 570 ℃. La fracture est relativement plate selon l'observation à faible grossissement (voir Fig.3-6 (E)), et il y a quelques fossettes et un petit nombre de bords de déchirure dans la fracture observée à fort grossissement (voir Fig.3- 6 f)). La figure 3-6 (g) (H) montre la morphologie de la fracture par impact de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (4 #) recuit à 1000 ℃, normalisé à 950 ℃ et revenu à 570 ℃. La fracture est une fracture intergranulaire observée à faible grossissement (voir Fig. 3-6 (g)), et il y a quelques bords déchirants et une morphologie de fracture quasi clivage à fort grossissement (voir Fig. 3-6 (H)). La figure 3-6 (I) (J) montre la morphologie de la fracture par impact de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone moulé (5 #). La fracture montre un modèle de rivière, qui est une fracture fragile typique, et la ténacité de l'échantillon tel que coulé est la pire.
3.1.4 Analyse des fractures en traction
La morphologie de la rupture par traction de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone avec différents traitements thermiques et état tel que coulé est illustrée sur la figure 3-7. La figure 3-7 (a) (b) montre la morphologie de rupture par traction d'un acier faiblement allié à haute teneur en carbone (# 1) recuit à 1000 ℃, normalisé à 950 ℃ et revenu à 570 ℃. De petites fossettes peuvent être observées et la zone de fracture est grande, ce qui appartient à la fracture ductile avec une ténacité élevée. La figure 3-7 (c) (d) montre la morphologie de la rupture par traction de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (# 2) recuit à 1000 ℃, normalisé à 950 ℃ et revenu à 250 ℃, de petites bosses et des rainures partiellement lisses sont observées à grossissement élevé (Fig. 3-7 (d)). Aucune fissure n'est trouvée dans les rainures, qui appartiennent à la fracture ductile. Les fossettes sont plus petites et moins profondes, et la ténacité de l'échantillon est pire que celle du n ° 1. La figure 3-7 (E) (f) montre la morphologie de la rupture par traction de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (n ° 3) recuit à 1000 ℃, trempé à l'huile à 950 ℃ et revenu à 570. La plupart des modèles de clivage et un petit nombre de minuscules fossettes peuvent être observés. La zone de motif de clivage est plus grande, la zone de fibre est plus petite et l'échantillon n ° 3 est une fracture mixte. Figure 3-7 (g) (h) La morphologie de la rupture par traction de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (# 4) recuit à 1000 ℃, trempé à l'huile à 950 ℃ et revenu à 250 ℃ montre des caractéristiques évidentes de fracture de la rivière et de clivage. À fort grossissement (Fig. 3-7 (H)), un petit nombre de fossettes peu profondes sont observées au centre de la fracture, mais les échantillons appartiennent toujours à une fracture fragile. La figure 3-7 (I) (J) montre la morphologie de la rupture par traction de l'acier à faible alliage à haute teneur en carbone moulé (n ° 5) avec un motif de rivière évident et des caractéristiques de fracture par clivage évidentes. Il appartient à la fracture fragile et la ténacité de l'échantillon est la pire.
Des aciers alliés à faible teneur en carbone et résistants à l'usure avec une composition de 0.65%, Si 0.54%, Mn 0.97%, Cr 2.89%, Mo 0.35%, Ni 0.75% et N 0.10% ont été soumis à quatre traitements thermiques différents. Les effets de différents traitements thermiques sur la microstructure et les propriétés mécaniques de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone ont été étudiés. Les méthodes de traitement thermique de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone sont les suivantes: recuit 1000 × 6h + normalisation 950 × 2.5h + revenu 570 × 2.5h; Recuit 1000 ℃ × 6h + normalisation 950 ℃ × 2.5h + revenu 250 ℃ × 2.5h; Recuit 1000 ℃ × 6h + trempe à l'huile 950 ℃ × 2.5h + revenu 570 ℃ × 2.5h; Recuit 1000 ℃ × 6h + trempe à l'huile 950 ℃ × 2.5h + revenu 250 ℃ × 2.5h. Les résultats montrent que:
- La microstructure de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (n ° 1) recuit à 1000 ℃, normalisé à 950 ℃ et revenu à 570 ℃ est de la perlite. La microstructure de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (# 2) recuit à 1000 ℃, normalisé à 950 ℃ et revenu à 250 ℃ est également de la perlite. Cependant, la structure de perlite du n ° 1 est passivée et a tendance à être sphéroïdisée, et ses propriétés complètes sont meilleures que celles du n ° 2. La microstructure de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (échantillon 3) recuit à 1000 ℃, huile trempée à 950 ℃ et revenu à 570 ℃ est de la sorbite trempée avec une orientation martensite. La microstructure de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (# 4) recuit à 1000 ℃, trempé à l'huile à 950 ℃ et revenu à 250 ℃ est de la martensite trempée.
- La dureté de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (n ° 4) recuit à 1000 ℃, trempé à l'huile à 950 ℃ et revenu à 250 ℃ a la dureté Rockwell la plus élevée de 57.5 HRC. La dureté des trois autres types d'acier faiblement allié à haute teneur en carbone est inférieure à celle de l'échantillon 4 et les valeurs de dureté sont proches. La dureté des échantillons 1,2,3, 43.8, 45.3 est de 44.3 HRC, XNUMX HRC et XNUMX HRC.
- Le test de ténacité aux chocs avec entaille en V montre que l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (n ° 1) recuit à 1000 ℃, normalisé à 950 ℃ et revenu à 570 ℃ a l'énergie d'absorption d'impact la plus élevée (8.37 J) et la meilleure ténacité. Les résultats des essais de traction montrent également que l'allongement après fracture δ de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (# 1) recuit à 1000 ℃, normalisé à 950 ℃ et revenu à 570 ℃ a l'allongement maximum après fracture (14.31%), et la fracture est une fracture ductile.
- Les résultats de l'essai de traction montrent que la résistance de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (n ° 3) recuit à 1000 ℃, trempé à l'huile à 950 ℃ et revenu à 570 ℃ a la meilleure résistance (Rm: 1269mpa, Rel: 1060mpa), le la force de # 1 , # 2 , # 3 , et # 4 est Rm: 1005 MPa, Rel: 850 MPa; Rm: 947 MPa, Rel: 740 MPa; Rm: 671 MPa.
- Les propriétés mécaniques de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone moulé (n ° 5) sont pires que celles des échantillons traités thermiquement. Le traitement thermique améliore les propriétés complètes de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone.
4.0 Microstructure et propriétés mécaniques de l'acier bainitique résistant à l'usure, de l'acier perlite et des chemises composites à matrice d'acier à haute teneur en manganèse
Afin de comparer et d'étudier l'acier allié résistant à l'usure et à la corrosion pour la plaque de revêtement de l'usine semi-autogène, en prenant l'acier allié à haute teneur en carbone comme orientation de base, notre usine a conçu trois types d'acier allié à haute teneur en carbone et leurs matériaux composites et leurs plaques de revêtement. La coulée et le traitement thermique ont été achevés dans notre usine, et l'essai préliminaire a été réalisé dans des mines de métaux.
La composition chimique de l'acier bainitique, de l'acier perlitique et des chemises composites à matrice d'acier à haute teneur en manganèse est indiquée dans le tableau 4-1, le tableau 4-2 et le tableau 4-3.
Tableau 4-1 La composition chimique des plaques de revêtement en acier bainite (% en poids) | |||||||
C | Si | Mn | P | S | Cr | Mo | Ni |
0.687 | 1.422 | 0.895 | 0.053 | 0.029 | 4.571 | 0.424 | 0.269 |
Tableau 4-2 La composition chimique des plaques de revêtement en acier perlite (% en poids) | |||||||
C | Si | Mn | Al | W | Cr | Cu | Ni |
0.817 | 0.43 | 0.843 | 0.028 | 0.199 | 3.103 | 0.111 | 0.202 |
Tableau 4-3 Composition chimique des plaques de revêtement composites à matrice d'acier à haute teneur en manganèse (% en poids) | |||||||
C | Si | Mn | Al | Cr | V | Ti | Ni |
1.197 | 0.563 | 20.547 | 0.271 | 0.143 | 0.76 | 0.232 | 0.259 |
Une fois que le revêtement en acier bainite, le revêtement en acier perlite et le revêtement composite à matrice en acier à haute teneur en manganèse ont été retirés, les échantillons pour l'observation de la microstructure, le test de dureté, le test de choc, le test de traction et le test d'usure abrasive par corrosion par impact sont coupés par une machine de découpe de fil.
4.1 Microstructure et propriétés mécaniques de l'acier bainitique, de l'acier perlite et des chemises composites à matrice d'acier à haute teneur en manganèse
4.1.1 Microstructure
La figure 4-1 montre la structure métallographique de la plaque de revêtement en acier bainite, et la figure 4-1 (a) (b) montre la structure métallographique de la surface anti-usure. La structure de bainite inférieure en forme d'aiguille noire (voir la flèche sur la figure 4-1 (b)), la structure de bainite supérieure en forme de plume (voir le cercle de la figure 4-1 (b)) et de l'austénite conservée blanche peuvent être observées. La figure 4-1 (c) (d) montre la structure métallographique de la surface d'usure. On peut observer la structure de bainite inférieure en forme d'aiguille noire et un peu d'austénite blanche. La bainite inférieure en forme d'aiguille noire sur la surface sans usure est plus fine que la surface d'usure.
La figure 4-2 montre le diagramme de diffraction XRD de la plaque de revêtement en acier bainite. Le diagramme de diffraction de l'échantillon d'acier bainitique montre les pics de diffraction de la phase α et de la phase γ, et il n'y a pas de pic de diffraction évident du carbure dans le diagramme.
La Fig. 4-3 montre la structure métallographique de la plaque de revêtement composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse, la Fig. 4-3 (a) montre le macrographe, la Fig. 4-3 (b) montre un diagramme à fort grossissement, et la figure 4-3 (b) montre un grand nombre de carbures sur la limite du grain d'austénite. Sur la surface de l'échantillon de plaque de revêtement composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse poli et corrodé, 10 images métallographiques avec un grossissement de 100 fois ont été prises respectivement (voir Fig. 4-4). La fraction de surface des carbures dans le champ de vision a été analysée en utilisant le logiciel Las phase expert software du Lycra Metallographic Microscope, et la valeur moyenne arithmétique a été prise. Selon le calcul, la teneur en carbure dans le revêtement composite à matrice en acier à haute teneur en manganèse est de 9.73%. Les carbures sont dispersés dans l'austénite comme deuxième phase, ce qui améliore la résistance à l'usure et la limite d'élasticité du matériau. Le matériau de revêtement composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse est un matériau composite avec une structure d'austénite comme matrice et du carbure comme deuxième phase.
La figure 4-4 montre le diagramme de diffraction XRD d'une plaque de revêtement composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse, dans laquelle il y a des pics de diffraction de la phase y et du carbure, mais pas de pic de diffraction de la martensite.
La figure 4-6 montre la microstructure du revêtement en acier perlite, et la figure 4-6 (a) (b) montre la structure métallographique prise par un microscope métallographique Lycra. On peut observer que la structure de la perlite est noire et blanche (voir Fig. 4-6 (b) cercle noir). La zone blanche est de la ferrite et le noir est de la cémentite. La figure 4-6 (c) montre la microstructure haute puissance du SEM. On peut voir de la perlite avec des phases claires et sombres. La partie la plus claire est la cémentite et la partie la plus foncée est la ferrite.
La figure 4-7 montre le diagramme de diffraction XRD des revêtements de l'aciérie perlite. Il y a des pics de diffraction de la phase α et de la phase Fe3C dans le diagramme de diffraction des chemises de broyeur de perlite, et aucun pic d'austénite résiduel évident n'apparaît.
4.1.2 Propriétés mécaniques
Le tableau 4-4 montre les résultats des tests de dureté et de ténacité aux chocs d'un revêtement en acier bainite, d'un revêtement composite à matrice en acier à haute teneur en manganèse et d'un revêtement en acier perlite. Les résultats montrent que le revêtement en acier bainite a de bonnes propriétés correspondantes de dureté et de ténacité; le composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse a une dureté médiocre mais une bonne ténacité sans écrouissage; la ténacité de l'acier perlite est médiocre.
Tableau 4-4 Dureté Rockwell et ténacité aux chocs de trois types de revêtements d'usines en acier allié | |
Produit | Résultat |
Dureté des revêtements de laminage en acier allié bainitique (HRC) | 51.7 |
Dureté des revêtements d'acier allié composite à matrice d'acier au manganèse (HRC) | 26.5 |
Dureté des revêtements d'usines en acier allié perlite (HRC) | 31.3 |
Énergie d'absorption des chocs par entaille en V des revêtements d'usines en acier allié bainitique (J) | 7.5 |
Énergie d'absorption des chocs à entaille en U des revêtements d'usines en acier allié composite à matrice d'acier au manganèse (J) | 87.7 |
Énergie d'absorption d'impact des chemises d'aciérie en acier allié perlite avec encoche en V (J) | 6 |
La figure 4-8 est une comparaison de la distribution de la dureté dans la zone de couche durcie de trois types de matériaux de revêtement, à savoir un revêtement en acier bainite, une plaque de revêtement composite à base d'acier au manganèse élevée et un revêtement en acier perlite. Les résultats montrent que la plaque de revêtement composite à haute teneur en acier au manganèse et le revêtement en acier bainite présentent un phénomène de durcissement évident après un essai dans la mine. La profondeur de durcissement de traitement du revêtement composite à base d'acier au manganèse est de 12 mm et la dureté de la plaque de revêtement est augmentée à 667 HV (58.7 HRC); la profondeur de durcissement de traitement du revêtement en acier bainite est de 10 mm, la dureté du HVS a été augmentée de près de 50% par durcissement par usinage, et il n'y avait aucun phénomène de durcissement évident dans le revêtement en acier perlite.
Le tableau 4-5 montre les résultats des essais de traction des chemises de laminage composites à matrice d'acier à haute teneur en manganèse et des chemises d'aciérie perlite. Les résultats montrent que la résistance à la traction des chemises de laminage composites à matrice d'acier perlite est équivalente à celle des chemises de laminage en matériau composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse, mais la plaque de revêtement en matériau composite à matrice d'acier au manganèse a une limite d'élasticité plus élevée que les chemises d'aciérie perlite. En même temps, l'allongement après fracture du revêtement en acier perlite est supérieur à celui du composite à matrice d'acier au manganèse, et le revêtement en matériau composite à matrice en acier à haute teneur en manganèse a une meilleure ténacité.
Tableau 4-5 Résultats des essais de traction de différents revêtements d'aciérie alliée | |||
Article n ° | Résistance à la traction / Mpa | Allongement après fracture /% | Limite d'élasticité / Mpa |
Doublure composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse | 743 | 9.2 | 547 |
Doublure en acier perlite | 766 | 6.7 | 420 |
4.1.3 Analyse des fractures par impact
La figure 4-9 montre la morphologie de la fracture par impact d'un revêtement en acier bainite, d'un revêtement composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse et d'un revêtement en acier perlite. La figure 4-9 (a) (b) montre la morphologie de la fracture par impact du matériau de revêtement en acier bainite. La surface de fracture est relativement plate avec un petit nombre de bords de déchirure et un fort grossissement (Fig. 4-9 (a)) La ténacité à la fracture des alvéoles (B-9) est peu profonde, mais l'énergie de fracture est faible. La figure 4-9 (c) (d) montre la morphologie de la fracture par impact d'un matériau de revêtement composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse. À partir du faible grossissement (Fig. 4-9 (c)), une déformation plastique évidente est observée sur la surface de la fracture et des fossettes apparaissent sur la coupe transversale. À fort grossissement (Fig. 4-9 (d)), de grandes et petites fossettes peuvent être observées en même temps, et les grandes fossettes sont profondes et les fossettes sont enchevêtrées les unes avec les autres. La figure 4-9 (E) (f) montre la morphologie de la fracture par impact du matériau de revêtement en acier perlite. La surface de la fracture est relativement plate sous un faible grossissement (Fig. 4-9 (E)), tandis que la configuration de la rivière peut être observée à fort grossissement (Fig. 4-9 (f)). Dans le même temps, un petit nombre de fossettes peut être observé au bord du modèle de la rivière. L'échantillon est une fracture fragile dans la vue macro et une fracture plastique dans la partie locale dans la vue micro.
4.1.4 Analyse des fractures en traction
La figure 4-10 montre la morphologie de la rupture par traction d'une plaque de revêtement composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse et une plaque de revêtement en acier perlite et la figure 4-10 (a) (b) montre la morphologie de fracture par traction d'un matériau de plaque de revêtement composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse. À partir de la faible puissance (Fig.4-10 (a)), la fracture présente une déformation plastique évidente, une petite quantité de bord de déchirure et un fort grossissement (Fig. Un petit nombre de fossettes peu profondes et un grand nombre d'étapes de clivage peuvent être observés en 4-10 (b). L'échantillon appartient au mode de fracture mixte. La figure 4-10 (c) (d) montre la morphologie de rupture par traction du matériau de revêtement en acier perlite. La surface de fracture est relativement plate lorsqu'elle est observée à faible grossissement ( Fig. 4-10 (c)). Le dessin évident de la rivière et le bord de déchirure peuvent être observés à fort grossissement (Fig. 4-10 (d)). L'échantillon appartient à une fracture fragile.
4.2 Les résultats
- La microstructure des revêtements de laminage en acier allié bainitique montre une bainite inférieure en forme d'aiguille noire et une partie de bainite supérieure en forme de plume, avec une dureté de 51.7 HRC. Après avoir testé le revêtement du broyeur dans les mines, il a une certaine profondeur d'écrouissage de 10 mm. La dureté du revêtement du broyeur est augmentée de 50 HV. L'énergie d'impact absorbée par l'encoche en V du revêtement en acier bainite est de 7.50 J, et la surface de fracture est une fracture ductile. Les revêtements de laminage en acier allié bainite ont de bonnes propriétés mécaniques complètes.
- La microstructure du revêtement de broyeur composite à haute matrice d'acier au manganèse est une structure en austénite. Il y a beaucoup de carbures dans la limite du grain d'austénite et la teneur en carbure est de 9.73%. Le matériau de revêtement en matériau composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse est un matériau composite avec une structure austénite comme matrice et du carbure comme deuxième phase. La dureté du revêtement composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse est de 26.5 HRC sans écrouissage. Après utilisation dans les mines, un écrouissage évident se produit. La profondeur d'écrouissage est de 12 mm. La dureté la plus élevée est de 667 HV (58.7 HRC). L'énergie absorbée par impact de l'entaille en U standard de la doublure composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse est de 87.70 J, et la fracture d'impact est une fracture ductile. L'allongement après fracture par traction du revêtement composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse est de 9.20% et la fracture par traction est une fracture mixte. Le revêtement de broyeur composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse présente une bonne ténacité. La résistance à la traction et la limite d'élasticité des chemises de laminage composites à matrice d'acier à haute teneur en manganèse sont de 743 MPa et 547 MPa.
- Les résultats montrent que la microstructure des revêtements d'usines en acier allié de perlite est généralement une structure de perlite noire et blanche avec une dureté de 31.3 hrc, et il n'y a pas de phénomène d'écrouissage évident après une utilisation d'essai dans les mines. L'énergie d'absorption d'impact de l'encoche en V standard du revêtement en acier perlite est de 6.00 j, et la surface de fracture est une fracture plastique microlocale et une fracture macro-fragile. L'allongement de la doublure en acier perlite après fracture par traction est de 6.70%, la fracture par traction est une fracture fragile, la ténacité est élevée et la doublure en composite à matrice d'acier au manganèse est médiocre. La résistance à la traction et la limite d'élasticité du revêtement en acier perlite sont de 766 MPa et 420 MPa.
5.0 Résistance à la corrosion par chocs et à l'usure par abrasion des revêtements d'aciérie alliée semi-autogène
Les chemises de broyeur du broyeur semi-autogène ne sont pas seulement impactées et usées par la boue, mais également corrodées par la boue dans le tambour, ce qui réduit considérablement la durée de vie de la chemise. L'essai d'usure abrasive par corrosion par impact peut bien simuler l'état d'usure de la plaque de revêtement du broyeur semi-autogène. À l'heure actuelle, la recherche sur la résistance à l'usure et la performance à la corrosion des matériaux consiste principalement à mesurer la perte de poids par abrasion des matériaux lors d'un essai d'usure par corrosion par impact dans des conditions d'usure à trois corps, puis à observer la morphologie d'usure des échantillons au microscope électronique à balayage, et puis analysez le mécanisme d'usure. Dans ce chapitre, la résistance à l'usure et le mécanisme d'usure de différents échantillons sont analysés à travers la perte d'usure par corrosion par impact, et la morphologie de l'acier résistant à la corrosion à faible alliage à haute teneur en carbone traité thermiquement, du revêtement en acier bainite, du revêtement en acier perlite et de l'acier à haute teneur en manganèse. doublure composite matricielle.
5.1 Caractéristiques d'usure abrasive de la corrosion par impact à une énergie d'impact de 4.5 J
5.1.1 Résistance à l'usure abrasive par corrosion par impact
Sous l'effet de l'énergie d'impact de 4.5 j, la perte de poids d'usure de l'acier résistant à la corrosion à haute teneur en carbone faiblement allié, de la doublure en acier bainite, de la doublure en acier perlite et de la plaque de revêtement composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse dans différents états de traitement thermique avec usure abrasive par corrosion par impact l'heure est indiquée sur la Fig. 5-1.
- Les résultats montrent que la perte de poids de chaque échantillon augmente avec le temps et que le taux d'usure est stable;
- La résistance à l'usure de chaque échantillon est la suivante: plaque de revêtement en acier bainite > 1000 ℃ recuit +950 ℃ normalisation +570 ℃ acier trempé à haute teneur en carbone faiblement allié > 1000 ℃ recuit +950 ℃ trempe à l'huile +250 ℃ trempé à haute teneur en carbone faiblement allié> revêtement en acier perlite > 1000 ℃ recuit +950 ℃ normalisation +250 ℃ revenu acier à faible alliage à haute teneur en carbone > 1000 ℃ recuit +950 ℃ trempe à l'huile +570 ℃ revenu à haute teneur en carbone en acier faiblement allié> chemises de moulin composites à base d'acier à haute teneur en manganèse.
5.1.2 Analyse du mécanisme d'abrasion
Il existe deux principaux mécanismes d'usure de l'usure par abrasion par impact: l'un est l'usure causée par la coupe et le burinage abrasifs; l'autre est l'usure par fatigue causée par des déformations répétées par piqûres sous la force d'impact. Dans des conditions de meulage humide, l'usure abrasive par impact est principalement une perte d'usure abrasive et s'accompagne d'une corrosion électrochimique, qui se favorise mutuellement et accélère le taux d'usure des matériaux.
La figure 5-2 montre la morphologie de la surface d'usure d'un revêtement en acier résistant à la corrosion et en acier bainite à haute teneur en carbone faiblement allié, un revêtement en acier perlite et une plaque de revêtement en matériau composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse sous différents états de traitement thermique.
La figure 5-2 (a) (b) montre la morphologie d'usure de l'échantillon 1R, c'est-à-dire l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone recuit à 1000 ℃ et normalisé à 950 ℃ et revenu à 570. À faible grossissement (Fig. 5-2 (a)), la surface d'usure de l'échantillon est relativement plate. À fort grossissement (Fig. 5-2 (b)), des sillons coupants peuvent être observés et une petite quantité de piqûres de fatigue apparaît sur la surface usée. L'échantillon est principalement un mécanisme de micro-coupe. L'échantillon est de la perlite avec une valeur de dureté de 43.7 HRC et une certaine résistance à la coupe. En même temps, l'échantillon a une forte ténacité. Pendant le processus d'usure abrasive par corrosion par impact, il peut produire une grande déformation plastique. Avant l'écaillage de fatigue par déformation plastique, il se transforme en un coin de déformation plastique et une crête en plastique sous l'action de la force d'impact et du sable de quartz. Il n'y a pas de corrosion évidente sur la surface usée de l'échantillon, ce qui indique que la résistance à la corrosion de l'échantillon est bonne.
La figure 5-2 (c) (d) montre la morphologie d'usure de l'échantillon 2R, c'est-à-dire l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone recuit à 1000 ℃ et normalisé à 950 ℃ et revenu à 250 ℃. À faible grossissement (Fig. 5-2 (c)), la surface d'usure de l'échantillon est relativement plate. À fort grossissement (Fig.5-2 (d)), des sillons de coupe larges et peu profonds peuvent être observés, et un coin de déformation plastique évident, une arête en plastique et quelques éclats de coupe causés par une déformation plastique peuvent être vus, en même temps, un une petite quantité de fosses d'écaillage apparaît, qui est principalement un mécanisme de micro-coupe, accompagnée d'une petite quantité d'écaillage de fatigue de déformation plastique. Il n'y a pas de corrosion évidente sur la surface usée de l'échantillon, ce qui indique que la résistance à la corrosion de l'échantillon est bonne.
La figure 5-2 (E) (f) montre la morphologie d'usure de l'échantillon 3R, c'est-à-dire l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone recuit à 1000, trempé à 950 ℃ et revenu à 570 ℃. À faible grossissement (Fig. 5-2 (E)), la surface d'usure de l'échantillon est relativement plate avec quelques débris. À fort grossissement (Fig. 5-2 (f)), un grand nombre de fosses d'écaillage irrégulières peuvent être observées. Le mécanisme d'usure de l'échantillon est le mécanisme d'écaillage par fatigue plastique. Il n'y a pas de corrosion évidente sur la surface usée de l'échantillon, ce qui indique que la résistance à la corrosion de l'échantillon est bonne.
La figure 5-2 (g) (H) montre la morphologie d'usure de l'échantillon 4R, c'est-à-dire l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone recuit à 1000 ℃ et trempé à 950 ℃ et revenu à 250 ℃. À faible grossissement (Fig. 5-2 (g)), la surface d'usure de l'échantillon est relativement plate. À fort grossissement (Fig. 5-2 (H)), des sillons peu profonds et raccourcis peuvent être observés. Parce que l'échantillon est de la martensite trempée, sa dureté atteint 57.5 HRC a une forte résistance à la coupe. Un grand nombre de fosses d'écaillage irrégulières peuvent être observées en même temps sur la surface usée. La plasticité de l'échantillon est faible. Sous l'action de contraintes périodiques, une déformation plastique répétée se produit, formant une source de concentration de contrainte, une fissure de fatigue et enfin un éclat de fatigue. Le mécanisme d'usure de l'échantillon est l'écaillage par fatigue plastique. Il n'y a pas de corrosion évidente sur la surface usée de l'échantillon, ce qui indique que la résistance à la corrosion de l'échantillon est bonne.
La figure 5-2 (I) (J) montre la morphologie d'abrasion de l'échantillon 5R, c'est-à-dire un matériau de revêtement en acier bainite. À faible grossissement (figure 5-2 (J)), on peut observer que de longs sillons de coupe et des sillons de raccourcissement existent en même temps, et une petite quantité de fosses d'écaillage irrégulières peut être observée. Le mécanisme de micro-découpe de l'échantillon est principalement une micro-découpe. L'échantillon est une structure bainitique, a une bonne correspondance de dureté, une valeur de dureté élevée (51.3 HRC) et une certaine résistance à la coupe; en même temps, l'échantillon a une forte ténacité, ce qui peut produire une grande déformation plastique et un petit nombre de trous d'écaillage dans le processus d'usure abrasive par corrosion par impact. Par conséquent, la résistance à l'usure abrasive par corrosion par impact de l'échantillon est la meilleure. Il n'y a pas de corrosion évidente sur la surface usée de l'échantillon, ce qui indique que la résistance à la corrosion de l'échantillon est bonne.
La figure 5-2 (k) (L) montre la morphologie d'abrasion de l'échantillon 6R, c'est-à-dire un matériau de revêtement composite à matrice d'acier au manganèse élevé, à faible grossissement (figure 5-2) (k) (la surface d'usure de l'échantillon est relativement à plat, une petite quantité de sillons de coupe peut être observée, et des sillons de coupe longs et profonds et une partie des débris d'usure peuvent être observés à des moments élevés (Fig.5-2 (L)), indiquant que la capacité anti-coupure de l'échantillon est médiocre, et un grand nombre de trous d'écaillage irréguliers peuvent être observés sur la surface usée, et le mécanisme de micro-coupe est le mécanisme principal de l'échantillon. Il n'y a pas de corrosion évidente sur la surface usée de l'échantillon, ce qui indique que le la résistance à la corrosion de l'échantillon est bonne. La dureté de l'échantillon est faible sans écrouissage. Il ne peut pas obtenir une dureté d'écrouissage suffisante sous l'énergie de choc de 4.5 j. Par conséquent, la résistance à la coupe de l'échantillon est médiocre et l'impact de la résistance à l'usure par corrosion abrasive est la pire.
La figure 5-2 (m) (n) montre la morphologie d'abrasion de l'échantillon 7R, c'est-à-dire un matériau de revêtement en acier perlite. À faible grossissement (Fig. 5-2 (m)), la surface d'abrasion de l'échantillon est relativement plate et un petit nombre d'éclats peuvent être observés. À fort grossissement (Fig 5-2 (n)), on peut observer un sillon de coupe profond et des débris d'usure, et la capacité anti-coupure de l'échantillon est médiocre. Des fosses d'écaillage irrégulières peuvent être observées autour du sillon de coupe et des débris. Le mécanisme de micro-coupe et la proportion d'écaillage par fatigue de l'échantillon sont similaires. Il n'y a pas de corrosion évidente sur la surface usée de l'échantillon, ce qui indique que la résistance à la corrosion de l'échantillon est bonne.
En conclusion, dans le test d'usure abrasive par corrosion par impact sous une énergie d'impact de 4.5 j, certains échantillons sont principalement des mécanismes d'usure par micro-coupure, certains échantillons sont principalement des mécanismes d'usure par écaillage fatigués, et certains échantillons sont également sollicités sur les deux mécanismes d'usure. La résistance à l'érosion par impact des éprouvettes est déterminée par les deux mécanismes, à savoir la dureté et la ténacité. Selon les résultats des tests, l'acier bainitique a la meilleure adéquation de dureté et de ténacité et la meilleure résistance aux chocs et à l'abrasion. La résistance à l'usure du revêtement composite à matrice d'acier au manganèse est la pire car elle ne peut pas obtenir suffisamment d'écrouissage. Ce résultat est cohérent avec le résultat de la perte de poids par abrasion.
5.1.3 Effet d'écrouissage des aciers alliés résistants à l'usure sous une énergie d'impact de 4.5J
Afin d'explorer l'effet d'écrouissage de différents aciers alliés résistants à l'usure, la courbe de changement progressif de microdureté de la couche souterraine usée de différents aciers alliés résistants à l'usure sous une énergie d'impact de 4.5 j a été mesurée, c'est-à-dire le travail d'usure par impact. courbe de durcissement. La figure 5-3 montre les courbes d'écrouissage de l'acier résistant à la corrosion à haute teneur en carbone faiblement allié, du revêtement en acier bainite, du revêtement en acier perlite et de la plaque de revêtement composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse sous une énergie d'impact de 4.5 j.
On peut voir sur la figure que dans des conditions d'énergie de choc de 4.5 j, différents aciers alliés résistants à l'usure ont un certain degré de capacité d'écrouissage. Plus la surface d'usure est proche, meilleur est l'effet d'écrouissage; plus la surface d'usure est éloignée, plus l'effet d'écrouissage est mauvais; le taux de durcissement du composite à matrice en acier à haute teneur en manganèse est le plus grand et la dureté augmente de près de 264 Les résultats montrent que la dureté de l'acier à faible alliage à haute teneur en carbone recuit à 1000 ℃, trempé à l'huile à 950 ℃ et revenu à 250 ℃ est le plus élevé dureté. La dureté de l'acier bainitique est juste après celle de l'acier recuit à 1000 ℃, trempé à l'huile à 950 ℃ et revenu à 250 ℃. Cependant, la ténacité du premier est meilleure que celle du second, et le premier a une dureté relativement élevée, de sorte que le premier a une dureté élevée à 4.5 j Les résultats montrent que la résistance à l'usure de l'acier bainitique est la meilleure sous l'énergie d'impact, ce qui est cohérent avec le résultat de l'analyse de la qualité de l'usure par corrosion.
5.2 Caractéristiques d'usure de l'abrasif de corrosion par impact sous une énergie d'impact de 9J
5.2.1 Résistance à l'usure abrasive par corrosion par impact
Sous l'effet de l'énergie d'impact 9j, la perte d'usure de l'acier résistant à la corrosion à faible alliage à haute teneur en carbone, de la doublure en acier bainite, de la doublure en acier perlite et de la plaque de revêtement composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse dans différents états de traitement thermique avec temps d'usure abrasive sur la Fig.5-4
- Les résultats montrent que la perte de poids de chaque échantillon augmente avec le temps et que le taux d'usure est stable;
- La résistance à l'usure et la résistance à la corrosion des échantillons de haut en bas sont de 1000 ℃ de recuit + 950 ℃ de normalisation + 570 ℃ de revenu en acier à haute teneur en carbone faiblement allié> plaque de revêtement en acier bainitique ≥ 1000 ℃ de recuit + 950 ℃ de trempe à l'huile + 570 ℃ de revenu à haute teneur en carbone acier faiblement allié> 1000 ℃ recuit + 950 ℃ trempe à l'huile + 250 ℃ revenu acier faiblement allié à haute teneur en carbone ≥ plaque de revêtement en matériau composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse> 1000 ℃ recuit + 950 ℃ normalisation + 250 ℃ revenu acier faiblement allié à haute teneur en carbone ≥ acier perlite doublure.
5.2.2 Analyse du mécanisme d'abrasion
La figure 5-5 montre la morphologie de la surface usée de l'acier résistant à la corrosion à haute teneur en carbone faiblement allié, du revêtement en acier bainite, du revêtement en acier perlite et de la plaque de revêtement en matériau composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse sous différents états de traitement thermique.
La figure 5-5 (a) (b) montre la morphologie d'abrasion de l'échantillon 1R, c'est-à-dire l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone recuit à 1000 ℃ et normalisé à 950 ℃ et revenu à 570 ℃. À faible grossissement (Fig. 5-5 (a)), la surface d'usure de l'échantillon est relativement plate. À fort grossissement (Fig. 5-5 (b)), des rainures de coupe évidentes peuvent être observées, avec des rainures profondes et un petit nombre de trous d'écaillage de fatigue. L'échantillon montre le mécanisme d'usure de coupe de Le principal facteur est l'écaillage par fatigue. Il n'y a pas de corrosion évidente sur la surface usée de l'échantillon, ce qui indique que la résistance à la corrosion de l'échantillon est bonne.
La figure 5-5 (c) (d) montre la morphologie d'usure de l'échantillon 2R, c'est-à-dire 1000 ℃ de recuit + 950 ℃ de normalisation + 250 ℃ de revenu d'acier faiblement allié à haute teneur en carbone. À faible grossissement (Fig. 5-5 (c)), la surface d'usure de l'échantillon est relativement plate. À fort grossissement (Fig.5-5 (d)), des sillons de coupe grands et petits peuvent être observés en même temps, une petite quantité de débris de coupe et une petite quantité d'écaillage peuvent être observées autour du grand sillon de coupe Les résultats montrent que le mécanisme principal de l'éprouvette est en train de couper, accompagné d'un certain mécanisme d'éclatement par fatigue. Il n'y a pas de corrosion évidente sur la surface usée, ce qui indique que la résistance à la corrosion de l'échantillon est bonne.
La figure 5-5 (E) (f) montre la morphologie d'abrasion de l'échantillon 3R, c'est-à-dire 1000 ℃ de recuit + 950 ℃ de trempe à l'huile + 570 ℃ de revenu en acier faiblement allié à haute teneur en carbone. À faible grossissement (Fig. 5-5 (E)), la surface d'usure de l'échantillon est relativement plate sans fosse d'écaillage de fatigue évidente. À fort grossissement (Fig. 5-5 (f)), de nombreux sillons de coupe évidents et quelques trous d'écaillage de fatigue ont été observés. Le mécanisme de coupe de l'échantillon était principalement un mécanisme de coupe, et il y avait un mécanisme d'éclatement par fatigue en même temps. Il n'y a pas de corrosion évidente sur la surface usée de l'échantillon, ce qui indique que la résistance à la corrosion de l'échantillon est bonne.
La figure 5-5 (g) (H) montre la morphologie d'usure de l'échantillon 4R, c'est-à-dire 1000 ℃ de recuit + 950 ℃ de trempe à l'huile + 250 ℃ de revenu en acier faiblement allié à haute teneur en carbone. À faible grossissement (Fig. 5-5 (g)), la surface d'usure de l'échantillon est relativement plate. À fort grossissement (Fig. 5-5 (H)), de nombreux petits sillons de coupe courts et peu profonds peuvent être observés, et un petit nombre de petits sillons de coupe longs et peu profonds sont également trouvés. Les fosses d'écaillage de fatigue de différentes tailles sont réparties sur la surface usée. Le mécanisme d'éclatement par fatigue est le mécanisme principal de l'échantillon, et une petite quantité de mécanisme de coupe existe en même temps. Il n'y a pas de corrosion évidente sur la surface usée de l'échantillon, ce qui indique que la résistance à la corrosion de l'échantillon est bonne.
La figure 5-5 (I) (J) montre la morphologie d'abrasion de l'échantillon 5R, c'est-à-dire du matériau de revêtement en acier bainite. À faible grossissement (Fig. 5-5 (I)), la surface d'usure de l'échantillon est relativement plate et des sillons de coupe évidents sont visibles. À fort grossissement (Fig 5-5 (J)). Il n'y a pas de corrosion évidente sur la surface usée de l'échantillon, ce qui indique que la résistance à la corrosion de l'échantillon est bonne.
La figure 5-5 (k) (L) montre la morphologie d'usure de l'échantillon 6R, c'est-à-dire un matériau de revêtement composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse. À faible grossissement (Fig. 5-5 (k)), la surface d'usure de l'échantillon est relativement plate et un sillon de coupe évident peut être observé. À fort grossissement (Fig. 5-5 (L)), le sillon de coupe est peu profond et certains débris peuvent être observés. Dans cette condition, le sillon de coupe de la surface d'usure est de 4.5 j Sous la condition d'énergie d'impact, l'échantillon est court et peu profond, ce qui indique que l'échantillon a une capacité anti-coupure plus forte en usure abrasive corrosive sous une énergie d'impact élevée. Des trous d'écaillage irréguliers peuvent être observés sur la surface usée et le mécanisme de micro-coupe est le mécanisme principal de l'échantillon. Il n'y a pas de corrosion évidente sur la surface usée de l'échantillon, ce qui indique que la résistance à la corrosion de l'échantillon est bonne.
La figure 5-5 (m) (n) montre la morphologie d'abrasion de l'échantillon 7R, c'est-à-dire du matériau de revêtement en acier perlite. À faible grossissement (Fig. 5-5 (m)), la surface d'usure de l'échantillon est relativement plate et des piqûres d'écaillage évidentes peuvent être observées. À fort grossissement (Fig. 5-5 (n)), les fosses d'écaillage de fatigue présentent des traces de déformation plastique répétée, et une petite quantité de sillons de coupe et de débris d'usure peut être observée. Le mécanisme d'éclatement par fatigue de l'échantillon est principalement l'écaillage par fatigue. Il n'y a pas de corrosion évidente sur la surface usée de l'échantillon, ce qui indique que la résistance à la corrosion de l'échantillon est bonne.
En conclusion, dans le test d'usure abrasive par corrosion par impact sous énergie d'impact 9j, certains échantillons sont principalement des mécanismes d'usure par micro-coupure, et certains échantillons sont principalement des mécanismes d'usure par écaillage fatigués. La résistance à l'érosion par impact des éprouvettes est déterminée par les deux mécanismes, à savoir la dureté et la ténacité. Selon les résultats des tests, l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone recuit à 1000 ℃, normalisé à 950 ℃ et revenu à 570 ℃ a une bonne correspondance entre la dureté et la ténacité, et la ténacité est la meilleure, de sorte que la résistance à l'usure par impact est la meilleure . La plaque de revêtement en matériau composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse peut obtenir un certain écrouissage sous une forte énergie d'impact, et sa résistance à l'usure et sa résistance à la corrosion sont améliorées dans cette condition. Ce résultat est cohérent avec le résultat de la perte de poids par abrasion.
5.2.3 Effet d'écrouissage des aciers alliés résistants à l'usure sous énergie de choc 9J
La figure 5-6 montre les courbes d'usure et d'écrouissage de l'acier résistant à la corrosion à faible alliage à haute teneur en carbone, du revêtement en acier bainite, du revêtement en acier perlite et de la plaque de revêtement composite à matrice en acier à haute teneur en manganèse sous énergie d'impact 9j. On peut voir sur la figure que dans des conditions d'énergie de choc de 9j, différents aciers alliés résistants à l'usure ont un certain degré de capacité d'écrouissage. Plus la surface d'usure est proche, meilleur est l'effet d'écrouissage; plus la surface d'usure est éloignée, plus l'effet d'écrouissage est mauvais; le taux de durcissement du composite à matrice en acier à haute teneur en manganèse est le plus grand, et l'écrouissage est dur Après un recuit à 1000 ℃, une trempe à l'huile à 950 ℃ et un revenu à 250 ℃, la dureté de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone est la plus élevée L'écrouissage la dureté de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone recuit à 1000 ℃ et normalisé à 950 ℃ et revenu à 570 ℃ est seulement inférieure à celle de recuit à 1000 ℃, trempé à l'huile à 950 ℃ et revenu à 250 ℃. Cependant, le premier a une meilleure ténacité que le second, et le premier a une dureté assez élevée. Par conséquent, le premier est recuit à 1000 ℃ sous la condition d'énergie d'impact de 9j + Les résultats montrent que la résistance à l'usure de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone normalisé à 950 ℃ et revenu à 570 ℃ est la meilleure, ce qui est cohérent avec le résultat d'analyse de la qualité de l'usure par corrosion.
5.3 Les résultats
L'acier résistant à l'usure à haute teneur en carbone faiblement allié avec une composition de Fe 93.50%, C 0.65%, Si 0.54%, Mn 0.97%, Cr 2.89%, Mo 0.35%, Ni 0.75% et N 0.10% a été traité par quatre traitements thermiques. Les tests d'usure abrasive par corrosion par impact de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone traité thermiquement, du revêtement en acier bainite, du revêtement composite à matrice en acier à haute teneur en manganèse et du revêtement en acier perlite ont été réalisés:
- Dans le test d'usure abrasive par corrosion par impact sous énergie d'impact de 4.5 J, la résistance à l'usure par corrosion par impact de la doublure en acier bainitique est une doublure en acier bainitique> 1000 ℃ recuit + 950 ℃ normalisation + 570 ℃ acier à faible teneur en carbone trempé à faible alliage> 1000 ℃ recuit + 950 ℃ trempe à l'huile + 250 ℃ acier trempé à haute teneur en carbone faiblement allié> revêtement en acier perlite> 1000 ℃ recuit + 950 ℃ normalisation + 250 ℃ acier trempé à haute teneur en carbone faiblement allié> 1000 ℃ recuit + 950 ℃ trempe à l'huile + 570 ℃ revenu à haute teneur en carbone faible acier allié> plaque de revêtement composite à matrice en acier à haute teneur en manganèse. Les résultats montrent que la perte de poids de l'acier allié augmente avec le temps, et de manière presque linéaire.
- Sous l'énergie d'impact de 4.5 j, une partie des échantillons sont principalement des mécanismes d'usure par micro-coupure, certains échantillons sont principalement des mécanismes d'usure par écaillage fatigué, et certains échantillons ont les deux mécanismes d'usure. Aciers faiblement alliés à haute teneur en carbone recuits à 1000 ℃ et normalisés à 950 ℃ et revenus à 570 ℃, aciers faiblement alliés à haute teneur en carbone recuits à 1000 ℃ et normalisés à 950 ℃ et revenus à 250 ℃, revêtements en acier bainite et revêtements composites à matrice d'acier à haute teneur en manganèse sont principalement un mécanisme de micro-coupe, complété par un mécanisme d'usure par fatigue. Le mécanisme d'éclatement par fatigue de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone recuit à 1000 ℃, trempé à l'huile à 950 ℃ et revenu à 570 ℃ et recuit à 1000 ℃ + huile trempé à 950 ℃ et revenu à 250 ℃ est principalement un mécanisme d'écaillage par fatigue, complété par le mécanisme de micro-coupe. Le mécanisme d'écaillage par fatigue et de micro-découpe est tout aussi important pour les revêtements en acier perlite.
- Dans le test d'usure abrasive par corrosion par impact sous énergie d'impact 9j, la résistance à l'usure par corrosion par impact est la suivante: 1000 ℃ recuit + 950 ℃ normalisation + 570 ℃ revenu en acier faiblement allié à haute teneur en carbone> plaque de revêtement en acier bainite ≥ 1000 ℃ recuit + 950 ℃ trempe à l'huile + 570 ℃ récupération Acier à haute teneur en carbone faiblement allié recuit à 1000 ℃, trempé à l'huile à 950 ℃ et revenu à 250 ℃ pour acier à haute teneur en carbone faiblement allié ≥ revêtement composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse> 1000 ℃ recuit + 950 ℃ normalisation + 250 ℃ trempe en acier faiblement allié à haute teneur en carbone ≥ revêtement en acier perlite. Les résultats montrent que la perte de poids de l'acier allié augmente avec le temps, et de manière presque linéaire.
- Sous l'énergie d'impact de 9j, certains échantillons sont principalement des mécanismes d'usure micro-coupants et certains échantillons sont des mécanismes d'usure par écaillage de fatigue. Aciers faiblement alliés à haute teneur en carbone recuits à 1000 ℃ et normalisés à 950 ℃ et revenus à 570 ℃, aciers faiblement alliés à haute teneur en carbone recuits à 1000 ℃ et normalisés à 950 ℃ et revenus à 250 ℃, aciers faiblement alliés à haute teneur en carbone recuits à 1000 ℃ et huile trempée à 950 ℃ et revenu à 570 ℃, les revêtements en acier bainite et les revêtements composites à matrice en acier à haute teneur en manganèse sont principalement des mécanismes de micro-coupe, complétés par un mécanisme d'usure par écaillage par fatigue. Le mécanisme d'éclatement par fatigue de la plaque de revêtement en acier faiblement allié à haute teneur en carbone et en acier perlite recuit à 1000 ℃ et trempé à l'huile à 950 ℃ et revenu à 250 ℃ est dominé par un mécanisme d'éclatement par fatigue, complété par un mécanisme de micro-coupe.
- Sous l'énergie d'impact de 4.5J et 9J, la corrosion de tous les échantillons n'est pas évidente. Dans les conditions d'essai, la résistance à la corrosion de ces échantillons est bonne.
6.0 Recherche des résultats des revêtements de laminage SAG en acier allié résistant à la corrosion-abrasion
Dans cet article, la corrosion par impact et les conditions d'usure abrasive des chemises de broyeur du broyeur semi-autogène sont prises comme arrière-plan, en utilisant un microscope métallographique Lycra, un four à moufle, un testeur de dureté et un XRD. Les effets du traitement thermique sur la microstructure, la dureté , l'énergie absorbée par impact, les résultats des tests de traction et l'usure abrasive par corrosion d'impact de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone ont été étudiés au moyen d'un diffractomètre, d'une machine d'essai d'impact instrumentée, d'une machine d'essai de traction, d'un testeur d'usure abrasive par corrosion d'impact et d'un microscope électronique à balayage. Dans le même temps, les nouvelles chemises d'usines en acier allié bainite, les nouvelles chemises en acier allié composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse et les chemises d'aciers alliés perlite sont également étudiées. Les principales conclusions sont les suivantes:
- Après recuit à 1000 ℃, normalisation à 950 ℃ et revenu à 570 ℃, la microstructure de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone résistant à l'usure avec une composition de C 0.65%, Si 0.54%, Mn 0.97%, Cr 2.89%, Mo 0.35% , Ni 0.75% et N 0.10% est de la perlite. L'acier faiblement allié à haute teneur en carbone recuit à 1000 ℃ et normalisé à 950 ℃ et revenu à 250 ℃ a également une structure perlite. Cependant, la structure perlitique du premier a tendance à être sphéroïdisée et ses propriétés globales sont meilleures que la seconde. La microstructure de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone recuit à 1000 ℃, trempé à l'huile à 950 ℃ et revenu à 570 ℃ est du sorbite revenu avec une orientation martensite. L'acier faiblement allié à haute teneur en carbone recuit à 1000 ℃, trempé à l'huile à 950 ℃ et revenu à 250 ℃ est de la martensite trempée. L'acier faiblement allié à haute teneur en carbone recuit à 1000 ℃, trempé à l'huile à 950 ℃ et revenu à 250 ℃ a la dureté Rockwell la plus élevée (57.5 HRC). L'acier faiblement allié à haute teneur en carbone recuit à 1000 ℃, normalisé à 950 ℃ et revenu à 570 ℃ a l'énergie d'absorption d'impact la plus élevée (8.37 j) et la meilleure ténacité. Les résultats du test de traction montrent que la résistance de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (n ° 3) recuit à 1000 ℃, trempé à l'huile à 950 ℃ et revenu à 570 ℃ a la meilleure résistance (RM: 1269 MPa) Les résultats du test de traction sont également montrent que l'allongement après fracture δ de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone (# 1) recuit à 1000 ℃, normalisé à 950 ℃ et revenu à 570 ℃ a l'allongement maximal après rupture (14.31%), et la fracture est une fracture ductile.
- Les résultats montrent que la microstructure du revêtement en acier bainitique est une bainite inférieure en forme d'aiguille noire et une partie de la bainite supérieure en forme de plume, et la dureté est de 51.7 HRC. Après l'application d'essai, la dureté de la doublure est augmentée de 50 HV, la profondeur d'écrouissage est de 10 mm et l'absorption d'énergie d'impact de l'encoche en V est de 7.50 J.La doublure composite à matrice d'acier au manganèse à haute teneur en manganèse est un matériau composite avec de l'austénite structure comme matrice et carbure comme deuxième phase. La dureté de la doublure est de 26.5 HRC et la dureté la plus élevée de la doublure est de 667 HV (58.7 HRC), la profondeur d'écrouissage est de 12 mm, l'énergie absorbée par impact de l'entaille en U standard est de 87.70 J et la fracture par impact la surface est une fracture ductile. L'allongement après fracture est de 9.20% et la fracture de traction est une fracture mixte. La résistance à la traction et la limite d'élasticité du revêtement sont respectivement de 743 MPa et 547 MPa. La microstructure du revêtement en acier perlite est une structure perlite noire et blanche, et la dureté est de 31.3 HRC. Il n'y a pas de phénomène d'écrouissage évident après une utilisation d'essai. L'énergie absorbée par impact de l'encoche en V standard de la doublure en acier perlite est de 6.00 J, et la surface de fracture est une fracture plastique microlocale et une fracture macro-fragile. L'allongement après fracture du revêtement en acier perlite est de 6.70% et la fracture de traction est une fracture fragile. La résistance à la traction et la limite d'élasticité du revêtement en acier perlite sont de 766 MPa et 420 MPa.
- À 4.5 j Dans le test d'usure abrasive par corrosion par impact sous l'énergie d'impact, la résistance à l'usure par corrosion par impact de la plaque de revêtement en acier bainitique> 1000 ℃ recuit + 950 ℃ normalisation + 570 ℃ acier à faible teneur en carbone trempé> 1000 ℃ recuit + 950 ℃ huile trempe + 250 ℃ acier faiblement allié trempé à haute teneur en carbone> revêtement en acier perlite> 1000 ℃ recuit + 950 ℃ normalisation + 250 ℃ acier trempé à haute teneur en carbone faiblement allié> 1000 ℃ recuit + 950 ℃ trempe à l'huile + 570 acier faiblement allié à haute teneur en carbone à l'état revenu > Plaque de revêtement composite à haute matrice en acier au manganèse. Aciers faiblement alliés à haute teneur en carbone recuits à 1000 ℃ et normalisés à 950 ℃ et revenus à 570 ℃, aciers faiblement alliés à haute teneur en carbone recuits à 1000 ℃ et normalisés à 950 ℃ et revenus à 250 ℃, revêtements en acier bainite et revêtements composites à matrice d'acier à haute teneur en manganèse sont principalement un mécanisme de micro-coupe, complété par un mécanisme d'usure par fatigue. Le mécanisme d'éclatement par fatigue de l'acier faiblement allié à haute teneur en carbone recuit à 1000 ℃, trempé à l'huile à 950 ℃ et revenu à 570 ℃ et recuit à 1000 ℃ + huile trempé à 950 ℃ et revenu à 250 ℃ est principalement un mécanisme d'écaillage par fatigue, complété par le mécanisme de micro-coupe. Le mécanisme d'écaillage par fatigue et le mécanisme de micro-coupe sont tout aussi importants pour le revêtement en acier perlite.
- Dans le test d'usure abrasive par corrosion par impact sous énergie d'impact 9j, la résistance à l'usure par corrosion par impact est la suivante: 1000 ℃ recuit + 950 ℃ normalisation + 570 ℃ revenu en acier faiblement allié à haute teneur en carbone> plaque de revêtement en acier bainite ≥ 1000 ℃ recuit + 950 ℃ trempe à l'huile + 570 ℃ récupération Acier faiblement allié à haute teneur en carbone recuit à 1000 ℃, trempé à l'huile à 950 ℃, revenu à 250 ℃, acier à faible alliage à haute teneur en carbone ≥ plaque de revêtement composite à matrice d'acier à haute teneur en manganèse> 1000 ℃ recuit + 950 ℃ normalisation + 250 ℃ trempe en acier faiblement allié à haute teneur en carbone ≥ revêtement en perlite. Aciers faiblement alliés à haute teneur en carbone recuits à 1000 ℃ et normalisés à 950 ℃ et revenus à 570 ℃, aciers faiblement alliés à haute teneur en carbone recuits à 1000 ℃ et normalisés à 950 ℃ et revenus à 250 ℃, aciers faiblement alliés à haute teneur en carbone recuits à 1000 ℃ et huile trempée à 950 ℃ et revenu à 570 ℃, les revêtements en acier bainite et les revêtements composites à matrice en acier à haute teneur en manganèse sont principalement des mécanismes de micro-coupe, complétés par un mécanisme d'usure par écaillage par fatigue. Le mécanisme d'éclatement par fatigue de la plaque de revêtement en acier faiblement allié à haute teneur en carbone et en acier perlite recuit à 1000 ℃ et trempé à l'huile à 950 ℃ et revenu à 250 ℃ est dominé par un mécanisme d'éclatement par fatigue, complété par un mécanisme de micro-coupe.
- Sous l'énergie d'impact de 4.5 j et 9 j, la corrosion de tous les échantillons n'est pas évidente et la résistance à la corrosion de tous les échantillons est meilleure dans les conditions d'essai.