Введение. В силу экономической и технической значимости задачи повышения эксплуатационного ресурса шарнирных узлов (элементов многих машин и механизмов) необходимо постоянно изучать материалы и технологии их изготовления. Отметим, например, что сферические шарнирные узлы, эффективно воспринимающие ударные нагрузки, широко применяются в подвесках транспортных средств [1]. При этом их делают из хромоникелевых коррозионно-стойких сталей, которые обладают низкой износостойкостью [2]. Критерий выбора этого металла для изготовления деталей сферических шарниров — эксплуатационные свойства при длительном контакте с агрессивными средами (солевые растворы, влага, продукты износа). Для повышения триботехнических свойств деталей узлов трения из хромоникелевых сталей [3] используются методы порошковой металлургии [4]. Однако технология производства зависит от химического состава материала [5], условий эксплуатации машин, конструкции узлов трения и других факторов [6]. Холодная штамповка — это один из вариантов формования деталей наружной обоймы сферических шарниров [7] из спеченных цилиндрических заготовок, внутренняя поверхность которых покрыта твердым смазочным материалом [8] (рис. 1).

В открытом доступе нет информации о технологии изготовления наружной обоймы сферических шарниров из спеченных коррозионно-стойких сталей и об оценке их эксплуатационного ресурса. Это показал анализ современных отечественных научных публикаций и патентов. Таким образом, актуальны следующие задачи:

– обеспечение требуемых свойств и качества сферических шарниров [9];

– сокращение производственных затрат;

– повышение надежности инструментальной оснастки и средств технологического оснащения [10].

Коллектив авторов представленной статьи уже ведет научные изыскания в этом направлении. В [11] описаны эксперименты с порошковыми сталями 12Х18Н10Т, 304L-AW-100 и ВП 304.200.30. Прессовки спекали 3 ч в вакууме при 1 200 °C. Однако этого недостаточно. Производственная и эксплуатационная практика существенно шире. А значит, нужны испытания разных коррозионно-стойких сталей в различных условиях. В данном случае рассматриваются:

– катаная коррозионно-стойкая хромоникелевая сталь 10Х18Н9;

– порошковая сталь ВП 304.200.30, которую спекали 2 ч при 1 150 °С.

Цель работы — выяснить, каким образом способ получения и структура 10Х18Н9 и ВП 304.200.30 влияет на кинетику формования наружной обоймы сферических шарниров. Развитие такого подхода в теоретическом и прикладном плане открывает возможность использовать данные о способе получения заготовок хромоникелевых сталей для прогнозирования их структурообразования, технологических, трибологических и механических свойств наружных обойм сферических шарниров.

Материалы и методы. Ранее проводились исследования с коррозионно-стойкими хромоникелевыми порошковыми сталями ВП 304.200.30, 304L-AW-100 и 12Х18Н10Т [11]. В представленной работе основное внимание уделяется сравнительному анализу порошковой стали ВП 304.200.30 производства «Северсталь» (Россия) и его аналога — стали 10Х18Н9. Ожидается, что сравнение позволит установить корреляцию между технологией производства и физико-механическими, а также эксплуатационными свойствами образцов.

Кольцевые образцы изготавливались из катаной стали 10Х18Н9 (ГОСТ 5632–20141) и порошковой коррозионно-стойкой хромоникелевой стали ВП 304.200.30 [11]. Геометрические размеры кольцевых образцов, мм:

– наружный диаметр втулки (Dн) — 25;

– внутренний диаметр втулки (dв) — 19,5;

– высота втулки (H) — 15.

Образцы получили механической обработкой из круглого проката 10Х18Н9 и статическим холодным прессованием порошка ВП 304.200.30 на гидравлическом прессе HPM-60L в цилиндрической пресс-форме [11]. Давление прессования варьировали в пределах 600–800 МПа. Порошковые формовки спекали в вакуумной электропечи ВСл-16-22-У при температуре 1150 ºС в течение 2 ч. Пористость заготовок после спекания составляла 14–22 %. Перед холодной штамповкой на внутреннюю поверхность цилиндрической втулки наносили твердые смазочные материалы: дисульфид молибдена (MoS2) (ТУ 48–19–133–902), карандашный графит (ГОСТ 23463–793) и политетрафторэтилен (PTFE, ГОСТ 10007–804) [11].

Для оценки критических значений деформаций при холодной штамповке выточенные из прутка и спеченные кольцевые образцы испытывали на радиальное сжатие (рис. 2) по методике, описанной в ГОСТ 26529–855.

По методике, описанной в ГОСТ 1497–846, изготовили призматические образцы для экспериментов по растяжению на универсальной испытательной машине УММ-5 (ГОСТ 28840–907).

Для определения твердости образцов использовали прибор Роквелла ТР 5006 (ГОСТ 9013–598). Микротвердость измеряли по методу Виккерса (ГОСТ 9450–769) на приборе HVS-1000.

Микроструктуру исследовали на металлографическом микроскопе Altami MET-1M и растровом электронном Quanta 200. Электронно-зондовые изыскания выполняли на растровом электронном микроскопе Tescan VEGA II LMU. Рентгенофазовый анализ проводили на рентгеновском дифрактометре XRD-6100 с вертикальным гониометром θ–2θ.

Зарождение и развитие трещин обусловлено превышением предельных значений деформации [12], поэтому ее величина при холодной штамповке порошковых заготовок критически важна и требует контроля на каждом этапе формообразования [13]. Для анализа деформированного состояния изделий применяли специализированное программное обеспечение [14], расчетные схемы, имитационное моделирование в программе QForm.

Результаты исследования. Деформированное состояние материала кольцевых образцов влияет на их твердость после радиальной деформации (εR). Для оценки относительной степени деформации измеряли твердость по методу Виккерса на разных участках кольцевых образцов (рис. 3 а).

Твердость в разных зонах кольцевых образцов существенно отличается. Например, в зонах растяжения 1 и 2 для кольцевых образцов из стали 10Х18Н9 твердость варьируется от 190 HV до 205 HV. Показатель для спеченной стали ВП 304.200.30 — 130–140 HV. В зонах сжатия 3 и 4 твердость немного выше: 210–230 HV для 10Х18Н9 и 185–195 HV для ВП 304.200.30.

Это можно объяснить тем, что напряженно-деформированное состояние материала зависит от конфигурации заготовок до и после радиальной осадки. В зоне А (3 и 4) материал в результате пластической деформации (наклепа) упрочняется лучше, чем в зонах растяжения Б (1 и 2) (рис. 3 б).

Из [11] известно, что при осадке спеченных кольцевых образцов c аустенитной структурой и пористостью 18–20 % (рис. 4 а) трещины появляются на межчастичных границах с повышенной концентрацией Cr2O3, CrO2 (рис. 4 б). Анализ результатов картирования устья трещины показал, что микротрещины развиваются:

– по межчастичным границам с более высокой концентрацией O;

– на неоднородных по химическому составу участках (рис. 4 в).

На пластические свойства спеченных сталей особенно сильно влияет распределение оксидов и карбидов хрома в зонах интенсивной пластической деформации. Это подтверждает картирование участков микрошлифов в устье трещины (рис. 5).

В образцах из катаной стали 10Х18Н9 структура стали более гомогенная по хрому и никелю (рис. 6 а). Содержание инородных включений значительно меньше, чем в спеченной стали из распыленных порошков аналогического состава (рис. 6 б, в).

При осадке кольцевых образцов сдвиговую деформацию материала обеспечивают разные механизмы. Их вклад определяется схемой и степенью, размером, формой зерна и пористостью заготовок до деформации, химическим и фазовым составом материала (рис. 7 а), свойствами и размером избыточных фаз и другими условиями.

Поэтому наличие на отдельных участках строчечной структуры, характерной для катаных хромоникелевых сталей аустенитного класса (рис. 7 а), не только снижает их пластические свойства, но и влияет на кинетику формирования микроструктуры после холодной штамповки. Неоднородная деформация на разных участках образца — причина двойникования, полос сброса и переходных полос (рис. 7 б, в).

На механические свойства спеченных заготовок из порошков хромоникелевых сталей ВП 304.200.30 влияют:

По-видимому, при быстром охлаждении в каплях жидкого расплава образуются устойчивые зародыши α-фазы с повышенной концентрацией железа (рис. 8 а). В частности, в таких частицах, имеющих сферическую форму (таблица 1, рис. 8, спектр 3), содержится около 91 % (ат.) железа, а в зародыщах других частиц (табл. 1, рис. 8, спектр 2) — около 80 %. На других участках этих же частиц содержание Cr достигает 74 % (ат., таблица 1, рис. 8, спектр 1). Это в несколько раз больше, чем его средняя концентрация в порошках стали. Под словом «спектр» в данном случае понимается место и порядок укола на исследованном микрошлифе.

В процессе спекания образцов из распыленных порошков ВП 304.200.30 при температуре 1150–1180 оC в течение 2 ч происходит диффузионная гомогенизация. Хром, никель и железо взаимно растворяются и распределяются по объему более равномерно (рис. 9), что в целом влияет на пластичность спеченных в вакууме заготовок.

Чем крупнее пора в межчастичных границах, тем больше разница в деформации частиц, особенно при небольших средних деформациях материала. Поэтому на разных участках одной и той же зоны заметно отличается микроструктура спеченной стали после осадки и, соответственно, микротвердость (рис. 10).

Предел прочности спеченных в вакууме сталей из порошка ВП 304.200.30 соизмерим с прочностью и пределом текучести некоторых хромоникелевых сталей аустенитного класса, но уступает им по показателям пластичности (таблица 2).

Таким образом, анализ механизма разрушения при осадке колец из нержавеющих хромоникелевых сталей показывает, что прочность и пластичность спеченной стали в зоне растяжения зависят не только от напряженно-деформированного состояния материала. В данном случае имеют значение еще два фактора:

Моделирование процесса холодной штамповки наружной обоймы с фланцем сферического шарнира в программе QForm (рис. 11) дает представление о кинетике формообразования [15]. Использовались спеченные цилиндрические заготовки из порошка ВП 304.200.30. Минимальный ресурс пластичности имеет зона, выделенная темно-зеленым цветом. Именно здесь могут зарождаться макро- и микротрещины.

На рис. 11 εz — безразмерная величина. Это относительная степень деформации, то есть отношение абсолютной деформации (изменения размера) к первоначальной длине тела. При моделировании на торец образца наносили координатную сетку. В процессе деформации материала она искажалась. Соответственно, на рис. 11 можно видеть, в каком направлении движется материал при деформации.

Сравнение катаной стали 10Х18Н9 и порошковой ВП 304.200.30 выявило фундаментальные различия в механизмах деформации. Для порошковой стали критическим ограничением является не оксидная фаза, а локализация оксидов на границах частиц, что провоцирует хрупкое разрушение при растяжении. Химическая неоднородность частиц и остаточная пористость усугубляют проблему: в сравнении с катаной сталью относительное удлинение снижается в 6 раз (показатель δ в таблице 2). При этом в условиях сжатия спеченный материал упрочняется до 195 HV, и это говорит о возможности его использования в производстве наружных обойм сферических шарниров.

Обсуждение. Итак, при деформации спеченных заготовок интенсивность полей напряжений в зонах контактов частиц порошков и на поверхности пор существенно отличается от средних показателей. Согласно [11], критическое значения интенсивности деформации при радиальной осадке кольцевых образцов из порошка ВП 304.200.30 — 0,195. Это обусловливает неоднородность деформаций, а также исключает определение деформированного состояния по условию пластичности (если известно напряженное состояние). Схемы главных деформаций предопределяют неравномерный и анизотропный характер изменения механических свойств спеченных заготовок при холодной штамповке, поэтому на ресурс пластичности влияет не только пористость, но и деформированное состояние материала. Это установлено экспериментально.

Анализ описанных в статье особенностей деформационного поведения спеченных и катаных сталей подтверждает адекватность предложенной методики оценки деформированного состояния цилиндрических заготовок при холодной штамповке наружной обоймы сферических шарниров. Практическое использование результатов данного исследования позволит повысить эффективность технологии производства хромоникелевых сталей. Итоги научных изысканий, описанных в статье, позволяют предположить, что такой материал будет оптимальным для сферических шарниров.

Заключение. Выявленный механизм разрушения спеченных хромоникелевых сталей при холодной штамповке позволяет оценить критические значения интенсивности деформации и влияние структуры стали на ее пластичность в зоне растяжения.

Установлено, что ресурс пластичности спеченных хромоникелевых нержавеющих сталей зависит не только от напряженно-деформированного состояния материала, но и от исходной структуры, наличия примесей, а также качества межчастичных контактов и границ зерен.

Авторы фокусировались на качественных особенностях обойм сферических шарниров, применяемых в подвесках транспортных средств. Эксперименты и моделирование показали технологические особенности их производства при холодной штамповке спеченных заготовок.

1. ГОСТ 5632–2014. Нержавеющие стали и сплавы коррозионно-стойкие, жаростойкие и жаропрочные. Электронный фонд правовых и нормативно-технических документов. URL: https://docs.cntd.ru/document/1200113778?ysclid=mdohk7rxu9621196527 (дата обращения: 21.06.2025). 2. ТУ 48–19–133–90. Дисульфид молибдена. Технические условия. URL: https://gostrf.com/normadata/1/4293788/4293788422.pdf (дата обращения: 21.06.2025). 3. ГОСТ 23463–79. Графит порошковый особой чистоты. URL: https://docs.cntd.ru/document/1200014916 (дата обращения: 21.06.2025). 4. ГОСТ 10007–80. Фторопласт-4. Технические условия. Электронный фонд правовых и нормативно-технических документов. URL: https://docs.cntd.ru/document/1200020654 (дата обращения: 21.06.2025). 5. ГОСТ 26529–85. Материалы порошковые. Метод испытания на радиальное сжатие. Электронный фонд правовых и нормативно-технических документов. URL: https://docs.cntd.ru/document/1200011117?ysclid=mdoi2gfjlh811854453 (дата обращения: 21.06.2025). 6. ГОСТ 1497–84. Металлы. Методы испытаний на растяжение. Электронный фонд правовых и нормативно-технических документов. URL: https://docs.cntd.ru/document/1200004888 (дата обращения: 21.06.2025). 7. ГОСТ 28840–90. Машины для испытания материалов на растяжение, сжатие и изгиб. Электронный фонд правовых и нормативно-технических документов. URL: https://docs.cntd.ru/document/1200023577 (дата обращения: 21.06.2025). 8. ГОСТ 9013–59. Металлы. Метод измерения твердости по Роквеллу. Электронный фонд правовых и нормативно-технических документов. URL: https://docs.cntd.ru/document/1200004663?ysclid=mdpkjnihrw605168957 (дата обращения: 21.06.2025). 9. ГОСТ 9450–76. Измерение микротвердости вдавливанием алмазных наконечников. Электронный фонд правовых и нормативно-технических документов. URL: https://docs.cntd.ru/document/1200012869?ysclid=mdpkn680t1373636400 (дата обращения: 21.06.2025).