Stary Oskol, Belgorod, Russian Federation
Russian Federation
A brief description of the operating conditions of metallurgical equipment parts and the defects that arise on them is presented. The technology of restoration and hardening surfacing with flux-cored wire under a layer of flux is presented. It has been established that the dominant refractory components of flux-cored wire, affecting the hardness and wear resistance of the deposited material, are tungsten (W), tungsten carbide (WC) and boron nitride (BN). Cylindrical samples with a diameter of 80 mm and a height of 20 mm made of 30CrMnCi high quality steel were used as a substrate. Surfacing was carried out on an installation for automatic surfacing under a layer of flux in the scientific and technical laboratory of restoration and hardening of the National Research University "MISIS", with wires of the ASM 4430-SA grade under a layer of welding flux Ceramax UF-02. After surfacing, the samples were subjected to heat treatment. To conduct studies of the properties of the deposited material, the samples were pre-prepared. The samples were cut on a multifunctional cutting machine. Tribological tests of the samples were carried out on a high-temperature friction machine. The results of experimental studies of wear rate and hardness of deposited materials are presented. A regression model has been developed to describe the influence of refractory components on the wear resistance of the deposited material. Based on the results of the study of the optimal ratio of the chemical composition of the refractory components of flux-cored wire on the wear resistance of the deposited material, further directions for research into the optimal ratio of the refractory components were formulated.
flux-cored wire, regression model, machinability, machining, boron nitride, tungsten carbide, tungsten, electric arc welding, wear rate, hardness
Введение. Одним из способов повысить производительность металлургического производства является увеличение ресурса работы металлургического оборудования, а именно улучшение качества и снижение себестоимости выпускаемой продукции. Данный способ позволяет укреплять конкурентоспособность предприятия на внутреннем и международном рынках.
При восстановлении исходной геометрической формы рабочих поверхностей деталей металлургического оборудования ставится задача в упрочнении рабочих поверхностей деталей. Выполнение данных требований позволит увеличить межремонтный интервал восстановленных деталей и снизить экономические затраты, по сравнению с приобретением новых деталей.
Как известно, основные эксплуатационные затраты большинства предприятий идут на ремонт оборудования, а также на приобретения новых запасных частей и узлов машин [1‒3].
К наиболее эффективным направлениям повышения стойкости металлургического оборудования является применение восстановительной наплавки материалами с тугоплавкими компонентами. Одним из распространенных методов является электродуговая наплавка под слоем флюса.
Технология восстановительной и упрочняющей наплавки позволяет значительно снизить затраты на ремонт металлургического оборудования и уменьшить время простоя оборудования за счет увеличения межремонтного интервала.
В большей степени восстановлению подлежат детали, работающие в тяжелых условиях: повышенные механические нагрузки и термоциклические процессы. Суммарное воздействие данных нагрузок на рабочую поверхность детали приводит, как правило, к термоусталостному растрескиванию и последующему разрушению.
Для упрочнения рабочих поверхностей деталей, работающих в тяжелых условиях, необходимо исследовать влияние соотношения тугоплавких компонентов, которые позволят повысить износостойкость и уменьшить количество ремонтных простоев оборудования [4‒8].
Целью данной работы является определение оптимального соотношения тугоплавких компонентов порошковой проволоки для повышения износостойкости рабочей поверхности деталей при работе в условиях адгезионного изнашивания и обеспечения удовлетворительной обрабатываемости наплавленной поверхности.
При увеличении прочностных свойств рабочей поверхности детали методом наплавки необходимо принимать во внимание необходимость последующей механической обработки резанием. Ввиду неоднородности структуры и геометрической волнистости наплавленного слоя, за счет формирования валиков наплавки, механическая обработка такой поверхности будет затруднена. Кроме указанных характеристик наплавленного слоя, также необходимо учесть высокую твердость и вязкость, возможное наличие в поверхности наплавки неметаллических включений, в виде закристаллизованного флюса, которые также будут оказывать значительное влияние на процесс механической обработки.
Таким образом, целесообразно сформулировать комплексную цель исследования, включающую в себя решение двух задач:
- определение оптимального соотношения тугоплавких компонентов порошковой проволоки с целью повышения износостойкости рабочих поверхностей деталей;
- определение оптимального соотношения износостойкости и обрабатываемости резанием наплавленного слоя.
Обрабатываемость металлов резанием является комплексным показателем, который включает в себя ряд факторов, оказывающих существенное влияние. Одним из таких факторов, основополагающим в данной работе, является износостойкость, которая напрямую связана с твердостью наплавленных слоев порошковой проволокой.
Таким образом, задачей данной работы является выявление и обобщение зависимости соотношения тугоплавких компонентов в порошковой проволоке с целью обеспечения максимальной износостойкости наплавленной поверхности детали.
Материалы и методы. Для изготовления экспериментальных составов порошковых проволок для наплавки образцов, в качестве базовой была выбрана проволока ASM 4430-SA (производство ООО «АСМ Группа») [8‒12]. Состав металлической основы представлен в таблице 1.
В качестве модифицирующих тугоплавких компонентов использовали:
– порошок вольфрама W в чистом виде;
– порошок карбида вольфрама марки WC;
– порошок гексагонального нитрида бора марки А, BNг.
Составы экспериментальных порошковых проволок ASM 4430-SA приведены в таблице 2. Количество вводимого в состав проволоки карбида вольфрама основывалось на данных Такеда [2].
Экспериментальную шихту готовили в смесителе «Турбула» С2.0. Частота вращения барабана составляла 35-50 об/мин, время смешивания – 5 ч.
Изготовление порошковой проволоки осуществлялось по следующему технологическому процессу: на проволочном стане низкоуглеродистая стальная лента разматывается из бухты, формирующие ролики придавали ленте корытообразную форму, в которую из дозатора засыпали шихту. После засыпки ролики стана закрывали кромки ленты «внахлест» и плотно обжимали ее, препятствуя высыпанию шихты. На финишных операциях происходила окончательная калибровка проволоки (диаметр 2,4 мм) путем волочения через алмазную фильеру и последующей сушке в печи. Автоматическое регулирование скорости засыпки шихты и скорости движения ленты позволяло получить необходимый коэффициент заполнения проволоки
порошком (~ 32 %).
Наплавка производилась на установке автоматической наплавки под слоем флюса модели УСН 60-550/1400 SAW с одинаковыми условиями всех образцов. Перед наплавкой образцы подвергались предварительному нагреву в печи до температуры 250°C и выдержкой 120 мин.
Наплавку опытных образцов производили в три слоя под керамическим флюсом керамакс марки UF-02 на цилиндрические образцы размером – Ø80×20 мм из стали 30ХГСА. Режим наплавки: сила тока I = 250 А, напряжение
U = 27 В, скорость подачи электродной проволоки V = 10 м/час.
После наплавки порошковой проволоки, образцы подвергались термической обработке. Отпуск осуществлялся с нагревом образцов до 450°C и выдержкой 180 мин, скорость охлаждения 
до 
, далее на открытом воздухе (комнатная температура).
Далее наплавленные образцы подвергали механической обработке на металлографическом станке metallographical sample cutting machine, с отрезным диском struers 40A30, размером 300×2×32 мм. Размер образцов для исследований твердости и трибологических испытаний составлял 20×20×5 мм.
Трибологические свойства образцов оценивали в соответствии с международными стандартами ASTMG 99-959 и DIN 50324 на высокотемпературной машине трения «High-temperature Tribometer» («CSM Instruments», Швейцария) по схеме pin-on-disk (рис. 1) [13]. В качестве контртела применяли шарик из Al2O3 диаметром 6 мм. Линейная скорость скольжения образцов с покрытием выбрана равной 10 см/с, нагрузка – 5 Н. Температура эксперимента составляла 500°С. Зависимость коэффициента трения трущейся пары от длины пробега контртела (500 м) строилась на компьютере с помощью программного обеспечения «InstrumX».
Рис. 1. Схема проведения эксперимента
Профиль дорожки износа исследовали на оптическом профилометре «Veeco WYKONT NT 1100» (США).
Скорость износа рассчитывали по формуле:
W = s×L/(Н×l), (1)
где W – скорость износа, мм3∙Н–1·м–1;
L – длина окружности, мм;
s – площадь сечения износа канавки, мм2;
Н – нагрузка, Н;
l – путь трения, м.
Подготовку шлифов осуществляли в автоматическом режиме на полировальной машине Struers RotoPol-21. Применяли шлифовальные бумаги Struers с различным размером карбида кремния (SiC) (#120 – #4000) и для полировки коллоидную суспензию на водной основе оксида кремния O.P.S. дисперсностью 0,05 мкм.
Твердость образцов с наплавленными слоями измеряли по методу Роквелла по ГОСТ 9013-59 на твердомере Метолаб 101 по методу РОКВЕЛЛА.
Основная часть. Для оптимизации химического состава тугоплавких компонентов порошковой проволоки необходимо было определить их оптимальное соотношение.
Коллективом авторов [13‒15] основное внимание было уделено подбору химического состава тугоплавких компонентов наплавляемого материала, обеспечивающих высокие износостойкость и твердость. За основу была выбрана порошковая проволока ASM 4430-SA. Химический состав металлической оболочки представлен в таблице 1.
Таблица 1
Химический состав металлической
оболочки в %
|
Fe |
C |
Mn |
Si |
Cr |
Ni |
Mo |
V |
|
Осн. |
0,3 |
1,3 |
0,6 |
14,0 |
0,4 |
1,2 |
0,2 |
За счет изменения модифицирующих тугоплавких компонентов вольфрама (W), карбида вольфрама (WC) и гексагонального нитрида бора (BNг), был разработан ряд порошковой проволоки с разным соотношением тугоплавких компонентов [16‒20].
В результате исследования наплавленных экспериментальными проволоками образцов, были получены следующие показатели скорости износа и твердости, представленные в таблице 2.
Таблица 2
Химически состав шихты и свойства наплавленных материалов
|
№ |
Проволока |
Химический состав шихты % |
Скорость износа, W, |
Твердость, HRC* |
||
|
W |
WC |
BNг |
||||
|
1 |
АСМ 7 |
– |
3 |
– |
6,84 |
35,9 ± 3,5 |
|
2 |
АСМ 8 |
– |
6 |
0,1 |
6,16 |
45,1 ± 3,7 |
|
3 |
АСМ 9 |
– |
10 |
0,2 |
2,16 |
45,9 ± 1,7 |
|
4 |
АСМ 10 |
– |
6 |
0,3 |
2,66 |
46,6 ± 2,1 |
|
5 |
АСМ 11 |
– |
10 |
0,4 |
2,72 |
51,5 ± 2,3 |
|
6 |
АСМ 12 |
4,5 |
– |
0,5 |
3,55 |
51,2 ± 2,3 |
|
7 |
АСМ 13 |
7,0 |
– |
1,0 |
1,05 |
49,8 ± 1,8 |
|
8 |
АСМ 14 |
5,0 |
4,3 |
0,3 |
1,88 |
52,0 ± 1,3 |
* Показание твердомера 60,0 HRC на контрольном сертифицированном образце 61,1 HRC
Анализ представленных результатов исследования наплавленного материала очевидно отсутствия пропорционального изменения скорости износа и твердости в зависимости от соотношения количества тугоплавких компонентов не показал. Например, при наличии в шихте проволоки АСМ 7 только карбида вольфрама (WC) в количестве 3 % скорость износа высокая, при этом низкая твердость. Тоже самое прослеживается для проволоки АСМ 8, где содержание карбида вольфрама (WC) 6 % и гексагонального нитрида бора (BNг) 0,1 %, при этом твердость увеличивается до значения 45,1 HRC.
При одновременном добавлении вольфрама (W), карбида вольфрама (WC) и гексагонального нитрида бора (BNг) в разных процентных соотношениях очевидно, что прочностные результаты повысились, но не наблюдается прямой зависимости.
Исходя из неудовлетворительных значений скорости износа и твердости наплавленного материала проволоки АСМ7 и АСМ8 для расчета регрессионной модели не были приняты во внимание.
Таким образом, на основе результатов исследований наплавленных материалов построение регрессионной модели осуществлялась методом полинома по значениям химического состава шихты проволок АСМ 9-АСМ 14.
Из результатов анализа регрессионной модели, полученной методом полинома, учитывающей как три одиночных фактора, соответствующих каждому элементу шихты, так и их взаимодействие, была установлена неадекватность. Следовательно, для разработки регрессионной модели целесообразно было ее построение по двум факторам и их взаимодействию:
– X1 – процентное содержание W+WC %;
– Х2 – процентное содержание BNг %.
В качестве функции отклика Y была принята скорость износа образцов W, 10-6 мм3 · Н-1·м-1.
Поиск решения производился в виде полинома второй степени:
, (2)
где A0, А1, А2, А12, А11, А22 – постоянные коэффициенты.
По таблице исходных данных (табл. 3) было составлено 6 уравнений (3).
Таблица 3
Исходные данные для построение регрессионной модели
|
№ п/п |
А0 |
А1 |
А2 |
А12 |
А11 |
А22 |
Yэксп. |
|
1 |
1 |
10 |
0,2 |
2 |
100 |
0,04 |
2,16 |
|
2 |
1 |
6 |
0,3 |
1,8 |
36 |
0,09 |
2,66 |
|
3 |
1 |
10 |
0,4 |
4 |
100 |
0,16 |
2,72 |
|
4 |
1 |
4,5 |
0,5 |
2,25 |
20,25 |
0,25 |
3,55 |
|
5 |
1 |
7 |
1 |
7 |
49 |
1 |
1,05 |
|
6 |
1 |
9,3 |
0,3 |
2,79 |
86,49 |
0,09 |
1,88 |
Уравнения для построения регрессионной модели:
, (3)
,
,
,
,
.
Запись уравнений в виде матрицы Y=X*A:
Решение данной матрицы производилось методом Гаусса, в результате решения были получены следующие постоянные коэффициенты (табл. 4):
Таблица 4
Постоянные коэффициенты
|
A0 |
A1 |
A2 |
A1A2 |
A11 |
A22 |
|
22,72 |
-4,622 |
-15,7 |
1,742 |
0,253 |
1,848 |
Модель с учетом всех коэффициентов приняла следующий вид:
. (4)
По уравнению модели (3) были произведены вычисления расчетных функций отклика Yрасч и сведены в таблицу 5.
Таблица 5
Проверка адекватности модели
|
№ п/п |
Yэксп |
Yрасч |
∆Y |
|
|
1 |
2,16 |
2,212 |
0,052 |
0,0028 |
|
2 |
2,66 |
2,679 |
0,019 |
0,0019 |
|
3 |
2,72 |
2,771 |
0,051 |
0,0007 |
|
4 |
3,55 |
3,560 |
0,010 |
0,0007 |
|
5 |
1,05 |
1,074 |
0,024 |
0,0013 |
|
6 |
1,88 |
1,925 |
0,045 |
0,0007 |
Проверка адекватности модели показала, что модель адекватна.
Величина доверительного интервала при коэффициенте Стьюдента 
, для уровня значимости 5 %, составила:
. (5)
Следовательно, все коэффициенты являлись значимыми. Таким образом, уравнение модели (3) приняло следующий вид.
. (6)
Оптимизация модели движением по градиенту по методу Бокса-Уилсона, предполагает установление величины шагов, которые зависят от величины коэффициента и интервала варьирования для каждого фактора [21-22].
Движение по градиенту осуществляли в пределах значений X1 (от 4 до 8,5, с шагом 0,5) и значений X2 (от 0,1 до 1,4, с шагом 0,1).
На первом этапе за const брали X1 (процентное содержание W+WС, от 4 до 8), в каждом шаге изменяя X2 (процентное содержание BNг, от 0,1 до 1,4) при этом были выявлены оптимальные соотношения X1 и X2, при которых функция отклика достигала минимальных значений, соответствующих низкой скорости износа.
Таблица 6
Значения величины функции отклика при движении по градиенту
изменением факторов X1 и X2, шаг 1-3
|
№п/п |
Шаг 1: Х1=4; Х2=0,9-1,3 |
Шаг 2: Х1=4,5; Х2=0,9-1,2 |
Шаг 3: Х1=5; Х2=0,9-1,2 |
||||||
|
Х1 |
Х2 |
Yрасч |
Х1 |
Х2 |
Yрасч |
Х1 |
Х2 |
Yрасч |
|
|
9 |
4 |
0,9 |
1,89 |
4,5 |
0,9 |
1,438 |
5 |
0,9 |
1,113 |
|
10 |
4 |
1 |
1,365 |
4,5 |
1 |
1 |
5 |
1 |
0,762 |
|
11 |
4 |
1,1 |
0,877 |
4,5 |
1,1 |
0,599 |
5 |
1,1 |
0,448 |
|
12 |
4 |
1,2 |
0,426 |
4,5 |
1,2 |
0,235 |
5 |
1,2 |
0,171 |
|
13 |
4 |
1,3 |
0,011 |
|
|
|
|
|
|
Таблица 7
Значения величины функции отклика при движении по градиенту
изменением факторов X1 и X2, шаг 4-6
|
№п/п |
Шаг 4: Х1=5,5; Х2=0,1-1,4 |
Шаг 5: Х1=6; Х2=0,1-1,4 |
Шаг 6: Х1=6,5; Х2=0,1-1,4 |
||||||
|
Х1 |
Х2 |
Yрасч |
Х1 |
Х2 |
Yрасч |
Х1 |
Х2 |
Yрасч |
|
|
6 |
|
|
|
6 |
0,6 |
1,594 |
6,5 |
0,6 |
1,387 |
|
7 |
5,5 |
0,7 |
1,553 |
6 |
0,7 |
1,306 |
6,5 |
0,7 |
1,186 |
|
8 |
5,5 |
0,8 |
1,215 |
6 |
0,8 |
1,056 |
6,5 |
0,8 |
1,023 |
|
9 |
5,5 |
0,9 |
0,914 |
6 |
0,9 |
0,842 |
6,5 |
0,9 |
0,896 |
|
10 |
5,5 |
1 |
0,65 |
6 |
1 |
0,665 |
6,5 |
1 |
0,806 |
|
11 |
5,5 |
1,1 |
0,423 |
6 |
1,1 |
0,525 |
6,5 |
1,1 |
0,754 |
|
12 |
5,5 |
1,2 |
0,233 |
6 |
1,2 |
0,422 |
6,5 |
1,2 |
0,738 |
|
13 |
5,5 |
1,3 |
0,08 |
6 |
1,3 |
0,356 |
6,5 |
1,3 |
0,759 |
|
14 |
|
|
|
6 |
1,4 |
0,327 |
6,5 |
1,4 |
0,817 |
Таблица 8
Значения величины функции отклика при движении по градиенту
изменением факторов X1 и X2, шаг 7-8
|
№п/п |
Шаг 7: Х1=7; Х2=0,5-1,4 |
Шаг 8: Х1=7,5; Х2=0,5-1,4 |
||||
|
Х1 |
Х2 |
Yрасч |
Х1 |
Х2 |
Yрасч |
|
|
5 |
7 |
0,5 |
1,457 |
7,5 |
0,5 |
1,415 |
|
6 |
7 |
0,6 |
1,306 |
7,5 |
0,6 |
1,352 |
|
7 |
7 |
0,7 |
1,193 |
7,5 |
0,7 |
1,326 |
|
8 |
7 |
0,8 |
1,116 |
7,5 |
0,8 |
1,336 |
|
9 |
7 |
0,9 |
1,077 |
7,5 |
0,9 |
1,384 |
|
10 |
7 |
1 |
1,074 |
7,5 |
1 |
1,468 |
|
11 |
7 |
1,1 |
1,108 |
|
|
|
|
12 |
7 |
1,2 |
1,18 |
|
|
|
|
13 |
7 |
1,3 |
1,288 |
|
|
|
|
14 |
7 |
1,4 |
1,433 |
|
|
|
Из анализа результатов расчетов по регрессионной модели очевидно, что для каждого значения фактора Х1 существует определенный диапазон значений фактора Х2, который обеспечивал низкую скорость износа в диапазоне от 0,011 до 1,89.
Движение по градиенту для проволоки с содержанием W+WC>8 %, по результатам расчета регрессионной модели для дальнейших исследований было нецелесообразным, ввиду увеличения скорости износа. Таким образом, по расчетам регрессионной модели был определен диапазон оптимальных значений процентного содержания W+WC от 4 % до 7,5 %.
Для определения характера изменения скорости износа в зависимости от соотношения тугоплавких компонентов шихты были построены графики при Х2=const, для значений: 0,5; 1,0; 1,4 рис. 2‒5.
На втором этапе движением по градиенту осуществляли выборочное фиксирование положения процентного содержания как W+WC, так и BNг, лучшего соотношения на основании первого этапа.
Рис. 2. График зависимости скорости износа от W+WC, при BNг=0,5
Рис. 3. График зависимости скорости износа от W+WC, при BNг=1,0
Рис. 4. График зависимости скорости износа от W+WC, при BNг=1,4
Рис. 5. Совмещенный график зависимости скорости износа от W+WC, при BNг=0,5; 1,0; 1,4
Таким образом, из анализа графика, представленного на рис. 5, установлено, что оптимальное соотношение тугоплавких компонентов W+WC и BNг находятся в трех областях значения. При BNг=0,5, W+WC от 6,5 до 8 %, при BNг=1,0, W+WC от 4,5 до 6,5 %, при BNг=1,4, W+WC4≈4,5 %.
Для определения характера изменения скорости износа в зависимости от соотношения тугоплавких компонентов шихты, были построены графики при Х1=const, для значений: 4,5, 5,5, 7,5 рис. 6‒9 [23–26].
Рис. 6. График зависимости скорости износа от BNг, при W+WC =4,5
Рис. 7. График зависимости скорости износа от BNг, при W+WC =5,5
Рис. 8. График зависимости скорости износа от BNг, при W+WC =7,5
Рис. 9. Совмещенный график зависимости скорости износа от BNг, при W+WC =4,5; 5,5; 7,5
Таким образом, из анализа графика, представленного на рис. 9, наблюдается, что оптимальное соотношение тугоплавких компонентов W+WC и BNг находятся в трех областях значения. При W+WC = 4,5, BNг от 1,3 до 1,4 %, при W+WC = 5,5, BNг от 1,2 до 1,4 %, при W+WC = 7,5, BNг от 0,5 до 0,9 %. Минимальное значение BNг принимаем по расчетам регрессионной модели, а максимальное значение исходя из химических особенностей компонента.
Исходя из физической сущности процесса изнашивания, отрицательные значения скорости износа, полученные по расчетам регрессионной модели, для оптимизации соотношения химического состава тугоплавких компонентов не учитывались.
Выводы. В результате проведения «мысленных» опытов была выявлена необходимость дальнейших экспериментальных исследований, влияния соотношения тугоплавких компонентов на скорость износа наплавленного материала.
Таким образом, проведенные комплексные исследования влияния вольфрама (W), карбида вольфрама (WC) и гексагонального нитрида бора (BNг) на адгезионную износостойкость наплавляемого материала позволили разработать регрессионную модель, устанавливающую зависимость скорости износа наплавленного материала от количественного соотношения вводимых тугоплавких компонентов порошковой проволоки.
Анализ результатов расчета регрессионной модели и «мысленные» опыты по определению оптимального соотношения химического состава тугоплавких компонентов порошковой проволоки позволил сформулировать следующие выводы и направление дальнейших исследований:
- установлено, что оптимальный диапазон соотношения тугоплавких компонентов порошковой проволоки составляет для W+WC от 4 до 7,5, а для BNг от 0,5 до 1,4;
- установлено, что полученная регрессионная модель позволяет описывать скорость износа наплавленного материала в диапазоне значений данного исследования;
- установлено, что в рамках дальнейшего направления исследований необходимо изготовление экспериментальной партии порошковой проволоки с содержанием тугоплавких компонентов в диапазоне установленных оптимальных значений.
Следующим этапом данной работы является экспериментальное исследование обрабатываемости резанием наплавленных слоев и определение уравнения регрессии с последующим комплексным обобщением в виде уравнения математической модели, которое будет определять оптимальное соотношение износостойкости и обрабатываемости.
1. Titarenko V.I., Titarenko A.V., Tkachenko O.V., Golyakevich A.A., Orlov L.N., Giyuk S.P. Surfacing technologies, equipment and materials are an effective tool for reducing costs at industrial enterprises [Naplavochnye tekhnologii, oborudovanie i materialy – effektivnyj instrument sokrashcheniya raskhodov na promyshlennyh predpriyatiyah]. Welder [Svarshchik]. 2009. No. 3. Pp. 22‒27. (rus)
2. Makarov A., Vladimirov A., Kudryashov A., Baranov M. Increase of durability of CCM rollers by electric arc surfacing method with use of promising surfacing materials. Part 1. Structure, phase composition and properties of deposited layers. Cherny Metally. 2011. Pp. 15‒19. DOI:https://doi.org/10.17580/chm.2021.09.02.
3. Ustimenko A.A., Kirnos O.Ya., Neroda V.Ya., Gorelov V.P., Vozyanov E.I., Artemov V.I., Zinkovsky G.V. On the fundamental features of the development, production and use of surfacing materials intended for surface hardening of continuous caster rollers [O principial'nyh osobennostyah razrabotki, proizvodstva i primeneniya naplavochnyh materialov, prednaznachennyh dlya poverhnostnogo uprochneniya rolikov MNLZ]. Ferrous metallurgy. Bulletin of scientific, technical and economic information [CHernaya metallurgiya. Byulleten' nauchno-tekhnicheskoj i ekonomicheskoj informacii]. 2010. No. 1 (1321). Pp. 74‒77. (rus)
4. Yamaguchi J., Nakashima T., Sawai T. Change and Development of Continuous Casting Technology. Nippon steel technical report. 2013. No. 104. Pp. 13‒20. DOI: 621.746.047.
5. Development strategy for the Russian ferrous metallurgy for 2014-2020 and for the future until 2030 (approved by order of the Ministry of Industry and Trade of the Russian Federation [Strategiya razvitiya chernoj metallurgii Rossii na 2014‒2020 gody i na perspektivu do 2030 goda (utv. prikazom Ministerstva promyshlennosti i torgovli RF] May 5, 2014. No. 839). (rus)
6. Katunin V.V., Zinovyeva N.G., Ivanova I.M., Petrakova T.M. Main performance indicators of the Russian ferrous metallurgy in 2019 [Osnovnye pokazateli raboty chernoj metallurgii Rossii v 2019 g]. Ferrous metallurgy. Bulletin of scientific, technical and economic information [Byulleten' nauchno-tekhnicheskoj i ekonomicheskoj informacii]. 2020. No. 4. Pp. 309‒335. DOI:https://doi.org/10.32339/0135-5910-2020-4-309-334 (rus)
7. Ugarova O.A. Analysis of global iron and steel product production [Analiz proizvodstva global'nogo produkta chernoj metallurgii]. Economics in industry [Ekonomika v promyshlennosti]. 2013. No. 4. P. 48‒53. (rus)
8. Romanova O. A., Sirotin D. V. Strategic vector for the development of Russian metallurgy in the context of the new reality [Strategicheskij vektor razvitiya metallurgii Rossii v usloviyah novoj real'nosti]. News of the Ural State Mining University [Izvestiya Ural'skogo gosudarstvennogo gornogo universiteta]. 2022. No. 3 (67). Pp. 133–145. DOI:https://doi.org/10.21440/2307-2091-2022-3-133-145 (rus)
9. Berezovsky A.V. Naplavochnye materialy dlya uprochneniya rolikov MNLZ. Surfacing materials for strengthening caster rollers [Innovacii v materialovedenii i metallurgii: materialy I mezhdunar. interaktiv. nauch.- prakt. konf., g. Ekaterinburg]. 2012. Vol. 1. Pp. 34‒37. (rus)
10. Du Toit M., Van Niekerk J. Improving the Life of Continuous Casting Rolls Through Submerged Arc Cladding with Nitrogen-Alloyed Martensitic Stainless Steel. Weld World. 2010. No. 54. Pp. 342–349. DOIhttps://doi.org/10.1007/BF03266748.
11. Guthrie R.I.L., Isac M. Continuous Casting Practices for Steel: Past, Present and Future. Metals. 2022. Vol. 12. No. 5. P. 862. DOI:https://doi.org/10.3390/met12050862.
12. Vozyanov E.I., Korobka O.V., Karaulanov O.V., Leshchinsky L.K., Matvienko V.N. Increasing the efficiency of rollers of slab continuous casting machines [Povyshenie effektivnosti raboty rolikov slyabovyh mashin nepreryvnogo lit'ya zagotovok]. Metallurgist [Metallurg]. 2018. No. 7. Pp. 59‒63. DOI:https://doi.org/10.3390/met12050862 (rus)
13. Kudryashov A.E., Makarov A.V., Vladimirov A.A. Increasing the durability of roller conveyor rollers using electric arc surfacing using advanced surfacing materials modified with refractory components [Povyshenie stojkosti rolikov rol'ganga metodom elektrodugovoj naplavki s primeneniem perspektivnyh naplavochnyh materialov, modificirovannyh tugoplavkimi komponentami]. Powder metallurgy: surface engineering, new powder composite materials. Welding: Collection of reports of the 12th International Symposium. In 2 parts [Poroshkovaya metallurgiya: inzheneriya poverhnosti, novye poroshkovye kompozicionnye materialy. Svarka: Sbornik dokladov 12-go Mezhdunarodnogo simpoziuma. In 2 parts]. April 07–09, 2021. Volume Part 2. 2021. Pp. 123‒127. (rus)
14. Repnikov N.I., Makarov A.V., Kudryashov A.E., Boyko P.F., Mamkin V.A. Determination of promising surfacing materials for the restoration of secondary cooling rollers of continuous casters using structural and tribological research methods [Opredelenie perspektivnyh naplavochnyh materialov dlya vosstanovleniya rolikov vtorichnogo ohlazhdeniya MNLZ s ispol'zovaniem strukturnyh i tribologicheskih metodov issledovanij]. Modern problems of the mining and metallurgical complex. Science and production: materials of the thirteenth All-Russian scientific and practical conference with international participation [Sovremennye problemy gorno-metallurgicheskogo kompleksa. Nauka i proizvodstvo: materialy trinadcatoj Vserossijskoj nauchno-prakticheskoj konferencii s mezhdunarodnym uchastiem]. 2016. Pp. 280‒284. (rus)
15. Sokolov G.N., Zorin I.V., Artemyev A.A., Litvinenko-Ar'kov V.B., Dubcov Yu.N., Lysak V.I., Harlamov V.O., Samohin A.V., Cvetkov Yu.V. Features of the formation of the structure and properties of deposited alloys under the influence of nanoparticles of refractory compounds // Physics and chemistry of materials processing [Osobennosti formirovaniya struktury i svojstv naplavlennyh splavov pod vliyaniem nanochastic tugoplavkih soedinenij]. Physics and chemistry of materials processing [Fizika i himiya obrabotki materialov]. 2014. No. 2. Pp. 38‒47. (rus)
16. Babinets A.A., Ryabtsev I.A., Kondratyev I.A., Ryabtsev I.I., Gordan G.N. Study of the thermal resistance of deposited metal intended for the restoration of rolling rolls [Issledovanie termicheskoj stojkosti naplavlennogo metalla, prednaznachennogo dlya vosstanovleniya prokatnyh valkov]. Automatic welding [Avtomaticheskaya svarka]. 2014. No. 5. Pp. 17–21. (rus)
17. Sokolov G.N., Artemyev A.A., Dubtsov Yu.N. Eremin E.N. The influence of nitrogen and titanium carbonitride particles on the structure and properties of the metal of the Fe-C-Cr-Ni-Mo system, deposited with flux-cored wire [Vliyanie azota i chastic karbonitrida titana na strukturu i svojstva metalla sistemy Fe-C-Cr-Ni-Mo, naplavlennogo poroshkovoj provolokoj]. Omsk Scientific Bulletin [Omskij nauchnyj vestnik]. 2018. No. 2 (158). Pp. 15‒19. (rus)
18. Dubrovsky S.A., Popov A.V., Gorpinchenko M.A. Restoration of continuous caster rollers using electroslag remelting [Vosstanovlenie rolikov MNLZ metodom elektroshlakovogo pereplava]. Steel [Stal']. 2013. No. 12. Pp. 48‒50. (rus)
19. Kirchu I.F., Stepanova T.V., Suprun M.V. Heat-resistant iron-chromium-manganese pearlitic steel with vanadium nitride hardening for slab caster rollers [Teploustojchivaya zhelezohrommargancevaya stal' perlitnogo klassa s nitridvanadievym uprochneniem dlya rolikov slyabovoj MNLZ]. Steel [Stal']. 2014. No. 3. Pp. 83‒87. (rus)
20. Yang K., Zhang Zx., Hu Wang, Bao Y., Jiang Y. A New Type of Submerged-Arc Flux-Cored Wire Used for Hardfacing Continuous Cast-ing Rolls. Iron Steel Res. 2011. No. 18. Pp. 74‒79. DOI:https://doi.org/10.1016/S1006-706X(11)60120-9.
21. Ray A., Arora K.S., Lester S., Shome M. Laser cladding of continuous caster lateral rolls: Microstructure, wear and corrosion characterization and on-field performance evaluation. Journal of Materials Processing Technology. 2014. Vol. 214. No. 8. Pp. 1566‒1575. DOI:https://doi.org/10.1016/j.jmatprotec.2014.02.027
22. Lin J.D., Huang P., He F. Research of Surfacing Technology on Continuous Casting. Roller Advanced Materials Research. 2011. Vol. 189‒193. Pp. 3370‒3376. DOIhttps://doi.org/10.4028/www.scientific.net/AMR.189-193.3370
23. Kanishka K., Acherjee B. A systematic review of additive manufacturing-based remanufacturing techniques for component repair and restoration. Journal of Manufacturing Processes. 2023. Vol. 89. No. 3. Pp. 220‒283.
24. Xu E., Zou F., Shan P. A multi-stage fault prediction method of continuous casting machine based on Weibull distribution and deep learning. Alexandria Engineering Journal. 2023. No. 7 (77). Pp. 165‒175. DOIhttps://doi.org/10.1016/j.aej.2023.06.079
25. Berdnikov S.N., Podosyan A.A., Vdovin K.N., Berdnikov A.S. Causes of failure of continuous caster rollers and the search for new materials and designs for their manufacture [Prichiny polomki rolikov MNLZ i poisk novyh materialov i konstrukcij dlya ih izgotovleniya]. Steel [Stal']. 2012. No. 2. Pp. 95‒98. (rus)
26. Leshchinsky L.K., Matvienko V.N., Ivanov V.P., Stepnov K.K. Industrial development of technology for surfacing caster rollers [Promyshlennoe osvoenie tekhnologii naplavki rolikov MNLZ]. Bulletin of the Azov State Technical University. Series: Technical Sciences [Vіsnik Priazovs'kogo derzhavnogo tekhnіchnogo unіversitetu. Serіya: Tekhnіchnі nauki]. 2019. No. 38. Pp. 87‒94. (rus)
