Структура и свойства конструкционных сталей после плазменного поверхностного упрочнения тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.02.01, кандидат технических наук Бровер, Андрей Владимирович

• Бровер, Андрей Владимирович
• кандидат технических наук
• 1998

Оглавление диссертации кандидат технических наук Бровер, Андрей Владимирович

СОДЕРЖАНИЕ

Стр.

ВВЕДЕНИЕ

1. Современное состояния вопроса и оценка перспектив использования плаз-менно-дугового нагрева для целей термической обработки и легирования материалов. Постановка задачи исследований

2. Методики проведения исследований

2.1. Методика металлографических исследований металла после плаз-менно-дуговой обработки

2.2. Методика рентгеноструктурных исследований металла после плаз-менно-дуговой обработки

2.2.1. Качественный рентгеновский фазовый анализ

2.2.2. Количественный рентгеновский фазовый анализ

2.3. Изучение тонкого строения материалов после плазменной обработки

с использованием электронного микроскопа

2.4. Теплостойкость плазменно-упрочненного металла и методика ее определения

2.5. Износостойкость и методы ее определения

3. Технологические и теплофизические особенности воздушно-плазменной обработки сталей сканируемой дугой

3.1. Конструктивные и технологические особенности установки для плазменно-дуговой поверхностной термообработки сталей

3.1.1. Особенности установки для плазменного поверхностного упрочнения

3.1.2. Условия устойчивости системы источник питания - дуга

3.1.3. Стабилизация параметров процесса ППУ

3.2. Численное моделирование тепловых процессов при плазменно-дуговой обработке

3.3. Особенности процесса плазменно-дугового нагрева сталей

4. Закономерности формирования структур сталей при плазменно-дуговой закалке

4.1. Строение поверхностных слоев сталей после воздушно-плазменной обработки сканируемой дугой

4.2. Структурные особенности процесса упрочнения металлических ма-

териалов при плазменно-дуговой закалке

4.3. Концептуальные положения проблемы прочности сталей и сплавов после плазменно-дуговой обработки

4.4. Влияние исходной структуры и химического состава сталей на эффект плазменно-дугового упрочнения

4.5. Упрочнение поверхностей деталей машин и инструмента комбинированными способами, включающими плазменно-дуговой нагрев

5. Влияние плазменно-дуговой закалки на свойства конструкционных сталей. Возможности управления процессом упрочнения

5.1. Исследование теплостойкости упрочненного металла

5.2. Износостойкость материалов после плазменного поверхностного упрочнения

5.2.1. Износостойкость в абразивной среде

5.2.2. Изнашивание материалов в паре трения

5.3. Влияние плазменно-дуговой обработки на конструкционную прочность материалов

6. Технологические основы плазменно-дугового упрочнения деталей машин и инструмента

6.1. Рекомендации по выполнению технологического процесса плазменно-дугового упрочнения изделий

6.1.1. Требования к упрочняемым изделиям

6.1.2. Выбор поверхностей для плазменно-дугового упрочнения

6.1.3. Требования к поверхности изделий, поступающих на плазменно-дуговую обработку

6.1.4. Выполнение операций по упрочнению изделий

6.1.5. Контроль качества плазменно-дугового упрочнения

6.1.6. Информационный материал по обслуживанию установок для плазменного поверхностного упрочнения

6.2. Организация производственных испытаний упрочненных деталей машин и металлообрабатывающего инструмента

Заключение

Библиографический список

Приложение. Результаты промышленного внедрения технологий плазменно-дугового упрочнения различных изделий

ПЛ. Акт внедрения поверхностного упрочнения и легирования деталей машин и металлообрабатывающего инструмента номенклатуры Азовского оптико-механического завода (г. Азов, 1995 г.)

П.2. Акт внедрения поверхностного упрочнения и легирования деталей машин и металлообрабатывающего инструмента номенклатуры Азовского завода пластмасс (г. Азов, 1996 г.)

П.З. Акт внедрения поверхностного упрочнения и легирования деталей машин и металлообрабатывающего инструмента номенклатуры НИИ

"Градиент" (г. Ростов-на-Дону, 1996 г.)

П.4. Акт внедрения технологического процесса поверхностного упрочнения и легирования деталей машин и металлообрабатывающего инструмента номенклатуры ГП "Завод им. Малышева" (г. Харьков, 1994-

1996г.г.)

П.5. Акт внедрения технологического процесса плазменного поверхностного упрочнения и легирования деталей машин номенклатуры ГП "Завод им. Малышева" с использованием для нагрева воздушно-плазменной дуги прямого действия (г Харьков, 1996 г.)

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Структура и свойства конструкционных сталей после плазменного поверхностного упрочнения»

ВВЕДЕНИЕ

Развитие всех отраслей современной техники предъявляет все более высокие требования к материалам, предназначенным для изготовления деталей машин и инструмента. Достижения современного материаловедения в значительной мере позволяют решать проблему создания материалов с заданными свойствами путем целенаправленного формирования оптимального структурного состояния как в условиях поиска новых эффективных составов, так и путем совершенствования методов термообработки существующих сплавов.

Последнее направление, включающее разработку новых технологических способов поверхностной термической обработки, использование комбинированных способов воздействия на структурное состояние сплавов, представляется особенно перспективным. В этом случае можно более полно реализовать те ресурсы, которые обусловлены составом сплавов, повысить эффективность использования в сплавах легирующих компонентов, многие из которых дефицитны, расширить области применения существующих сплавов.

В настоящее время известен ряд способов поверхностного упрочнения сталей и сплавов с использованием концентрированных потоков энергии: лазерного излучения, электронных пучков, плазменной дуги и др. Перечисленные методы обеспечивают высокую производительность процесса упрочнения промышленных изделий, однако большинство из них имеют такой недостаток, как специальная подготовка упрочняемой поверхности для повышения ее поглощающей способности. Кроме того, оборудование для реализации процесса упрочнения, например, методами лазерной и электроннолучевой обработки требует особых условий эксплуатации, а иногда и вакуумирования изделия, что ограничивает их практическое использование.

Одним из перспективных, эффективных и мало изученных способов поверхностного термоупрочнения и легирования металлических изделий является использование в качестве теплового источника плазменных пучков. Разработка и совершенствование этого процесса является актуальной задачей плазменной технологии.

Технологическая перспективность обработки различных материалов плазменной дугой прямого действия определяется рядом особенностей.

Прежде всего, высокая плотность мощности потоков энергии, вводимой в зону воздействия (104-105 Вт/см2), обеспечивает локальность и прецизионность обработки при существенно меньших суммарных энергозатратах. С помощью воз-

душно-плазменной дуги можно осуществлять контролируемый нагрев поверхностных слоев металлов на заданную глубину, практически не изменяя при этом температуру и структуру сердцевины изделия. Большое практическое значение имеет появляющаяся возможность совмещения различных видов термической, химической, механической, магнитной и других видов обработки в одном технологическом цикле поверхностного упрочнения, так как плазма является средством активизации химических и физических реакций, позволяющим осуществлять процессы, которые в условиях обычной объемной термообработки либо протекают с малой скоростью, либо просто невозможны. Кроме того, малая инерционность процессов обработки плазменной дугой, практическое отсутствие механического контакта с обрабатываемым изделием обеспечивает мобильность в управлении, возможность регулирования режимов обработки в сочетании с простотой позиционирования и закрепления деталей. Эта особенность открывает широкую перспективу эффективного использования технологий плазменного упрочнения в таких прогрессивных формах современного машиностроения, как робототехнические комплексы и гибкие автоматизированные системы на основе микропроцессорной техники и адаптивных управляющих ЭВМ.

Следует отметить, что возможность целенаправленного изменения свойств поверхностного слоя при плазменной обработке позволяет на качественно новом уровне решать одну из важнейших задач - обеспечение оптимального соотношения свойств поверхности и объема материала. Известно, что практически все процессы, приводящие к отказам изделий - износ, коррозия, рост усталостных трещин, начинаются с поверхности и определяются свойствами относительно тонкого поверхностного слоя. Технология плазменного упрочнения предоставляет широкий спектр возможностей улучшения эксплуатационных свойств - повышения твердости, износостойкости, устойчивости к разупрочнению при нагреве, коррозионной стойкости и др. При этом отпадает необходимость использования объемно-легированных материалов и появляется возможность решения кардинальной задачи - повышения надежности и долговечности изделий. Одновременно появляется возможность существенно повысить производительность обработки, сократить затраты в ремонтном производстве.

Существующие в настоящее время работы по плазменным процессам и установкам разрозненны, по многим вопросам отсутствуют необходимые обобщения и рекомендации. В частности, нет подробного анализа конструкций и характеристик плазмотронов; систематизированных сведений о практическом применении плазмы

для целей термообработки различных материалов. Все это существенно сдерживает развитие и применение плазменных процессов в производстве. Кроме того, имеющиеся в промышленности плазменные установки работают в ряде случаев с низкой эффективностью использования мощности плазменной дуги, что влечет за собой существенные энергетические затраты и невысокое качество получаемых изделий.

Промышленное применение методов плазменного упрочнения требует разностороннего и глубокого рассмотрения физики и технологии процесса; исследования закономерностей формирования структуры сталей и сплавов; установления взаимосвязи между структурным состоянием и свойствами; определения путей воздействия на процессы структурообразования с целью формирования оптимального структурного состояния в сталях, отвечающего все возрастающим требованиям к комплексу их свойств. Это будет способствовать широкому внедрению технологии плазменно-дугового упрочнения в производство.

В настоящей работе с научных позиций обсуждаются результаты исследований влияния плазменно-дугового поверхностного нагрева на процессы фазовых превращений при термической обработке и легировании, а именно, изменения, обусловленные скоростным плазменным нагревом в процессе образования аустени-та, в термодинамике, кинетике и механизме мартенситного превращения, при осуществлении отпуска, некоторых видов химико-термической обработки и комбинированной обработки в сочетании с объемной термообработкой, лазерным облучением и др., а также влияния различных механизмов структурного и субструктурного упрочнения сталей и сплавов на их основные эксплуатационные свойства. С термодинамических позиций рассматриваются также возможности целенаправленного использования внутренних резервов упрочненных материалов к структурной приспосабливаемости в условиях эксплуатации под действием внешних темпера-турно-силовых факторов.

В результате теоретических и экспериментальных исследований разработаны технологические рекомендации по выбору режимов и схем воздушно-плазменного поверхностного упрочнения сканируемой дугой деталей машин и инструмента различного функционального назначения; инструкции по контролю качества плаз-менно-дуговой обработки сталей и сплавов.

Основные области применения разработанного технологического процесса воздушно-плазменного поверхностного упрочнения сканируемой дугой деталей машин и инструмента: предприятия машиностроительной и металлургической промышленности.

На защиту выносится решение научно-технической проблемы материаловедения, имеющей важное значение для экономики и заключающейся в комплексном металлофизическом исследовании закономерностей структурообразования при плазменно-дуговом воздействии на металлические сплавы, определении основных свойств закаленных слоев, возможностей управления процессом упрочнения и в разработке технологических принципов плазменно-дуговой термообработки деталей машин и инструмента.

Разработанные технологические процессы апробированы и внедрены со значительным экономическим эффектом на ряде предприятий России и Украины: АОМЗ (г. Азов, 1995 г.), АЗП (г. Азов, 1996 г.), НИИ "Градиент" (г. Ростов-на-Дону, 1996 г.), ГП "Завод им. Малышева " (г. Харьков, 1994-1997 г.г.).

По теме диссертации опубликовано 19 научных работ.

Диссертация изложена на 166 страницах машинописного текста и состоит из введения; 6 глав основной части; заключения, содержащего общие выводы; списка литературных источников из 148 наименований; приложения, содержащего акты внедрения технологического процесса плазменно-дугового упрочнения деталей машин и инструмента в производство различных предприятий. В тексте диссертации содержится 80 рисунков.

Работа выполнена на кафедре "Физическое и прикладное материаловедение" Донского государственного технического университета в течение 1994-1998 г.г.

Автор выражает признательность канд. техн. наук, доценту Ю.М. Домбров-скому за научное консультирование и техническое содействие в процессе выполнения диссертационной работы.

1. СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ОЦЕНКА ПЕРСПЕКТИВ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ПЛАЗМЕННО-ДУГОВОГО НАГРЕВА ДЛЯ ЦЕЛЕЙ ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ И ЛЕГИРОВАНИЯ МАТЕРИАЛОВ. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ.

Анализ проблемы повышения надежности и долговечности деталей машин и инструмента показал, что в настоящее время немыслимо решить вопрос увеличения срока службы изделий путем применения для их изготовления в большом объеме дорогих легированных сталей, так как достигаемая при этом долговечность в большинстве случаев экономически не оправдывается [1].

Поэтому чрезвычайно важным становится путь повышения износостойкости деталей машин и инструмента из углеродистых и легированных сталей за счет поверхностной упрочняющей термообработки и легирования из внешних источников разного состава. При этом расход дорогих, дефицитных материалов уменьшается, а эффект повышения долговечности оказывается значительным, так как в тонких поверхностных слоях можно получить более высокие физические и механические свойства, чем в монолитных изделиях [2].

Как следует из литературы, условия эксплуатации деталей машин и инструмента весьма разнообразны по уровню тепловых и механических нагрузок [3-5]. Температуры нагрева поверхностных слоев могут изменяться от 300 до 600°С, удельные давления могут достигать 1500-2000 МПа. В таких условиях материалы должны обладать высоким уровнем эксплуатационных свойств для обеспечения необходимой работоспособности изделий. Кроме исходного, достигнутого после плазменно-дуговой обработки комплекса свойств, поверхностные слои деталей машин и инструмента должны сохранять твердость при достаточно высоких температурах эксплуатации; обладать стабильностью механических свойств при температурах, не ниже температуры теплостойкости упрочняемого материала; иметь высокую сопротивляемость разрушению при значительных колебаниях температур и напряжений. Это важная материаловедческая задача, поскольку создавая определенное структурное состояние и задавая свойства поверхностных слоев изделий путем плазменно-дуговой термообработки и легирования, можно изменять основные характеристики процесса трения и, в конечном итоге, управлять выходными параметрами процесса - степенью износа материалов трибосистемы. Для решения проблемы достоверного прогнозирования стойкости упрочненных изделий различного назначения необходимы сведения об особенностях структурных и фазовых превра-

щений в поверхностных слоях сталей и сплавов как после плазменно-дуговой термообработки, так и при эксплуатации.

Совершенствование оборудования для плазменно-дуговой обработки сталей и сплавов, внедрение в промышленность и проведение исследований эффектов упрочнения является наукоемкой областью для различных отраслей промышленности, включая машиностроение, военную технику, приборостроение. Промышленное использование термической обработки и легирования плазменной сканируемой дугой пока еще не охватывает всего комплекса возможностей, которые могут быть реализованы в этих процессах.

Таким образом, актуальной задачей современного машиностроения является применение высоких технологий упрочнения различных изделий, в частности, плазменно-дуговой обработки, что позволяет целенаправленно изменять структуру и напряженное состояние материалов и получать специфические, нетривиальные комбинации физических, химических и механических свойств в поверхностных слоях: твердости, устойчивости к разупрочнению при нагреве, износостойкости и ДР.

Исследованиям структурных эффектов упрочнения различных материалов при плазменно-дуговой обработке посвящены работы [6-9], но в них недостаточно конкретно и четко выявлены принципы конструирования оптимальной структуры поверхностных слоев изделий для различных условий эксплуатации. Недостаточное внимание в литературе уделено и вопросам адаптации упрочненных поверхностей материалов к условиям трения за счет протекания гаммы химических и структурных превращений, стимулируемых энергией, поглощаемой и рассеиваемой в зоне контакта. За счет создания при плазменно-дуговой обработке оптимальных поверхностных структур появляется возможность достижения низкого и стабильного коэффициента трения при высокой износостойкости упрочненных изделий.

Как следует из литературных источников [10-14], низкотемпературная плазма является мощным интенсифицирующим фактором, резко ускоряющим протекание многих физико-химических процессов. Сложность теоретического и экспериментального исследования плазменно-дугового источника энергии обусловлена одновременным действием многих факторов: имеют место разнообразные процессы переноса (теплопроводность, электропроводность, излучение, конвекция и др.); плазменный шнур взаимодействует с внешним и собственным магнитным полем. Важность изучения плазменно-дугового источника энергии определяется тем, что он является практически единственным средством стационарного нагрева газа до тем-

ператур около (5-15)-103 К без каких-либо существенных ограничений по мощности, роду газа, давлению.

Известно [15], что между пространственно-временными, энергетическими характеристиками концентрированных потоков энергии и теми эффектами, которые вызываются их действием, имеется корреляция. Протекание процессов плавления, легирования и термической обработки поверхностных слоев материалов зависит от плотности потока энергии q, которая различается на несколько порядков для основных источников энергии, используемых для поверхностной обработки. Значения я и размеры зон воздействия таких источников показаны на рис. 1.1.

В зависимости от значений я на основе литературных данных на рисунке выделены области, используемые для тех или иных целей обработки материалов. На основе анализа этих данных можно сделать вывод об особенностях применения того или иного источника, определяющих эффективность и технологические возможности упрочнения. В этой связи необходимо знание параметров теплового источника, возникающего в материале при действии плазменной дуги, что является важной задачей для прогнозирования результатов обработки материалов и управления параметрами процесса упрочнения. В работах [16, 17] авторами сделана попытка расчета тепловых полей при воздействии локальных тепловых источников на поверхность изделий, в том числе при нагреве сталей теплом плазменной горелки. Следует отметить, что, несмотря на значительные успехи в разработке теории плазменной дуги и понимании многих физических процессов, в литературе недостаточно освещены результаты инженерных расчетов интегральных характеристик теплового источника, распределения температур, градиентов температур, скоростей нагрева и охлаждения материалов по глубине и ширине зоны нагрева, особенно применительно к сканируемой плазменной дуге, что явилось одной из задач настоящей работы.

Размер зоны воздействия, см

Рис. 1.1. Концентрация энергии различных тепловых источников: 1 - искровой разряд; 2 - электронный луч; 3 - лазерное излучение; 4 - сварочная дуга; 5 - газовое пламя; 6 - плазменная дуга.

Нагрев различных материалов с использованием плазменной дуги сопровождается комплексом структурных и фазовых превращений, описанных в работах [18-24]. Следует отметить, что, несмотря на то, что особенности протекания фазовых превращений в упрочняемых материалах играют решающую роль в формировании структурной картины и свойств изделий, в литературе недостаточное внимание уделено термодинамическим и кинетическим особенностям этих процессов в условиях высоких скоростей нагрева и охлаждения при плазменно-дуговой обработке.

Особое внимание привлекают литературные данные о том, что при плазмен-но-дуговой обработке в металлах возникают значительные градиенты температур по глубине и ширине зоны обработки, которые вызывают механические напряжения за счет неравномерности термического расширения сосуществующих фаз [18] и приводят к пластической деформации поверхностных слоев материалов [25]. Обращает на себя внимание и силовое действие плазменной дуги, складывающееся из скоростного напора газового потока и объемной электромагнитной силы [14,26,27].

В этой связи можно предполагать, что при плазменно-дуговой обработке в поверхностных слоях стали протекают процессы, аналогичные высокотемпературной термомеханической обработке. В литературе такой подход не рассматривается, хотя имеются сведения о возможности формирования в зонах плазменной обработки повышенной плотности дислокаций и об особенностях структурообразования при воздействии электрического тока [28-30].

Вопросам воздействия концентрированных потоков энергии на материалы в настоящее время уделяется повышенное внимание. Применяющиеся методы поверхностного упрочнения (лазерным, электронным лучом, плазменно-дуговые и др.) значительно отличаются друг от друга физико-химической природой упрочняющего воздействия, областью применения, техническими показателями и эффективностью. В силу тех или иных причин (увеличение шероховатости, снижение сопротивления усталости и т.д.) сфера использования многих, несомненно эффективных, процессов упрочнения существенно ограничивается. В этих случаях сочетанием их с другим способом упрочнения можно достигнуть требуемого состояния поверхностного слоя и тем самым обеспечить высокий уровень эксплуатационных свойств, расширить технологические возможности, что показано в работах [32-35]. Применение комбинированных методов, сочетающих, например, объемную и поверхностную обработку, позволяет повысить конструктивную прочность изделий за счет того, что упрочнение сердцевины достигается действием одних механизмов (повышением дисперсности, созданием устойчивых дислокационных конфигура-

ций), а рабочих поверхностей - других (увеличением плотности дислокаций, выделением избыточных фаз, твердорастворным упрочнением).

Многообразие упрочняющих эффектов и способов упрочнения определяет широкие возможности их комбинирования. Но поскольку не все комбинации имеют практическую ценность, необходимо рассмотрение комбинированного упрочнения с точки зрения решения конкретных задач обеспечения износостойкости, сопротивления усталости и др.

Следует отметить, что структурные изменения в материалах при плазменно-дуговом нагреве во многих литературных источниках описываются, как аналогичные лазерному, электроннолучевому и индукционному поверхностному нагреву [18, 19, 21, 24]. Однако, с учетом специфических физических процессов, протекающих в плазменном шнуре (электромагнитных, тепловых, динамических, радиационных), а также наличия в плазме ионизированных и возбужденных частиц с высокой активностью и способностью к плазмохимическим реакциям (окисления и восстановления, синтеза и диссоциации), следует ожидать, что эти процессы несомненно оказывают особое влияние на структурные и фазовые превращения в условиях плаз-менно-дуговой обработки материалов. Дополнительные возможности для улучшения характеристик упрочненного металла за счет уменьшения содержания водорода, а также для повышения твердости и оптимизации геометрических характеристик упрочненных зон представляет, как определено авторами работы [31], плазменная циклическая термообработка сталей, что требует особого рассмотрения и составляет одну из задач настоящей работы.

Можно констатировать, что, несмотря на значительный объем выполненных и описанных в литературе исследований, многие особенности взаимодействия концентрированных потоков энергии, в том числе плазменной дуги, с различными материалами изучены недостаточно. Отсутствует и достаточно полная информация о физических и физико-химических процессах, протекающих в зонах взаимодействия потоков энергии с материалами. В настоящее время не существует единой концепции о структурном механизме создания в поверхностных слоях металла упрочненного состояния в условиях нагрева плазменной сканируемой дугой.

В работе [22], например, показано, что в результате плазменного нагрева без оплавления поверхности углеродистых сталей наблюдается структурная микронеоднородность, обусловленная процессами образования и распада микрохимически неоднородного аустенита. А авторы работы [23] наблюдали даже охрупчивание и

разупрочнение приповерхностных слоев при обработке воздушной плазменной дугой из-за насыщения поверхности кислородом.

Большинство публикаций содержит результаты исследований, показывающих, что, несмотря на несколько меньшую плотность мощности плазменной дуги (104-105Вт/см2) по сравнению с электронным и лазерным пучками (105-107 Вт/см2), размеры зоны термического влияния плазменной дуги, особенно при обработке со сканированием, больше, чем при обработке электронным и лазерным лучом. Этот фактор, наряду с высокими технико-экономическими показателями, является существенным преимуществом плазменного упрочнения по сравнению с другими методами поверхностной обработки.

Общим для этих методов является подвод тепловой энергии к обрабатываемой поверхности стали, последовательный нагрев соседних участков в результате относительного перемещения теплового источника и изделия, скоростное охлаждение нагретого слоя кондуктивным теплоотводом во внутренние слои изделия. При этом достигаются высокие скорости нагрева и охлаждения, достаточные для закалки поверхностных слоев материалов. Твердость поверхности сталей после плазменной обработки находится на одном уровне с твердостью после электроннолучевой и лазерной обработки (до НИ.С 60-65).

Плазменная дуга в качестве теплового источника, как указывают авторы работы [19], обладает преимуществами перед электронными пушками или инфракрасными лазерами. Здесь не требуется вакуумной камеры, как в случае использования электронного пучка, или сложной оптико-механической системы транспортировки лазерного луча.

Изменение геометрических параметров зон плазменной закалки на стали 45 в зависимости от тока дуги и скорости перемещения плазмотрона относительно поверхности исследованы в работе [36]. В работе [37] описаны изменения микроструктуры и твердости сталей У10А, 35ХГСА, ШХ15СГ после плазменной закалки.

При повышении интенсивности теплового воздействия появляется возможность обработки плазменной дугой с оплавлением поверхностного слоя и последующей скоростной закалкой из жидкого состояния. Этот процесс имеет ряд специфических особенностей, связанных с образованием пересыщенных твердых растворов, метастабильных фаз, мелкодисперсных структур с высокой плотностью дефектов кристаллического строения. Перечисленные процессы приводят к получению высоких значений твердости (~10 ГПа). В предельном случае при высокой скорости охлаждения возможно получение поверхностного слоя с большой объем-

ной долей аморфных участков, что обеспечивает уникальные прочностные и антикоррозионные свойства.

Следует отметить, что в литературе недостаточно сведений о возможности протекания в углеродистых сталях с высокой температурой Мн при лазерной [38] и плазменно-дуговой [39] термообработке процесса самоотпуска мартенсита, о влиянии формирующихся в этих условиях структур на трещиностойкость упрочненного металла, хотя этот вопрос имеет большое значение для достижения высокой конструктивной прочности изделий.

Авторы работы [19] обращают внимание на возникающие при плазменной закалке поверхностей значительных размеров перекрытия соседних закаленных областей материалов, что приводит к частичному отпуску зон перекрытия и неравномерному распределению твердости вдоль упрочненной поверхности. Исключить это явление позволяет плазменная обработка со сканированием дуги, основные характеристики которой необходимо выбирать в зависимости от требуемой условиями эксплуатации структуры и свойств упрочняемой стали. Сведения по этому вопросу в литературе практически отсутствуют. Отсутствуют также и сведения о степени влияния исходной структуры сталей на строение и свойства плазменно-упрочненных зон.

Таким образом, анализ литературных источников показывает, что механизмы процессов формирования структур сталей и сплавов в условиях плазменно-дугового нагрева недостаточно изучены, приводимые экспериментальные данные зачастую противоречивы. В этой связи постановка необходимых экспериментов представляется актуальной задачей.

Влияние плазменно-дуговой термообработки на износостойкость сталей рассматривается в работах [40, 41], но при этом отсутствуют сведения о возможности адаптации плазменно-закаленного металла к условиям трения за счет протекания гаммы химических и структурных превращений, стимулируемых энергией, поглощаемой и рассеиваемой в зоне контакта. Это осложняет практическую применимость процессов плазменно-дугового упрочнения и легирования для повышения работоспособности деталей машин и инструмента.

Отсутствуют в литературных источниках и сведения об устойчивости структур плазменно-дуговой закалки к разупрочнению при нагреве. Поскольку этот вопрос является одним из важнейших для трибосистем, он требует детального рассмотрения.

Анализ причин улучшения свойств сталей и сплавов после плазменно-дугового нагрева в работах [42-44], не затрагивал влияние упрочненного слоя на конструкционную прочность, в частности, на сопротивление изделий хрупкому разрушению. Однако этот вопрос является весьма важным, особенно применительно к условиям эксплуатации упрочненных изделий в условиях знакопеременного нагружения.

Несмотря на недостаточно полный характер имеющихся в литературе данных по воздействию плазменно-дугового нагрева на структуру и свойства сталей и сплавов, процесс плазменно-дугового упрочнения находит применение с целью повышения износостойкости ряда изделий: деталей машин (деталей металлургического оборудования, коленчатых валов, червяков, шнеков, колонн) [45-51], инструмента (сверл, режущего инструмента, пил) [52-57]. Следует отметить, что, несмотря на заметный прогресс в этой области обозначился ряд проблем рационального использования плазменно-дугового нагрева для упрочнения изделий, решение которых возможно лишь на основе глубокого изучения физической сущности влияния структуры упрочненных зон на стойкость изделий, что выполнено в настоящей работе и может способствовать дальнейшему развитию технологии поверхностного упрочнения.

В ряде работ отмечается, что возможность получения высокого комплекса свойств поверхностного слоя за счет внутренних ресурсов материала расширяется при внесении извне легирующих элементов в твердой или жидкой фазе. Примером такой технологии может служить поверхностное насыщение с помощью плазменной дуги малоуглеродистой стали хромом, марганцем и углеродом, приводящее к пятикратному повышению твердости [76]. Особенностью процессов поверхностного легирования при использовании плазменной дуги является интенсификация процессов конвективного переноса и стимулирование диффузии в зоне обработки за счет больших градиентов температур и концентраций легирующих элементов, высоких скоростей реакций, смещения термохимического равновесия. Следствием этого является увеличение глубины легированного слоя, концентрации легирующих элементов, включая возможность высокотемпературного синтеза соединений на основе углерода, бора, азота, которые невозможно получить обычными методами.

Значительное количество работ посвящено вопросам плазмохимического нанесения упрочняющих покрытий на рабочие поверхности различных изделий [58-60], а также повышения качества плазменных покрытий лазерной обработкой за счет улучшения адгезии с основой и повышения однородности [61-67]; проведения

химико-термической обработки с плазменно-дуговым нагревом: цементации [68-72], азотирования [73-75], поверхностного легирования сталей неметаллическими (углерод, азот, бор), металлическими (хром, кобальт, марганец, молибден, ниобий, ванадий, титан, вольфрам) компонентами, а также сплавами Сг-Мо^, №-1% и др. [76, 77].

Химико-термическая обработка сталей и сплавов с плазменно-дуговым нагревом является перспективным процессом, что обусловлено: высокой равномерностью полученного легированного слоя; меньшей продолжительностью процесса по сравнению с обычной химико-термической обработкой; хорошей воспроизводимостью результатов; возможностью встраивать установки для плазменно-дуговой хи-мико-термической обработки в поточные производственные линии.

Возможность протекания процессов лазерно-плазменного синтеза различных соединений и восстановления металлов рассмотрена авторами работы [78]. Но в литературе недостаточно освещены вопросы проведения плазменно-дуговой химико-термической обработки изделий под слоем жидкости [79, 80], несмотря на то, что этот способ экономичен и обладает большими возможностями для проведения комплексного легирования поверхностных слоев материалов атомами различных элементов, а также синтеза и осаждения на поверхность боридов, нитридов, значительно повышающих эксплуатационные свойства изделий. При обработке под слоем жидкости, кроме того, уменьшается деформация изделий, скорость охлаждения повышается в 5-6 раз, твердость материала возрастает до 20% по сравнению с упрочнением на воздухе.

Цель настоящей работы заключается в комплексном металлофизическом исследовании закономерностей структурообразования при воздушно-плазменном воздействии сканируемой дугой на металлические сплавы, определении основных свойств закаленных слоев, возможностей управления процессом упрочнения и в разработке технологических принципов плазменно-дуговой термообработки деталей машин и инструмента.

В работе решены задачи теоретического и экспериментального характера, имеющие научную новизну, в частности:

• обоснованы конструктивно-технологические особенности установки для воздушно-плазменной поверхностной обработки сталей и сплавов сканируемой дугой;

• проведено численное моделирование тепловых процессов при обработке плазменной сканируемой дугой;

экспериментально определены особенности формирования структур сталей при плазменно-дуговой закалке;

теоретически рассмотрены концептуальные положения проблемы прочности сталей после плазменно-дуговой обработки;

определена степень влияния плазменно-дуговой закалки на свойства сталей: теплостойкость, износостойкость, конструкционную прочность; установлены возможности управления процессом упрочнения поверхностных слоев сталей за счет комбинированной обработки при плазменно-дуговом нагреве;

разработаны научно-обоснованные технологические принципы плазменно-дугового упрочнения деталей машин и инструмента.

2. МЕТОДИКИ ПРОВЕДЕНИЯ ИССЛЕДОВАНИЙ.

Материалами для исследований послужили стали 30, 30ХГСА, 45, 5ХНМ, 65, 65Г, 70, 7X3 и др.

В ходе выполнения работы был осуществлен комплекс экспериментальных исследований по изучению природы и механизма процессов скоростной плазменно-дуговой термической обработки сталей.

Упрочнение образцов производилось на экспериментальной установке, созданной на базе аппарата для воздушно-плазменной резки "Киев-4".

Для определения особенностей организации структуры сталей и сплавов при воздействии концентрированными потоками энергии для сравнения использовалась импульсная лазерная обработка на установке "Квант-16".

На всех этапах выполнения работы основным исследовательским инструментом была оптическая микроскопия [38-41]. Просмотр и съемка микроструктур проводились на микроскопах МИМ-7 и "№орЬо1-21", измерения микротвердости - на приборе ПМТ-3 с нагрузкой 1 Н. При этом придерживались стандартных правил размещения отпечатков, согласно которым минимально допускаемое расстояние между центрами соседних отпечатков составляло 30 мкм, от центра отпечатка до края образца - 20 мкм.

Идентификация фазового состава в зонах плазменного воздействия производилась методом дифракционного рентгеновского анализа [42-47]. Исследования осуществлялись на дифрактометре ДРОН-0,5 в фильтрованном РеКа - излучении с регистрацией интенсивности сцинтилляционными счетчиками. Применялся метод фокусировки по Брэггу-Брентано и следующие режимы работы трубки БСВ-6: иа=25 кВ, Га— 10 А. Выбранная ширина щелей (1,0; 1,0; 0,5) позволяла получать наилучшие сочетания разрешения, чувствительности и количества импульсов изучаемой линии. Вертикальный размер выходной щели обеспечивал локализацию освещаемой поверхности в пределах облученного участка. Съемка профилей рентгеновских линий велась в режиме непрерывной записи со скоростью 1 град/мин.

Количественное соотношение мартенсита и остаточного аустенита определялось по методу гомологических пар [48], в основу которого положен подбор пары дифракционных линий, принадлежащих различным фазам и имеющих близкую интенсивность. Причем, поскольку профили линий на рентгенограммах с обработан-

ных образцов были сильно размыты, сравнивались площади интерференционных максимумов. Точность определения объемной доли фаз составляла 5%.

Состав фаз после поверхностной обработки концентрированными потоками энергии определялся по методике, основанной на зависимости периодов решеток аустенита и мартенсита от содержания в них углерода и легирующих элементов. Для определения параметров кристаллических решеток при вычислении межплоскостных расстояний рассчитывались положения центров тяжести дифракционных максимумов с точностью ±0,002 кХ. Точность определения содержания углерода в твердых растворах составляла ±0,10%.

Исследования тонкой структуры упрочненных слоев проводились на электронном микроскопе ЭММА-4 при увеличениях 5000-40000 с применением двухступенчатых угольных реплик (оттенение хромом) и фольг [49-51]. Фрактографиче-ские исследования выполнялись с привлечением растрового электронного микроскопа РЭМН-2.

При исследовании влияния плазменно-дуговой обработки на теплостойкость металла использовалась стандартная методика испытаний (ГОСТ 19265-78), предусматривающая четырехчасовой отпуск упрочненных образцов при температурах 100-600°С. После этого на поперечных и поверхностных шлифах контролировалась твердость и микроструктура основного металла и металла, закаленного при скоростном плазменном нагреве.

Метрологическое обеспечение экспериментов предусматривало обязательное планирование оптимальных объемов выборки, анализ возможных источников систематических ошибок, оценку значимости различия средних значений с целью получения результатов заданной надежности и с известным доверительным интервалом.

2.1. Методика металлографических исследований металла после плазменно-дуговой обработки.

С использованием металлографического метода анализировалось строение металлов, упрочненных с использованием плазменно-дугового нагрева поверхностных слоев образцов сталей и сплавов, а также производилось измерение твердости структурных составляющих изучаемых материалов.

Металлографические исследования осуществлялись, в основном, на поперечных шлифах. Во избежание завала кромок образца, а также в целях увеличения

опорной поверхности шлифа при изучении плоских образцов материалов их помещали в зажим (стальные струбцины). После обработки на шлифовальной бумаге разной зернистости проводили полирование на фетровом круге с использованием пасты, содержащей окись хрома, окись алюминия или окись магния.

Просмотр и съемка микроструктур осуществлялась на микроскопах МИМ-7, №ор!ю1:-21 и др., измерения твердости по Виккерсу (ГОСТ 9450-76) - на приборах ПМТ-3, ПМТ-5 с нагрузкой 1 Н. При этом придерживались стандартных правил размещения отпечатков, согласно которым минимально допускаемое расстояние между центрами соседних отпечатков составляет 30 мкм. При измерениях твердости слоев, имеющих небольшую толщину, поперечный шлиф изготавливался косым (под углом 45 к поверхности покрытия). В случае проведения дюрометрических исследований упрочненных с использованием плазменно-дугового нагрева слоев, имеющих глубину в пределах 1 мм, для построения графиков распределения твердости по сечению слоя отпечатки индентора твердомера ставились не строчками, а в шахматном порядке.

Идентификация отдельных структурных составляющих металлов, изучаемых методами оптической микроскопии, осуществлялась после травления в реактивах следующего состава:

1. 4%-ный раствор НТЧОз в спирте (для углеродистых сталей);

2. 20 мл 10%-ного раствора щавелевой кислоты + 20 мл Н>Юз + 40 мл НС1 + 15 мл РеС1з + 5 мл Н2Э04 (для легированных сталей);

2.2. Методика рентгеноструктурных исследований металла после плазменно-дуговой обработки.

2.2.1. Качественный рентгеновский фазовый анализ.

Идентификация фазового состава исследуемых образцов сталей после различных видов обработки производилась методом дифракционного рентгеновского анализа на дифрактометрах ДРОН-0,5, ДРОН-3 и др. в фильтрованном Река-излучении с регистрацией интенсивности сцинтилляционным счетчиком. Применялся метод фокусировки по Брэггу-Брентано и следующий режим работы трубки БСВ-6: 11=25 кВ, 1=10 тА. Выбранная ширина щелей (1,0; 1,0; 0,5) позволяла получить наилучшее сочетание разрешения, чувствительности и количества импульсов изучаемой линии. Вертикальный размер выходной щели обеспечивал локализацию

освещаемой поверхности в пределах изучаемого участка. Съемка профилей рентгеновских линий велась в режиме непрерывной записи со скоростью 1 град/мин.

Качественный рентгеновский фазовый анализ основан на том, что каждая кристаллическая фаза дает специфическую, только ей присущую дифракционную картину с определенным набором, расположением и относительной интенсивностью дифракционных линий, обусловленную природой и расположением атомов в кристаллической решетке фазы.

Дифракционная картина, фиксируемая рентгеновским методом - рентгенограмма (дифрактограмма), является рентгеновским паспортом исследуемого образца и может быть использована как идентификатор фазового состава. Наличие фаз выявляли по трем самым интенсивным дифракционным (реперным) линиям. Минимальное количество фазы, при котором еще заметны реперные линии, определяло чувствительность качественного рентгенофазового анализа. Чувствительность зависит от целого ряда факторов: природы и кристаллической решетки фазы, ее коэффициента поглощения, условий проведения эксперимента и др. и находится обычно в пределах 1-10%. Так, например, при оптимальных условиях съемки чувствительность определения остаточного аустенита в сталях составляла около 1%, а карбидов около 5-10%.

Проведение качественного рентгенофазового анализа при наличии априорной (доопытной) информации об исследуемом образце, когда известны марки сталей и сплавов, химический состав, технология обработки, предполагаемый фазовый состав, является типичной задачей материаловедения. В этом случае качественный рентгенофазовый анализ существенно упрощается и выполняется путем сравнения экспериментально полученных значений межплоскостных расстояний и относительных интенсивностей дифракционных линий с эталонными, представленными в специальных справочниках в табличной форме. Значение межплоскостного расстояния (d/n) определяется по закону Вульфа- Брэгга в зависимости от угла отражения (0) по формуле:

1 - х п 2 sin ©

Выполнение рентгеновского анализа для многофазных систем усложняется тем, что на дифрактограммах появляются чаще всего только одна - две реперных линии каждой фазы, тогда как для достоверного определения наличия фазы необходимо не менее трех линий. Именно поэтому при качественном фазовом анализе

многофазных систем использовались наряду с данными рентгеновского анализа результаты химического, металлографического анализов и др.

При отсутствии априорной информации качественный рентгенофазовый анализ усложняется. В этом случае для его проведения определялась сингония кристаллической решетки фазы, ее дифракционная группа, индицировалась рентгенограмма, определялись параметры элементарной ячейки.

2.2.2. Количественный рентгеновский фазовый анализ.

Количественный рентгеновский фазовый анализ проводился после выполнения качественного и основывался на следующих положениях, вытекающих из теории дифракции рентгеновских лучей:

• каждая фаза сплава характеризуется своей дифракционной картиной, то есть числом, расположением и относительными интенсивностями дифракционных линий и образуется независимо от присутствия в сплаве других фаз;

• интенсивность дифракционных линий, принадлежащих данной фазе, пропорциональна ее объемной доле в сплаве.

Таким образом, количественный рентгеновский фазовый анализ сводился к определению соотношения интенсивностей дифракционных линий анализируемых фаз (безэталонные методы съемки) или интенсивностей дифракционных линий анализируемой фазы с линией эталона (метод съемки с эталоном). Следовательно, для проведения количественного рентгеновского фазового анализа возможно более точно определялись интенсивности дифракционных линий. Наиболее удовлетворительные результаты получали при использовании рентгеновского дифрактометра, хотя при определении малых количеств какой-либо фазы в сплаве (1-0,5%) более чувствительным является фотометод при использовании камеры-монохроматора.

Определение количества какой-либо фазы в многофазном сплаве представляло значительные трудности, связанные как с наложением дифракционных линий различных фаз, так и с вычислением теоретических интенсивностей отражения от различных кристаллографических плоскостей.

При определении количества остаточного аустенита в термически обработанных сталях, например, пользовались в основном безэталонными методами, не требующими весьма трудоемкого приготовления эталонных образцов. Наибольшее распространение имеет метод гомологических пар, в основу которого положен подбор пары дифракционных линий, принадлежащих различным фазам и имеющих близкую интенсивность. Причем, поскольку профили линий на рентгенограммах

обычно сильно размыты, сравнивались площади интерференционных максимумов. Точность определения объемной доли фазы составляла 5%.

2.3. Изучение тонкого строения материалов после плазменной обработки с использованием электронного микроскопа.

Электронный микроскоп представляет собой вакуумный электронно-оптический прибор для наблюдения и фотографирования многократно увеличенного (до 1 млн. раз) изображения объектов. В отличие от светового, в электронном микроскопе изображение формируется под воздействием пучка электронов, ускоренных до больших энергий (30-100 КэВ и более).

В электронной микроскопии используются специальные препараты - реплики или фольги, прозрачные для электронов. Их приготовление - весьма тонкий и кропотливый процесс.

Реплики - тонкие пленки постороннего вещества, на которых получают отпечаток структурного рельефа исследуемой металлической поверхности, подготовленной металлографически.

Фольги - тонкие пленки исследуемого материала, которые получают из массивных образцов путем механической или электромеханической обработки.

Принципиальная схема получения препарата в виде реплики состоит из следующих операций: металлографической подготовки образца, включающей шлифование, полирование, травление; приготовления самой реплики в виде тончайшей пленки, прозрачной для электронного пучка; отделения ее от шлифа. Для увеличения контрастности изображения часто применяют оттенение пластиковых реплик, которое заключается в наклонном напылении в вакууме тонкого слоя материала (чаще хрома), малопрозрачного для электронов.

Метод реплик является косвенным, то есть позволяет изучать только общую поверхностную топографию структуры металла. Наиболее полную информацию о структуре металлической матрицы дает метод фольг, в основе которого лежит формирование изображения по дифракционному контрасту.

Приготовление фольг состоит из двух этапов: подготовка заготовки выбранной формы (чаще всего - дисков диаметром 3 мм по размеру колпачка объектодер-жателя электронного микроскопа) толщиной 0,5-0,6 мм и последующее утонение их на шлифовальной бумаге до толщины 0,1-0,12 мм. Окончательное утонение заготовок проводят электролитическим или химическим полированием до получения

одного или нескольких отверстий. Клиновидные края таких отверстий являются прозрачными для электронов и пригодны для исследования в электронном микроскопе.

При исследовании тонких фольг наиболее богатую информацию можно получить при работе электронного микроскопа в режиме микродифракции. Микродифракционная картина позволяет не только выбирать и правильно интерпретировать дифракционный контраст на соответствующем электронно-микроскопическом изображении, но и проводить фазовый анализ, определять кристаллографические и кристаллогеометрические особенности наблюдаемых структур.

2.4. Теплостойкость плазменно-упрочненного металла и методика ее определения.

Теплостойкость или устойчивость к разупрочнению при нагреве инструментальных и конструкционных сталей зависит от степени насыщенности твердых растворов легирующими элементами при аустенитизации, от устойчивости мартенсита закалки к распаду и сдержанности легированных карбидов к росту и коагуляции при последующем нагреве. Для стали заданного химического состава практически единственным способом повышения теплостойкости является варьирование температурным режимом нагрева при закалке и отпуске. В частности, повышение температуры аустенитизации при объемной закалке способствует увеличению теплостойкости за счет большей насыщенности твердых растворов, однако, этот процесс сопровождается недопустимым ростом зерна, что охрупчивает сталь. Поэтому при объемной закалке сталей верхний температурный интервал ограничен определенной величиной, зависящей от химического состава.

В случае использования поверхностного плазменно-дугового нагрева данный ограничивающий фактор теряет силу, так как возможный рост зерен в тонком поверхностном слое не оказывает решающего воздействия на уровень конструкционной прочности изделий в целом. Плазменно-дуговая обработка является весьма перспективным способом повышения теплостойкости металла, поскольку в нем заложена возможность нагревать поверхностные слои вплоть до оплавления, дополнительно насыщать матрицу легирующими элементами за счет растворения карбидов или из легирующих сред, создавать промежуточные фазы, устойчивые к нагреву. Проявление металлом повышенной теплостойкости благоприятно сказыва-

ется на сопротивляемости обработанной поверхности износу или микроразрушению.

При исследовании влияния плазменно-дуговой закалки и легирования на теплостойкость металла использовалась стандартная методика испытаний (ГОСТ 19265-73), предусматривающая четырехчасовой отпуск упрочненных образцов при температурах 100-600°С. Плазменной обработке подвергались образцы конструкционных и инструментальных сталей, прошедшие полный цикл объемной термообработки. После дополнительного нагрева до разных температур на поперечных и поверхностных шлифах контролировалась твердость и микроструктура исходного металла и металла, упрочненного при скоростном плазменно-дуговом нагреве, что дало возможность исключить влияние случайных величин. Методическим нюансом проведения испытаний являлось измерение твердости не по Роквеллу, и измерения микротвердости с точностью по каждой структурной составляющей не ниже ±150-200 МПа. В целях установления корреляции полученных значений микротвердости с твердостью по методу Роквелла, была осуществлена проверка, которая заключалась в измерении микротвердости металла после стандартной объемной термообработки и нагрева до разных температур отпуска с последующим сравнением этих значений со справочными. Установлено, что расхождение построенных кривых твердости были незначительными, что свидетельствует о правильности испытаний.

Результатом исследований теплостойкости упрочненных слоев на конструкционных и инструментальных сталях являлись графики зависимости твердости металла от температуры дополнительного четырехчасового отпуска, которые характеризуют устойчивость структур к разупрочнению при нагреве. Как правило, теплостойкость сталей оценивалась температурой отпуска, при которой сохраняется заданная твердость.

2.5. Износостойкость и методы ее определения.

Износостойкость является одной из важнейших эксплуатационных характеристик металлообрабатывающего инструмента и деталей машин. Она определяется, с одной стороны, уровнем механических свойств (прочность, твердость, пластичность и т.д.) и, следовательно, структурой сталей, а с другой стороны, - качеством и свойствами материала контртела, величиной контактных напряжений, температурой и коэффициентом трения в рабочей зоне, особенностями технологии производства и прочими внешними факторами воздействия.

Исходя из этого оценка сопротивления износу сталей, подвергнутых поверхностной плазменно-дуговой обработке, осуществлялась по методикам, наиболее достоверно воспроизводящим реальные условия эксплуатации инструмента и деталей машин.

Метод контроля износостойкости упрочненных слоев на сталях основан на определении продолжительности истирания поверхностных слоев определенной толщины и коэффициента трения при постоянной или переменных нагрузках до обнажения исходного металла в сравнении с более мягким металлов той же толщины, износостойкость которых принималась за единицу.

При этом шероховатость образцов была не более 11а 1,25 мкм по ГОСТ 2789-73. Нагрузку выбирали в зависимости от предполагаемой твердости контролируемого поверхностного упрочненного слоя образца.

3. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ И ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИЕ ОСОБЕННОСТИ ВОЗДУШНО-ПЛАЗМЕННОЙ ОБРАБОТКИ СТАЛЕЙ СКАНИРУЕМОЙ ДУГОЙ.

3.1. Конструктивные и технологические особенности установки для плазменно-дуговой поверхностной термообработки сталей.

Перспективность применения плазменно-дугового нагрева определяется тем, что дуга, температура которой по данным работы [81] составляет около 15-103 К, является практически единственным средством стационарного нагрева металлических поверхностей до температур фазовых превращений без каких-либо существенных ограничений мощности, рода газа, давления. В настоящее время плазменно-дуговой нагрев является наиболее перспективным средством преобразования электрической энергии в тепловую.

Характерными особенностями электрической дуги являются также большая плотность тока и высокая температура тяжелых частиц, что позволяет создавать плазмотроны относительно малых габаритов при высоком уровне электрической мощности. Однако использование дуги как нагревательного элемента ставит и свои технические проблемы. Поскольку сопротивление дуги зависит от силы тока, то она является нелинейным элементом в электрической цепи. Вопросы устойчивости работы плазмотрона, а также влияния режима работы плазмотрона на электрическую цепь имеют важное значение при определении необходимых параметров источников питания и других элементов цепи. В настоящее время не все указанные проблемы достаточно хорошо исследованы.

3.1.1. Особенности установки для плазменного поверхностного упрочнения.

С точки зрения практического использования плазменный нагрев является наиболее технологичным, поскольку он не требует вакуумирования изделия, как в случае применения электроннолучевого нагрева, или сложной оптико-механической системы транспортировки лазерного луча, а также специальных методов подготовки поверхности для обеспечения максимального использования лучистой энергии.

Более высоким коэффициентом полезного действия обладают плазменные установки, работающие на принципе дуги прямого действия, когда плазменный шнур возникает между плазмотроном и обрабатываемым изделием. При этом плаз-мообразующая среда должна обеспечивать наибольшую удельную тепловую мощ-

ность при заданном расходе газа и затраченной электрической энергии, а также позволять сконцентрировать полученную энергию в тонкий плазменный шнур и сосредоточить ее на определенном участке поверхности обрабатываемого металла.

В качестве плазмообразующего газа обычно используют аргон или аргон в смеси с азотом. Очевидно, что использование инертных газов значительно снижает экономические показатели процесса. Весьма заманчивым в этом плане представляется использование воздушного плазмотрона, работающего на сжатом воздухе и нашедшего широкое применение на практике для воздушно-плазменной резки. Для ее реализации создан ряд промышленных установок, например, "Киев-4", "Киев-6", АПР-404 и другие. Воздух является наиболее подходящим газом для стабилизации плазменной дуги. Он при температуре примерно 12000 К почти полностью диссоциирует. При температурах 10000 К воздушная плазма имеет теплосодержание в 5 раз большее, чем аргоновая. Разумеется, применение воздушной плазмы, которую относят к низкотемпературной, не лишено и недостатка - сильного окислительного воздействия воздушно-плазменной дуги на поверхность изделия. Однако, учитывая, что большинство процессов термообработки требуют операции по очистке и обработке упрочненной поверхности, а также высокую экономичность воздушно-плазменного нагрева, этот метод наиболее предпочтительный.

С целью исследования и совершенствования процесса плазменного поверхностного упрочнения (ППУ) в НИО АО "Красный Аксай" была разработана экспериментальная установка, созданная на базе промышленного, серийно выпускаемого аппарата для воздушно-плазменной резки "Киев-4". Схема установки представлена на рис.3.1

Установка включает в себя следующие элементы [82]:

1. Оригинальной конструкции плазмотрон с укрепленным на нем электромагнитным сканером. За основу плазмотрона взята конструкция, разработанная АО "РостНИИТМ".

Следует отметить, что конструкция серийно выпускаемых плазмотронов воздушно-плазменной резки практически непригодна для нагрева поверхности под закалку, прежде всего, из-за высокой плотности плазменной дуги (благодаря завих-рителю и малому диаметру сопла). Это приводит к малому пятну контакта плазменной дуги на упрочняемой поверхности, к высокой плотности энергии, что в конечном итоге требует очень высоких скоростей взаимного перемещения плазмотрона относительно поверхности изделия во избежание ее оплавления.

В работе [83] приведена эмпирическая формула

а-у <3-0,

где Ъ - глубина закалки или оплавления;

Р - мощность источника нагрева;

ё - диаметр теплового источника;

V - относительная скорость перемещения; из которой очевидно, что при практической ограниченности скорости перемещения, ограниченной оказывается и мощность теплового источника, а, следовательно, и производительность процесса упрочнения. Преодолеть это затруднение позволила идея сканирования плазменной дуги в поперечном направлении, перпендикулярно основному ее движению относительно упрочняемой поверхности. Сканирование снижает на порядок удельную мощность нагрева, увеличивает глубину упрочнения, уменьшает вероятность оплавления и, в конечном итоге, дает возможность распределить большую энергию на большей площади или, другими словами, повысить производительность процесса. Создавать чисто электромеханическое колебательное устройство [84,85] для массивного плазмотрона, соединенного к тому же множеством шлангов подачи и отвода охлаждающей воды и плазмообразующего воздуха, кабелей электропитания и поджига дуги, не представлялось целесообразным.

Для реализации управления плазменной дугой использовали электромагнит, создающий переменный магнитный поток в зазоре между соплом плазмотрона и обрабатываемой поверхностью изделия [86]. Взаимодействие этого магнитного потока с постоянным магнитным полем плазменной дуги приводит к гармоническому смещению дуги в рабочем зазоре электромагнита относительно вертикали, причем сила этого взаимодействия, а, следовательно, и амплитуда отклонения, зависит от тока дуги и напряженности поля.

Вид сканируемой воздушно-плазменной дуги представлен на рис.3.2.

Электромагнитный сканер

(рис.3.3) симметричен и состоит из центрального магнитопровода, надетого через фторопластовую изолирующую втулку на корпус плазмотрона, двух съемных полюсных наконечников шириной 40 мм, изогнутых таким образом, что в месте выхода плазменной дуги из сопла создается рабочий зазор величиной 18 мм, и

Рис.3.2. Вид сканируемой плазменной ДВУХ текстолитовых катушек с обмоткой дуги. медного провода диаметром 0,38 мм по

1400 витков в каждой. Центральный магнитопровод и полюсные наконечники изготовлены наборными из листовой электротехнической стали. При этом существует возможность регулировать рабочий зазор электромагнита с помощью прокладок под полюсными наконечниками.

170

Рис.3.3. Схема плазмотрона с электромагнитным сканером.

Для лучшей компоновки со сканером в конструкцию плазмотрона были внесены некоторые изменения. В частности, удлинена часть корпуса плазмотрона, выполняющая роль анода при поджиге дуги, а также изменена форма штуцеров для подвода сжатого воздуха, подвода и отвода воды, охлаждающей катод, и посадочное

ПЛАЗМОТРОН

ВОЗДУХ

место сопла. Электропитание катушек сканера осуществляется от автотрансформатора током промышленной частоты (50 Гц) и подается автоматически от общей релейной схемы управления режимом плазменного поверхностного упрочнения в момент, когда возбуждается плазменная дуга между катодом плазмотрона и упрочняемым изделием.

В плазмотроне применена вихревая система стабилизации и обжатия столба дуги. При этом плазмообразующий газ поступает в дуговую камеру по каналам винтообразной формы. Вследствие этого газ в камере двигается по спирали, охватывая столб дуги вихревым потоком. Катодное пятно и столб дуги автоматически и точно фиксируется в точке пересечения оси канала сопла с поверхностью катода, что позволило применять электроды с плоской рабочей поверхностью. При этом возрастает и стойкость сопла.

В качестве материала для катодов, работающих в кислородсодержащих средах, применяются элементы IV А группы периодической системы Д.М.Менделеева (например, гафний, цирконий), так как их соединения обладают высокими эмиссионными свойствами (малой работой выхода электронов, легко решается задача стабилизации дуги и охлаждения катода), являются термически устойчивыми. В связи с этим катод плазмотрона изготовлен из циркония.

Описанная конструкция плазмотрон-сканер позволяет получить за один проход на поверхности образца закаленный слой шириной до 40 мм, глубиной до 2,5 мм, при этом потребляемая источником питания мощность составляет до 40 кВт. Макростроение слоя, упрочненного плазменной сканируемой дугой представлена на рис.3.4.

Несложный расчет показывает, что при промышленной частоте тока, питающего сканер, и ширине упрочненной зоны равной 40 мм средняя линейная скорость плазменной дуги при сканировании достигает 400 см/с. Сканирование с такой скоростью даже при скорости перемещения плазмотрона относительно поверхности изделия 5 см/с позволяет

плазменной дуге десятикратно пройти по Рис.3.4. Макроструктура упрочненного

слоя поверхности упрочняемой зоны прежде,

чем она начнет охлаждаться. Безусловно, это создает предпочтительные условия для более мягкого, а, следовательно, и более глубокого прогрева упрочняемой зоны, что подтверждается экспериментально. Если при однократном проходе плазменным дуговым разрядом диаметром 5 мм по поверхности образца из стали 9ХФ максимальная глубина упрочненного слоя составила не более 0,3 мм [19], то сканирование воздушной плазменной дугой такого же диаметра при той же скорости перемещения поверхности относительно плазмотрона позволяет получить глубину закалки 1,5 мм. Не следует при этом забывать и о производительности - ширина упрочненной зоны во втором случае в 8 раз больше, чем в первом.

2. Силовой блок питания плазмотрона и высоковольтный блок поджига дуги прямого действия.

Силовой блок питания позволяет задавать ступенчато режимы работы установки с выходом, в случае необходимости, на режим стабилизации тока дуги. Высоковольтный блок поджига дуги, кроме своей основной функции, позволяет контролировать режим работы установки по току и напряжению.

3. Транспортное устройство.

Предназначено для перемещения плазмотрона относительно неподвижной обрабатываемой детали. В нем имеется регулируемый электропривод постоянного тока, от которого получает движение консоль, перемещающаяся по сменному контуру. Таким образом, возможна обработка изделий различной конфигурации. Транспортным устройством такого типа обычно комплектуются серийные установки для воздушно-плазменной резки.

4. Специальный рабочий стол-ванна.

Предназначен для крепления обрабатываемых изделий и позволяет располагать их в строго определенном положении относительно сопла плазмотрона, что обеспечивает постоянство длины плазменной дуги, а также служит для подключения изделия к положительному полюсу источника питания.

Для исследования процессов химико-термической обработки при нагреве воздушной плазмой и для обработки тонкостенных изделий под слоем жидкости на стол может устанавливаться ванна. В зависимости от целей плазменной обработки в нее заливается вода, либо водорастворимые химические реактивы, содержащие необходимые легирующие элементы или их сочетание.

5. Блок балластных реостатов.

Состоит из двух сварочных балластных реостатов типа РБ-302У2 с параллельным подключением и служит для регулировки рабочего тока плазменной дуги.

6. Воздушный компрессор.

Используется для подачи сжатого воздуха, как плазмообразующего газа, в сопло плазмотрона. Для стабилизации процесса плазменного поверхностного упрочнения по расходу плазмообразующего газа компрессор дополнен ротаметром типа РС-5 с облегченным поплавком и соответствующей перетарировкой.

Водяное охлаждение плазмотрона в процессе эксплуатации производится от внешней гидросистемы с контролем расхода хладагента также по стандартному ротаметру того же типа.

Таким образом, созданная экспериментальная установка является многофакторной системой, позволяющей варьировать и исследовать энергетические и геометрические параметры процесса ППУ. Однако, существует необходимость стабилизации возможно большего числа параметров процесса на оптимальном для данной конструкции плазмотрона уровне, обеспечивая тем самым заданные свойства упрочняемого изделия.

В ходе предварительного изучения взаимосвязи параметров при воздушно-плазменном нагреве со сканированием дуги были оптимизированы геометрические размеры сопла плазмотрона - диаметр (6 мм), длина цилиндрической части (4 мм), зазор сопло-катодная вставка (0,75 мм) и сечение каналов завихрителя (3x9,0 мм2), обеспечивающие наилучшую надежность поджига дуги, стабильный режим работы плазмотрона, однородность плазменной дуги, долговечность катодной вставки и сопла.

3.1.2. Условия устойчивости системы источник питания - дуга.

Наиболее важной интегральной характеристикой электрической дуги является вольт-амперная характеристика (ВАХ), отражающая зависимость напряжения дуги от силы тока в ней при постоянстве остальных определяющих параметров (давления газа, в котором горит дуга, расхода газа и др.). Эта характеристика дает достаточно исчерпывающее представление о дуге в целом и позволяет определить границы ее устойчивого горения.

Очевидно, что нагрев для ППУ отличается по требованиям к системе источник питания (ИП)-дуга от нагрева для плазменной разделительной резки, сварки, наплавки или напыления. С целью согласования характеристик источника питания и дуги при плазменном нагреве со сканированием проводили серию экспериментов

по определению семейства вольт-амперных характеристик ИП и статические ВАХ дуги (СВАХД) [87].

Для определения внешней (нагрузочной) характеристики ИП в цепь источник-дуга был введен дополнительный блок балластных реостатов РБ-302У2 второй с последовательным подключением четырех реостатов.

ВАХ (сняты на условном пределе 315 А силового ИП установки "Киев-4") представлены семейством наклонных (пологопадающих) прямых 1-5, исходящих из точки, соответствующих напряжению холостого хода источника ихх=160-170 В с абсциссой на уровне срабатывания реле минимального тока ИП (100 А) (см. рис.3.5).

Каждая прямая 1-5 построена при определенном значении сопротивления пары балластных реостатов, параллельно включенных в цепь И П-дуга.

Кривые СВАХД 6,7,9 построены для открытой части дуги длиной 34-35 мм и представляют собой жесткую 1,А (независимую) характеристи-

100

140

180

220

Рис.3.5. Вольт-амперные характеристики источника ку в диапазоне оптимального питания и дуги. тока дуги 1д=190_2Ю А. Кри-

вая 6 соответствует минимальному току в обмотках сканера 100 мА, а кривая 9 -максимальному для данной конструкции плазмотрон-сканер току 300 мА. Обе кривые построены при расходе воздуха 1,3 м3/ч и скорости перемещения плазмотрона относительно изделия 2,5 см/с.

Положение рабочей точки системы ИП-дуга в пространстве переменных 1Ы, определяемое пересечением характеристик ИП и дуги, может считаться стационарным при постоянной длине дуги.

При наложении на дугу отклоняющих импульсов магнитного поля сканера ее длина периодически (с частотой 50 Гц) изменяется, а рабочая точка совершает в пространстве 11-1 некоторое движение в соответствии с изменением длины дуги за период колебания. Поскольку ВАХ ИП остается постоянной, а период изменения

отклоняющего импульса на 2-3 порядка превосходит постоянную времени дуги НО-5 с), то можно считать, что перемещение рабочей точки происходит по статической характеристике ИП (квазистатический процесс), и анализ устойчивости системы ИП-дуга справедливо вести по рабочей точке на пересечении статических характеристик ИП и дуги.

С учетом вышеизложенного каждая из представленных на рисунке ВАХ (прямые 1-5) обеспечивает работу в оптимальном диапазоне токов 1д= 190-210 А в том случае, если она выбрана с учетом тока в сканере, определяющего положение СВАХД по оси напряжения.

Приведенные соображения позволяют сформулировать основные условия при выборе ИП для ППУ сканируемой дугой.

1. Взаимное положение ВАХ дуги и ИП должно удовлетворять известному [88] условию положительного значения коэффициента устойчивости Ку системы ИП-дуга (Ку>0), которое выполняется при определенном соотношении углов наклона статических характеристик ИП и дуги в рабочей точке. Так при работе на жестком (независимом) участке СВАХД устойчивость системы будет соблюдаться при ВАХ, имеющей падающий характер.

2. Важнейшим параметром плазменного нагрева, как разновидности источника КПЭ, является плотность мощности на поверхности изделия [89]. В этой связи взаимодействие ВАХ дуги и ИП рационально осуществлять на принципе саморегулирования мощности, который будет обеспечиваться при работе на независимом участке СВАХД при условии, когда ВАХ ИП пересекает ее с наклоном ~1 В/А. Тогда возможные изменения ид будут компенсироваться соответствующими изменениями 1д или наоборот, а их произведение, т.е. мощность, будет сохранять постоянное значение.

3. При выборе ИП для ППУ напряжение холостого хода должно быть по возможности высоким, чтобы обеспечить надежность горения и устойчивую работу на длинной дуге, что, в свою очередь, позволит обеспечить максимальную ширину упрочненной зоны за один проход, а также увеличить ид и мощность этого теплового источника.

Например, при существующем уровне напряженности поля столба дуги, равном 35 В/см, и ихх=160-170 В удается работать дугой с длиной открытой части 1Д=35 мм и единовременно нагревать дорожку шириной 40-42 мм. Если ихх соста-

вит 200-240 В, то появится возможность работать с 1д=55-60 мм и увеличить ширину дорожки до 60-70 мм за проход.

4. При выборе ВАХ ИП следует отдавать предпочтение характеристике, пересекающей СВАХД в центре интервала возможного изменения от воздействия других параметров процесса. Так, в рассматриваемом случае при регулировании ширины упрочняемой дорожки током в обмотках сканера от 100 до 300 мА изменение ид составит 15 В (120-135 В), поэтому наилучшей следует считать ВАХ, пересекающую СВАХД в рабочей точке на жестком участке ид, равном 127 В (на рисунке изображена штриховой линией). Однако полного саморегулирования мощности столба дуги можно достичь при наличии ИП с ВАХ, соответствующей прямой 8 (см. рис.3.5).

3.1.3. Стабилизация параметров процесса ППУ.

Как отмечалось, на стабильность энергетических характеристик сканируемой плазменной дуги влияет ток в обмотках электромагнитного сканера (1с), являющийся основным параметром, определяющим ширину упрочненной зоны. В этой связи возникла необходимость исследования зависимости тока (1д), напряжения (ид) и, соответственно, мощности (\¥) плазменной дуги от тока сканирования. Эксперимент проводился при следующих условиях: Расход плазмообразующего газа, О 1,3 м3/ч

Расход воды, охлаждающей плазмотрон, я 97 л/ч

Скорость относительного перемещения плазмотрон-деталь, V 2,5 см/с

Зазор сопло-деталь, Н 34-35 мм

Результаты эксперимента представлены на рис.3.6. Как видно из графика, с увеличением 1с напряжение дуги нелинейно возрастает, а ток дуги понижается, причем изменение 1д оказывается превалирующим в тенденции изменения мощности плазменного шнура. Видимо, это связано с тем, что изменение тока сканера пропорционально влияет на среднюю эффективную длину дуги за один период колебания в процессе сканирования, что и приводит к уменьшению

Увеличение тока сканирования выше 300 шА для достижения большей амплитуды дуги приводит к дальнейшему снижению ее мощности, неоднородности плазменного шнура и, как следствие, к нестабильной работе плазмотрона. При уменьшении тока сканирования для получения зоны термообработки меньшей ши-

Щ, В 1д, А

W,кBт рины повышение W приводит к значительному оплавлению поверхности изделия

160 220

140 200

26

со всеми возникающими негативными последствиями этого явления.

25

Возможность получе-

Рис.3.6. Влияние тока сканера (1с) на ток (1д), напряжение (Уд) и мощность (\¥) дуги.

120 180

150 200 250 300 1с, шА

ния упрочненных слоев малой ширины без оплавления поверхности будет рассмотрена в главе 6.

Очевидно, что влия-

ние амплитуды сканирования на мощность плазменной дуги приводит и к изменению эффективного коэффициента полезного действия (к.п.д.), знание которого необходимо для сравнительной оценки эффективности применения той или иной упрочняющей технологии, а также для расчетов температурных полей в изделии при разработке оптимальных режимов упрочнения.

Для решения данной задачи применяли метод калориметрирования. Калориметр представлял собой сосуд из кварцевого стекла массой 0,5 кг, содержащий 1 л воды, куда переносили образцы из стали 70 размером 130x52,4x4,8 мм немедленно после прохода сканируемой плазменной дугой. Образцы выдерживались в калориметре с непрерывным перемешиванием до полной стабилизации температуры. Контроль температуры воды до и после остывания осуществлялся термометром ТНЗ№1 с ценой деления 0,5°С. Плазменный поверхностный нагрев осуществлялся с контролем тока и напряжения дуги, при расходе сжатого воздуха 1,3-1,5 м3/ч, длине дуги 3,5 см, токах сканера 150, 200, 250 шА и соответствующих скоростях относительного перемещения плазмотрон-изделие (3,6; 2,17; 1,4 см/с) для получения во всех трех случаях глубины нагрева одной величины. Тепловложение (С>) в образец оценивалось с учетом массы, удельной теплоемкости и изменения температуры по известной зависимости:

С>=стД1,

(3.2),

где с - удельная теплоемкость,

т - масса детали,

М - разность температур до и после нагрева.

При этом отдельно учитывалось теплосодержание воды, самого калориметра и образца. В результате расчета эффективный к.п.д. нагрева оказался обратно зависящим от амплитуды сканирования. Так при изменении 1с от 150 до 250 шА к.п.д. уменьшается от 0,61 до 0,45 (см. рис.3.7).

40

50

60

150 200 250 1с,шА

Рис.3.7. Влияние тока сканера (1с) на эффективный к.п.д. нагрева.

Общее уменьшение эффективного к.п.д. нагрева сканируемой ду-

гой по сравнению с короткими дугами сварочного типа (г|=754-85%) можно объяснить увеличением потерь тепловой энергии при сканировании дуги в окружающую среду при гармонических колебаниях столба дуги, а также ростом потерь на излучение с большей, единовременно нагреваемой поверхности образца в данном случае. Как видно из рис.3.7, этот процесс усиливается с ростом амплитуды сканирования, что также свидетельствует в пользу сделанного объяснения.

Таким образом, показано, что 1с, выполняя основное свое назначение - задание амплитуды сканирования плазменной дуги, неизбежно влияет на основные энергетические параметры процесса ППУ. Однако, представленные значения тока свойственны лишь конкретным параметрам катушек электромагнитного сканера. Изменение этих параметров повлечет изменение 1с, поэтому вполне обоснованным было изучение величины амплитудного значения наводимой током сканера магнитной индукции (Ва) в зазоре магнитопровода.

Этот эксперимент проводился при следующих условиях: Расход воды, охлаждающей плазмотрон, q 97 л/ч

Скорость относительного перемещения 2,5 см/с

плазмотрон-деталь, V

Зазор сопло-деталь, Н 34-35 мм

Результаты эксперимента представлены на рис.3.8, где видно, что эта зависимость имеет гистерезисный характер в диапазоне изменения реальных значений тока сканера. Пользуясь графиком, оказывается возможным определение магнитной индукции в зазоре сканера при любом токе, проходящем через его обмотки, который легко контролировать с помощью миллиамперметра. Следовательно, мож-

Ва,Тл (х102)

10 6 2

И

IX

1,

/I

но унифицировать использование электромагнитных сканеров с различными геометрическими размерами катушек и полюсных наконечников, числом витков и диаметром провода.

Как было отмечено, при сканировании плазменной дуги ее

0 100 200 300 I шА длина за пеРи°Д колебания постоянно изменяется, что влияет

Рис.3.8. Влияние тока сканера (1с) на амплитуду магнитной индукции в зазоре магнитопрово- на Движение рабочей точки в про-

да (Ва). странстве и-1. В условиях квази-

статического процесса это влияние несущественно, однако, на электрические параметры дуги значительное воздействие оказывает изменение длины открытой части дуги в стационарном (несканируемом) положении, которая определяется зазором между соплом плазмотрона и деталью. Вариации тока и напряжения дуги в широких пределах могут вызывать такие негативные явления как нестабильный режим работы плазмотрона, неоднородность плазменной дуги, что отрицательно сказывается на характеристиках упрочненного слоя.

Для изучения влияния зазора между соплом плазмотрона и обрабатываемой деталью (Н) на электрические параметры плазменной дуги - ток (1д) и напряжение (ид), а также для стабилизации длины открытой части плазменной дуги проводили эксперимент при следующих условиях:

Ток сканера, 1с 250 шА

Расход охлаждающей жидкости, я 97 л/ч

Скорость относительного перемещения плазмотрон-деталь, V 2,5 см/с

Расход плазмообразующего газа (воздуха) 0 регулировался таким образом, чтобы обеспечить надежный поджиг и возможность сканирования дуги.

Результаты представлены на рис.3.9. Прямые 2 и 3 изменения тока дуги (1д) от зазора (Н) построены для двух различных значений электрического сопротивления (Я2=0,1375 Ом и Яз=0,0625 Ом соответственно), включенного последовательно в цепь источник-дуга. Изменение напряжения на дуге (ид) от зазора (Н) для этих значений совпадают (прямая 1). Как видно из рис.3.9, зависимости изменения на-

ФОССИИСКДЯ

^ЬСУДАРСТВЕНИ-* '~*1БЛИОТЕКА

2 пряжения и тока дуги от зазора сопло-деталь (Н) располагаются таким образом, что при небольших вариациях этих параметров мощность плазменной дуги изменяется незначительно. Однако, при существенном уменьшении Н падение ид полностью не компенсируется возрастанием 1д, и это приведет к уменьшению мощности дуги как источника нагрева, что в свою очередь повлияет на результаты ППУ.

Например, если при зазоре Н=34 мм имеет место его отклонение ±1 мм из-за возможного коробления детали или неточности позиционирования, то изменение мощности составит лишь ±0,6 %.

115

26 28 30 32 34 36 Н,мм

Рис.3.9. Зависимость тока (1д) и напряжения (ид) дуги от зазора сопло-деталь (Н).

В,мм

I

40

30 | 20

31 35 Н,мм

[е-

(Н) на ширину обработанной зоны (В).

Как отмечалось, преимуществом плазменно-дугового нагрева со сканированием является значительная ширина упрочняемой зоны за один проход. В этой связи исследована зависимость ширины обработанного слоя (В) от величины зазора (Н) между соплом плазмотрона и деталью. Условия проведения экс-

перимента аналогичны предыдущим. Рис.3.10. Влияние зазора сопло-деталь Изменение зазора контролировалось

специальными щупами. Результаты представлены на рис.3.10. Как видно, эта зависимость имеет линейный характер. Увеличение зазора Н свыше 36 мм и, следовательно, достижение большей ширины обработки получить не удалось из-за ухудшения поджига дуги.

Анализ зависимостей, представленных на рис.3.9 и рис.3.10 позволяет сделать вывод, что при данном напряжении холостого хода источника питания предельная величина зазора сопло-деталь составляет 34-35 мм, что в свою очередь накладывает ограничение на ширину упрочненной зоны за один проход 39-40 мм.

Другим важным параметром, влияющим на жесткость плазменного шнура, стабильность поджига дуги и, следовательно, на результаты упрочнения поверхности, является расход плазмообразующего газа (воздуха) Q. Установление влияния Q на ток плазменной дуги проводилось при следующих условиях:

Ток сканера, 1с 250 тА

97 л/ч

2,5 см/с 34-35 мм При построении зависимости 1д от Q, представленной на рис.3.11, расход газа измерялся ротаметром типа РС-5 с облегченным поплавком. Кривые построены для различных дополнительных электросопро-

1,1 1,* V>1VA /Ч тивлений' BBO*™bix в цепь

Рис.3.11. Влияние расхода плазмообразующего газа источник-дуга для регулировка ток плазменной дуги (1д). вания рабочего тока дуги

(Ri=0,0375 Ом, R.2=0,0875 Ом, Яз=0,0625 Ом). Как видно, с изменением сопротивления характер зависимости не меняется, происходит лишь смещение кривых вдоль оси тока. Малые расходы плазмообразующего газа (менее 0,9 м3/ч) приводили к двойному дугообразованию, а также не обеспечивали защиту стенок сопла от теплового воздействия плазменной дуги. При увеличении расхода воздуха происходит падение тока дуги, а, следовательно, и ее мощности, при Q>3,3 м3/ч поджиг дуги осуществить уже не удавалось.

При выборе значения расхода плазмообразующего газа руководствовались условиями оптимальной жесткости столба плазменной дуги при сканировании, однородности плазменного потока с минимально выраженной приосевой катодной струей и предельно возможного тока дуги. Наиболее приемлемыми с этой точки зрения являются значения расхода воздуха Q=l,3-1,5 м3/ч (см. рис.3.И).

Кроме того, на основную энергетическую составляющую процесса ППУ - ток плазменной дуги, определяющую результат упрочнения, может оказывать влияние

Расход воды, охлаждающей плазмотрон, я Скорость относительного перемещения плазмотрон-деталь, V Зазор сопло-деталь, Н

I i

Список литературы диссертационного исследования кандидат технических наук Бровер, Андрей Владимирович, 1998 год

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

1. Скрынченко Ю.М., Позняк Л.А. Работоспособность и свойства инструментальных сталей. Киев: Наукова Думка, 1979. 166 с.

2. Вельский С.Е., Тофпенец Р.Л. Структурные факторы эксплуатационной стойкости режущего инструмента. Минск: Наука и техника, 1984. 127 с.

3. Лоладзе Т.Н. Прочность и износостойкость режущего инструмента. М.: Машиностроение, 1982. 319 с.

4. Бетанели А.И. Прочность и надежность режущего инструмента. Тбилиси: Сабчота Сакартвело, 1973. 302 с.

5. Паршин А.М., Кириллов Н.Б. Повышение работоспособности штампового инструмента из высокохромистых инструментальных сталей // Металловедение и термическая обработка металлов, 1987. №12. С.2-3.

6. Никитин A.A., Исаков М.Г., Лясоцкий И.В. Влияние высокоэнергетических источников на структуру и свойства сталей и сплавов// Металлургия: Проблемы, поиски, решения. М., 1989. С.166-178.

7. Bakondi Karoly, Bartos Yozzef, Buza Gabor Femek beluleti tulajdonsagainak atalakitasa koncentralt energiaju eljarasokkal// Gerdyartasttechnologia. 1989. 29, №8, S.340-347.

8. Рыкалин H.H., Углов A.A. Воздействие концентрированных потоков энергии (КПЭ) на материалы. Проблемы и перспективы//Физика и химия обработки материалов, 1983, №5, С.3-5.

9. Углов A.A. Воздействие концентрированных потоков энергии на материалы // Материаловедение, 1997, №5, С. 3-7.

10. Донской A.B., Клубникин B.C. Электроплазменные процессы и установки в машиностроении. Л.: Машиностроение, 1979. 220 с.

И. Плазменные процессы в металлургии и технологии неорганических материалов. М.: Наука, 1973. 243 с.

12. Ширшов И.Г., Котиков В.Н. Плазменная резка. Л.: Машиностроение, 1987. 192 с.

13. Малаховский В.А. Плазменные процессы в сварочном производстве. М.: Высшая школа, 1988. 71 с.

14. Ерохин A.A. Плазменно-дуговая плавка металлов и сплавов. Физико-химические процессы. М.: Наука. 1980. 181 с.

15. Пархоменко В.Д., Крыжановекий М.В. Математическое моделирование процесса плазменной термической обработки углеродистой стали // Физика и химия обработки материалов, 1989, №4. С.40-44.

16. Кравченко С.С. Влияние параметров режима плазменно-механической обработки на распределение температур в зоне резания // Физика и химия обработки материалов, 1982, №4. С.30-34.

17. Сахно Н.Ф., Коршун В.И. Расчет температурных полей при воздействии локальных тепловых источников на поверхность детали // Физика и химия обработки материалов, 1992, №2. С.49-54.

18. Лещинский Л.К., Самотугин С.С., Пирч И.И. Плазменное поверхностное упрочнение. Киев: Тэхника, 1990. 107 с.

19. Крапошин B.C., Бобров A.B., Гапоненко О.С. Поверхностная закалка стали 9ХФ при нагреве теплом плазменной горелки // Металловедение и термическая обработка металлов, 1989, №11. С. 13-17.

20. Гинзбург Е.Г., Кобяков О.С., Геллер М.А. Исследование процессов микроплазменной закалки сталей // Металловедение и термическая обработка металлов, 1988, №5. С. 10-13.

21. Ливитан Н.В., Поляков С.П., Бунина Ю.К. Плазменно-дуговая термообработка поверхности железоуглеродистых сплавов // Физика и химия обработки материалов, 1986, №1. С.52-55.

22. Бердников A.A., Филиппов М.А., Студенок Е.С. Структура закаленных углеродистых сталей после плазменного поверхностного нагрева // Металловедение и термическая обработка металлов, 1997, №6. С.2-4.

23. Шатерин М.А., Медко B.C., Корсунов В.Е. Особенности разупрочнения материалов при плазменно-механической обработке // Физика и химия обработки материалов, 1987, №1. С.56-60.

24. Лакомский В.И. Плазменнодуговой переплав. Киев: Техника, 1974. 335 с.

25. Баимбетов Ф.Б., Хамитов Ж.Х., Курбаев К.З. Упрочнение поверхности аустенитной нержавеющей стали 12Х18Н10Т при импульсном ионно-плазменном облучении // Известия АН КазССР. Серия физ.-мат., 1989, №2. С.5-8.

26. Залюбовский И.И., Недзвецкий Е.А., Руденко М.И. Резонанс структурных нарушений в ионных кристаллах, взаимодействующих с плазменными сгустками // Физика и химия обработки материалов, 1974, №4. С.3-5.

27. Рыкалин H.H., Кубланов В.Я., Жеребович A.C. Исследование гидродинамических потоков в модели ванны применительно к плазменно-дуговому переплаву // Физика и химия обработки материалов, 1974, №6. С.33-37.

28. Макаров Н.М., Щетинина Т.А. Исследование дислокационной структуры кремния после термической обработки в плазме безэлектродного разряда // Электронная техника, сер.6 "Материалы", 1980, вып.4. С.53-55.

29. Гордеев В.Ф., Кудинов Г.М., Пустогаров A.B. О рекристаллизации металлов под действием электрического тока // Известия АН СССР. Металлы, 1990, №3. С.120-122.

30. Клыпин A.A. Структура и свойства сплавов при воздействии электрического поля // Металловедение и термическая обработка металлов, 1979, №3. С. 12-15.

31. Балановский А.Е., Нестеренко H.A. Плазменное циклическое упрочнение сталей // Сварочное производство, 1992, №11. С.13-15.

32. Самотугин С.С., Муратов В.А., Ковальчук A.B. Плазменное упрочнение инструмента кольцевой формы // Металловедение и термическая обработка металлов, 1997, №10. С.2-5.

33. Бойцов А.Г., Машков В.Н., Смолянцев В.А. Упрочнение поверхностей деталей комбинированными способами. М.: Машиностроение, 1991. - 144 с.

34. Голубев B.C. Лазерно-плазменная обработка материалов // Весщ АН БССР. Сер. физ.-тэхн., 1989, №1. С.67-71.

35. Углов A.A., Медрес Б.С., Соловьев A.A. О лазерно-плазменной обработке инструментальных сталей // Физика и химия обработки материалов, 1988, №4. С.79-83.

36. Исхакова Г.А., Рахимянов Х.М. Исследование микроструктуры и механических свойств стали 45 после плазменного термоупрочнения // Электронная обработка материалов, 1987, №5. С.24-27.

37. Линник В.А., Онегина А.К., Андреев А.И. Поверхностное упрочнение сталей методом плазменной закалки // Металловедение и термическая обработка металлов, 1983, №4. С.2-5.

38. Кальнер Ю.В. Кристаллическое строение и низкотемпературный распад углеродистого мартенсита, полученного лазерной закалкой // Металловедение и термическая обработка металлов, 1988, №4. С.50-53.

39. Иванов Ю.Ф., Козлов Э.В. Влияние скорости закалки на структуру и фазовый состав конструкционной стали // Физика прочности и пластичности металлов и сплавов: Тез. докл. Всесоюз. конф., Куйбышев, 1989. С. 174.

40. Сипер A.C., Токарева Т.С., Толстов И.А. О влиянии плазменного нагрева на структуру и твердость стали 9Х2МФ // Известия ВУЗов. Черная металлургия, 1987, №4. С.95-97.

41. Резников Л.А., Савватимова И.Б., Резникова Н.П. Модификация поверхности низкоэнергетическими ионами инертных газов // Поверхностный слой, эксплуатационные свойства и надежность деталей машин и приборов: Матер, семинара, М.: МДНТП, 1989. С.78-82.

42. Лещинский Л.К., Самотугин С.С., Пирч И.И. Влияние поверхностного упрочнения плазменной струей на характер разрушения углеродистых сталей // Физика и химия обработки материалов, 1985, №3. С.100-106.

43. Барвинок В.А. Управление напряженным состоянием и свойства плазменных покрытий. М.: Машиностроение, 1990. 383 с.

44. Короткое В.А., Трошин О.В., Бердников A.A. Плазменная закалка сканируемой дугой без оплавления поверхности // Физика и химия обработки материалов, 1995, №2. С.101-106.

45. Чичин В.Н., Бондаренко Л.И., Горшунов В.П. Плазменное термоупрочнение металлических поверхностей // Технология и организация производства, 1982, №2. С.42-43.

46. Плазменная технология: Опыт, разработки и внедрения. Л.: Лениздат, 1980. 150 с.

47. Бердников A.A., Филиппов М.А., Силин Р.И. Плазменная закалка деталей технологического оборудования // Прогрессивные технологии упрочнения деталей машин и инструмента с применением источников с высокой концентрацией энергии. Пенза, 1986. С.69-70.

48. Ставрев Д.С., Ников Н.Я. Упрочнение серых чугунов при поверхностном отбеле низкотемпературной плазмой // Металловедение и термическая обработка металлов, 1985, №4. С.15-18.

49. Бердников A.A., Давыдова H.H., Силин Р.И. Закономерности плазменного упрочнения конструкционных сталей // Черная металлургия, 1990, №6. С.63-64.

50. "Triumph" for plasma nitriding // Metallurgia, 1994, 61, №1, S.7.

51. Орос H.B., Менкович В.Б. Поверхностное плазменное упрочнение деталей металлургического оборудования // Восстановление и упрочнение деталей ме-

таллургических агрегатов наплавкой, напылением и термообработкой : Тез. докл. Всесоюз. науч.-техн. семинара. М., 1990. С.39-40.

52. Самотугин С.С., Ковальчук A.B., Новохацкая О.И. Упрочнение инструмента из быстрорежущих сталей обработкой плазменной струей // Металловедение и термическая обработка металлов, 1994, №2. С.5-8.

53. Самотугин С.С., Пуйко A.B., Соляник Н.Х. Эксплуатационные свойства инструментальных сталей при комплексном объемно-поверхностном упрочнении // Металловедение и термическая обработка металлов, 1997, №5. С.2-6.

54. Коротков В.А., Бердников A.A., Толстов И.А. Восстановление и упрочнение деталей и инструмента плазменными технологиями. Челябинск: Металл, 1994. 143 с.

55. Пархоменко В.Д., Крыжановский М.В., Будюк Э.Д. Плазменное упрочнение сверл из стали Р6М5 // Технология и организация производства, 1989, №2. С.55-56.

56. Токмаков В.П., Николаев A.B. Применение плазменного нагрева для упрочнения инструмента // Физика и химия обработки материалов, 1989, №2. С. 138-140.

57. Токмаков В.П., Фетисов С.И. Способ плазменного упрочнения режущего инструмента. A.c. 1622409 СССР, МКИ5 С21 Д1/ 06. Заявл. 21.09.88, опубл. 23.01.91, бюл. №3.

58. Аксенов А.И., Панковец Н.Г., Погребняк А.Д. Нанесение и перемешивание многослойных структур ионно-плазменным пучком // Физика и химия обработки материалов, 1989, №4. С.9-13.

59. Тригуб В.Б., Лихолет И.В., Гапонов М.А. Воздействие низкотемпературной плазмы на поверхность инструментального материала // Физика и химия обработки материалов, 1990, №3. С.49-52.

60. Вурзель Ф.Б., Полак Л.С. Основные проблемы плазмохимии неорганических соединений и материалов // Физика и химия обработки материалов, 1986, №1. С.197.

61. Спиридонов Н.В., Протасевич В.А., Самодеева Т.И. Влияние лазерной обработки на структуру и триботехнические свойства плазменных покрытий из самофлюсующихся сплавов. 1. Структурные особенности покрытий, оплавленных лазерным излучением // Порошковая металлургия, 1988, №1. С. 11-14.

62. Kuroki Hironori, Katayama Yoshihiko, Wamoto Nobuya. Surfake treatnent of plasma-sprayed ceramic coatings by a laser beam // Surface and Coat. Technol., 34, №1, S.59-67.

63. Ларионов В.П., Болотина H.П., Аргунова T.B. Влияние лазерной обработки на структуру, состав и микротвердость плазменных покрытий системы Fe-C-Cr-V // Известия АН СССР. Сер. техн. н., 1987, №11/3, С.106-109.

64. Ларионов В.П., Болотина Н.П., Аргунова Т.В. Влияние лазерной обработки на структуру и состав плазменно-напыленных покрытий системы Ni-Cr-Si-B // Физика и химия обработки материалов, 1987, №1, С.73-77.

65. Mordike B.I., Kahrmann W.N. Plasma deposited laser remelted wear resistant layers // Laser Treat. Mater.: Eur. Conf., Bad Nauheim, 1987, S.383-390.

66. Гадалов В.H., Рыжков Ф.Н., Позвонков А.Ф. Структура и свойства жаропрочных Ni-сплавов и плазменных покрытий после лазерной обработки // Металловедение и термическая обработка металлов, 1990, №7. С.36-39.

67. Гузанов Б.Н., Обабков Н.В., Белянкина Н.Г. Строение и свойства плазменных покрытий состава Ni-Cr-Al для жаропрочных никелевых сплавов // Физика и химия обработки материалов, 1986, №1. С.69-73.

68. Edenhafer В. Möglichkeiten und Grenzen der Plasmaaufkahlung // Harfer. -techn. Miff, 1990, 45, №3. S. 154-161.

69. Дубняков В.H., Воробьева И.Г. Упрочнение лазерным излучением предварительно обработанных материалов // Электронная обработка материалов, 1987, №6. С.64-67.

70. Pehlivanturk N.I., Inal О.Т. Plasma or ion carburizing of several steels // Surfake and Coaf. Technol., 1988, 35, №3-4. S.309-320.

71. Бус M. Плазменная цементация - альтернативный способ упрочняющей обработки // Покрытия и обработка поверхности для защиты от коррозии и износа. М., 1991. С.90-98.

72. Скрипкин A.A., Нецветаев В.А., Щербаков В.Е. Получение теплостойких слоев на стали 20 с использованием плазменного нагрева // Сварочное производство, 1992, №11. С.15-17.

73. Rolinski Edward. Surface properties of plasma - nitrided titanium alloys // Mater. Sei. and Eng. A., 1989, 108, №1-2. S.37-44.

74. Лапшин Г.Ф., Мясникова Л.В. Структура и свойства слоев на поверхности стали после азотирования плазмой // Защитные покрытия на металлах, Киев, 1988, №22. С.34-36.

75. Plasmawarmebehandlungen // Harter.-techn. Mitt., 1994, 49, №5. S.134.

76. Балановский A.E. Плазменное поверхностное легирование металлов // Современные проблемы сварочной науки и техники "Сварка-95": Матер. Российской науч.-техн. конф., Пермь, 1995. С.122-123.

77. Якушин B.JL, Калин Б.А., Польский В.И. Поверхностное легирование металлов с использованием потоков высокотемпературной импульсной плазмы // Металлы, 1994, №6. С.74-82.

78. Рыкалин H.H., Углов A.A. Процессы лазерно-плазменного синтеза соединений и восстановления тугоплавких металлов // Физика и химия обработки материалов, 1985, №4. С.3-6.

79. Тюрин Ю.Н., Сахарнов М.В. Электролитно-плазменный метод поверхностного упрочнения // Состояние и перспективы восстановления и упрочнения деталей машин: Матер, конф., М., 1994. С.57-59.

80. Гречнева М.В., Токмаков В.П. Плазменное упрочнение металлов в жидких средах // Сварочное производство, 1992, №7. С.8-10.

81. Гольдфарб В.М., Гуревич Б.Н., Юрк А.Д. Исследование некоторых контактных методов измерения тепловых потоков и температуры плазмы // Теплофи-зические свойства низкотемпературной плазмы: Сб. статей. М.: Наука, 1970. С. 16-22.

82. Домбровский Ю.М., Бровер A.B. Экспериментальная установка для плазменного поверхностного упрочнения деталей машин. - М., 1996. -5с. -Деп. в ВИНИТИ, 22.11.96, №3387-В96.

83. Крапошин B.C. Зависимость глубины закалки сталей и чугунов от режима лазерного облучения//Физика и химия обработки материалов. 1988. №6. С.88-96.

84. Установка плазменной закалки. /Ленинградский ЦНТИ. Информ. лист №937-85 составитель Андреева Л.Б./

85. Установка для плазменной закалки. /Ленинградский ЦНТИ. Информ. лист №937-85 составитель Шмелев В.Н./

86. Домбровский Ю.М. Электромагнитный сканер для плазменной поверхностной обработки// Термическая обработка стали (Теория, технология, техника эксперимента): Межвуз. сб. науч. тр. / ДГТУ.- Ростов н/Д, 1996.- С.25-27.

87. Домбровский Ю.М. Согласование характеристик источника питания и дуги при плазменном нагреве со сканированием // Сварочное производство. 1997. №8, С.22-24.

88. Справочник по сварке / Под ред. Е.В. Соколова. М.: Машгиз, 1961. Т.1 С. 166-171.

89. Токмаков В.П., Гречнева М.В., Нестеренко H.A. Энергетические характеристики процесса поверхностного упрочнения концентрированным источником энергии. М., 1988. 9 с. Деп в ВИНИТИ 26.04.88, №3207.

90. Рыкалин H.H., Углов A.A., Зуев И.В., Кокора А.Н. Лазерная и электрон-но-лучевая обработка материалов. Справочник. М.: Машиностроение, 1985. С.257-261.

91. Майоров B.C. Расчет параметров лазерной закалки со сканированием // Физика и химия обработки материалов, 1989. №1. С.38-43.

92. Башкатов A.B., Постников B.C., Рыжков Ф.Н., Углов A.A. Определение тепловых полей при сварке колеблющимся электронным пучком// Физика и химия обработки материалов, 1972. №2. С.23-29.

93. Резников А.Н., Шатерин М.А., Кунин B.C., Резников Л.А. Обработка металлов резанием с плазменным нагревом. М.: Машиностроение, 1986. 232 с.

94. Рыкалин H.H. Расчет тепловых процессов при сварке.- М.: Машгиз, 1951. -С.122-125.

95. Домбровский Ю.М., Пустовойт В.Н. Влияние амплитуды сканирования плазменной дуги на кпд нагрева//Изв. вузов. Сев.-Кавк. регион. Техн. науки. 1997. №4 С.49-50.

96. Таблицы физических величин. Справочник//Под ред. И.К.Кикоина. М.:Атомиздат. 1976. 1008 с.

97. Карслоу Г., Егер Я. Теплопроводность твердых тел. - М..-Машгиз. 1964.

487с.

98. Резников А.Н., Резников Л.А. Тепловые процессы в технологических системах. - М.: Машиностроение, 1990. - С.65-73.

99. Гриднев В.Н., Мешков Ю.Я., Ошкадеров С.П. и др. Физические основы электротермического упрочнения стали. Киев: Наукова думка, 1973. 336 с.

100. Домбровский Ю.М., Бровер A.B. Перспективы использования плазменной дуги для поверхностного упрочнения// Термическая обработка стали (Теория, технология, техника эксперимента): Межвуз. сб. науч. тр. / ДГТУ;-Ростов н/Д, 1996. -С.43-49.

101. Попова Л.Е., Попов A.A. Диаграммы превращения аустенита в сталях и бета-раствора в сплавах титана: Справочник термиста. М.:Металлургия, 1991. 503с.

102. Головин Г.Ф., Замятнин M.M. Высокочастотная термическая обработка. - Л.: Машиностроение. Ленингр. отд-ние, 1968. -С.34.

103. Бернштейн М.Л., Пустовойт В.Н. Термическая обработка стальных изделий в магнитном поле. М.: Машиностроение, 1987. 254 с.

104. Кауфман Л., Коэн М. Термодинамика и кинетика мартенситных превращений / Успехи физики металлов. М.: Металлургиздат, 1961. С.192-290.

105. Петров Ю.Н. Дефекты и бездиффузионное превращение в стали. Киев: Наукова Думка, 1978. 261 с.

106. Верещагин В.П., Кащенко М.П. Упругая модель дислокационного центра зарождения мартенсита // Металловедение и термическая обработка металлов, 1994. №7. С.5-11.

107. Тарабанова В.П., Дьяченко С.С., Петриченко A.M. Влияние степени неравновесности исходного состояния на температуру начала гамма - альфа превращения в сталях // Физика металлов и металловедение, 1972. т.34, вып.6. С. 1206-1212.

108. Суворова С.О., Саррак В.И. О механической нестабильности аустенита в предмартенситном состоянии // Физика и химия обработки материалов, 1977. №3. С.101-103.

109. Ткаченко И.Ф. О факторах, влияющих на образование зародышей мартенсита в железоуглеродистых сплавах // Известия вузов. Черная металлургия, 1995. №6. С.62-65.

110. Григорьянц А.Г., Сафонов А.Н. Основы лазерного термоупрочнения сплавов: Учебное пособие для вузов. М.: Высшая школа, 1988. 159 с.

111. Дьяченко С.С. Образование аустенита в железоуглеродистых сплавах. М.: Металлургия, 1982. 127 с.

112. Дьяченко С.С., Дощечкина И.В., Тарабанова В.П. Об устойчивости дефектов и их влиянии на процесс образования и распада аустенита // Физика металлов и металловедение, 1976. т.41, вып.З. С.566-570.

113. Рыш П., Шкарзи И., Гриднев В.Н. Образование аустенита при скоростном непрерывном нагреве конструкционных сталей типа ХГ2С2МФ // Металлофизика, 1985. т.7, №2. С.34-41.

114. Серенсен C.B., Когаев В.П., Шнейдерович P.M. Несущая способность и расчеты деталей машин на прочность. М.: Машиностроение, 1975.-120с.

115. Махутов H.A., Романов А.Н. Структурно-механические факторы прочности и долговечности конструкций// Металловедение и термическая обработка металлов, 1977. № 10, С. 35-38.

116. Финкель В.М. Физика разрушения. М.: Металлургия, 1970. 150с.

117. Кнотт Дж. Микромеханизм разрушения и трещиностойкости конструкционных сплавов/В кн.: Механика разрушения/Под ред. Д. Теплина. М.: Мир, 1979. 250 с.

118. Тушинский Л.И. Новые пути создания оптимальных структур спла-вов/Сб.: Новые методы упрочнения и обработки металлов. Новосибирск, 1980. С.З-31.

119. Тушинский Л.И. Теория и технология упрочнения металлических сплавов. Новосибирск: Наука, 1990. 305 с.

120. Лысак Л.И., Николин Б.И. Физические основы термической обработки стали. Киев: Техника, 1975. 303 с.

121. Лизунов В.И. Композиционные стали. М.: Металлургия, 1978. 148 с.

122. Дьяченко С.С., Дьяченко B.C., Слива A.A. Влияние скорости нагрева на структурную перекристаллизацию сталей // Известия вузов. Черная металлургия, 1972. №3. С.135-138.

123. Кидин И.Н., Лизунов В.И., Смирнов П.Б. Наблюдения фазового наклепа при высокотемпературном полиморфном превращении // Физика металлов и металловедение, 1967. т.23, вып.6. С.1082-1087.

124. Вурдель Ф.Б., Полак Л.С. Основные проблемы плазмохимии неорганических соединений и материалов // Электронная техника, сер.6 "Материалы", 1980, вып.4, С.197-199

125. Ватев Е., Ставрев Д., Коваров Г, Плазменное поверхностное упрочнение хромистой стали для холодной штамповки// 5-th Intern. Congress Heat Treat. Mater. -Budapest, 1986.- Vol.3, S.1551-1559.

126. Поверхностное упрочнение сталей путем электродугового нагрева / А.П. Степанов, И.Л. Поболь, A.A. Лях // Прогрессивные технологии упрочнения деталей машин и инструмента с применением источников с высокой концентрацией энергии.- Пенза, 1986. С.49-50.

127. Поверхностное упрочнение при плазменной обработке в СО2/ А.И.Акулов, Б.Л.Боженко, А.Ф.Шепелев // Новые процессы сварки, наплавки и газотермических покрытий в машиностроении.- Таганрог, 1986.- С.42-46.

128. Винокур Б.Б., Бейнисович Б.Н. Легирование машиностроительной стали. М.: Металлургия, 1977. 199 с.

129. Лившиц Л.С., Гринберг H.A., Куркумелли Э.Г. Основы легирования наплавленного металла. М.: Машиностроение, 1969. 185 с.

130. Бородин И.Н. Упрочнение деталей композиционными покрытиями. М.: Машиностроение, 1982. 141 с.

131. Шатинский В.Ф., Нестеренко А.И. Защитные диффузионные покрытия. Киев: Наукова Думка, 1988. 265 с.

132. Портной К.И., Бабич Б.Н. Дисперсноупрочненные материалы. М.: Металлургия, 1974. 199 с.

133. Ляхович Л.С., Исаков С.А., Картошкин В.М. Лазерное легирование // Металловедение и термическая обработка металлов, 1987. №3. С.14-19.

134. Воронкин H.A. Покрытия в технике // Износостойкие и защитные покрытия. Киев. 1989. 45 с.

135. Коваленко B.C., Волгин В.И. Лазерное легирование конструкционных материалов // Технология и организация производства, 1976. №7. С.60-62.

136. Лахтин Ю.М., Коган Я.Д. Лазерная химико-термическая обработка и наплавка сплавов. М.: Машиностроение, 1986. 59 с.

137. Рыкалин H.H., Углов A.A., Гребенников В.А. Особенность формирования структуры нитридов, синтезированных при лазерном воздействии на металлы// Доклады АН СССР, 1983, т.272, №5, С. 1110-1113.

138. Тананко И.А., Белозеров В.В., Махатилова А.И. Структура мартенсита закалки высокоуглеродистых сталей и ее изменение в процессе низкотемпературного отпуска // Металловедение и термическая обработка металлов, 1983. №10. С.2-4.

139. Белоус М.В., Черепин В.Т., Васильев М.А. Превращения при отпуске стали. М.: Металлургия, 1973. 231 с.

140. Устиновщиков Ю.И. Некоторые вопросы теории образования специальных карбидов // Физика металлов и металловедение, 1976. т.42, вып.5. С.994-997.

141. Гольдштейн М.И., Фарбер В.М. Дисперсионное упрочнение стали. М.: Металлургия, 1979. 208 с.

142. Рахштадт А.Г., Ховова О.М. Новые процессы старения сплавов. М.: Машиностроение, 1988. 55 с.

143. Научно-технический прогресс в машиностроении. Выпуск 28. М.: ИМа-шАНСССР, 1991.- 100 с.

144. Гордиенко Jl.К. Субструктурное упрочнение металлов и сплавов. М.: Наука, 1973,- 210 с.

145. Попов B.C., Титух Ю.И. Рентгеноструктурные исследования превращений в рабочей поверхности сплавов при абразивном изнашивании // Металловедение и термическая обработка металлов, 1975, №1, С.24-27.

146. Костецкий Б.И. Структурно-энергетическая приспосабливаемость материалов при трении // Трение и износ. 1989, т.6, №2,- С.200-201.

147. Хрущев М.М., Бабичев М.А. Абразивное изнашивание. М.: Наука, 1970.-

252 с.

148. Hornbogen Е.// Meeting of aspects wear.- Oberursel; Bad Pyrmont, 1979.-P.23-49.