WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!


На правах рукописи

ИВАНЦИВСКИЙ ВЛАДИМИР ВЛАДИМИРОВИЧ

УПРАВЛЕНИЕ СТРУКТУРНЫМ И НАПРЯЖЕННЫМ СОСТОЯНИЕМ ПОВЕРХНОСТНЫХ СЛОЕВ ДЕТАЛЕЙ МАШИН ПРИ ИХ УПРОЧНЕНИИ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ КОНЦЕНТРИРОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ НАГРЕВА И ФИНИШНОГО ШЛИФОВАНИЯ

Специальность: 05.16.09 – материаловедение (в машиностроении)

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Новосибирск - 2012

Работа выполнена в Федеральном государственном бюджетном образовательном учреждении высшего профессионального образования "Новосибирский государственный технический университет"

Научный консультант: доктор технических наук, профессор Батаев Анатолий Андреевич

Официальные оппоненты: Сизова Ольга Владимировна, доктор технических наук, профессор, Институт физики прочности и материаловедения СО РАН, ведущий научный сотрудник Околович Геннадий Андреевич, доктор технических наук, профессор, Алтайский государственный технический университет им. И.И. Ползунова, заведующий кафедрой машиностроительных технологий и оборудования Токарев Александр Олегович, доктор технических наук, доцент, Новосибирская государственная академия водного транспорта, заведующий кафедрой технологии металлов и судостроения

Ведущая организация: Сибирский государственный индустриальный университет, г. Новокузнецк

Защита состоится "27" декабря 2012 г. в 1400 на заседании диссертационного совета Д 212.173.13 при Новосибирском государственном техническом университете по адресу: 630092, г. Новосибирск, пр. К. Маркса,

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Новосибирского государственного технического университета Автореферат разослан " " ноября 2012 г.

Ученый секретарь диссертационного совета Курлаев Н.В.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы.

Эксплуатация многих деталей машин происходит в условиях многофакторного внешнего воздействия. В технологии их изготовления особое внимание уделяется упрочнению поверхностных слоев, так как именно они определяют усталостную прочность, износостойкость и другие особенности поведения реальных изделий. Спектр методов поверхностного упрочнения деталей машин достаточно широк. В последние десятилетия отчетливо наблюдается тенденция к увеличению доли поверхностной обработки, связанной с термическим воздействием на поверхностный слой. Это объясняется, прежде всего, расширением возможностей концентрированных источников энергии таких, как плазма, лазер, электронный луч, высокоэнергетический нагрев токами высокой частоты (ВЭН ТВЧ).

Использование этих источников энергии при поверхностной закалке сталей позволяет обеспечить необходимый комплекс физико-механических свойств упрочняемых слоев. Для достижения заданной конструктором точности геометрических параметров деталь, согласно построению традиционного технологического процесса, после поверхностного термического упрочнения проходит стадию финишной механической обработки. В большинстве случаев поверхностно закаленные детали подвергаются шлифованию. При этом в зоне резания могут возникать значительные температуры, приводящие к изменению структуры поверхностного закаленного слоя, что является причиной ухудшения его физико-механических свойств. Наиболее эффективным средством снижения отрицательного воздействия окончательной механической обработки на свойства упрочненного слоя является минимизация припуска.

В работах, выполненных в Новосибирском государственном техническом университете, показано, что максимального уменьшения величины припуска можно достичь при выполнении операций механической и поверхностной термической обработки на одном технологическом оборудовании. В традиционном технологическом процессе данные операции разделены, то есть выполняются на разных производственных участках и на различном технологическом оборудовании. При этом с учетом погрешностей, возникающих на предыдущей стадии технологического процесса, деформации материала при термическом упрочнении и погрешностей переустановки деталей, припуск на чистовую обработку приходится назначать достаточно большим. Его величина может достигать до 40 % глубины поверхностно упрочненного слоя, заданной чертежом.

Следовательно, при выполнении термической операции необходимо обеспечивать большую, чем заданную конструктором глубину упрочнения, а затем, на финишной механической операции, приходится удалять значительную, наиболее эффективную часть поверхностного слоя. Это, в целом, приводит к повышенным затратам энергии и снижению производительности обработки на обеих операциях и, зачастую, к появлению дефектов в поверхностном слое.

В связи с этим поиск новых методов комбинированной обработки деталей, фундаментальные теоретические и экспериментальные исследования фи зических процессов, происходящих в материале при их реализации, являются актуальной задачей современного материаловедения. Интеграция операций поверхностной закалки и шлифования на одном технологическом оборудовании, представленная в данной работе, рассматривается как один из реальных путей решения обозначенной проблемы.

Работа выполнена в рамках федеральной целевой программы «Научные и научно-педагогические кадры инновационной России на 2009-2013 годы» (мероприятие 1.1 "Проведение научных исследований коллективами научнообразовательных центров совместно с малыми инновационными предприятиями в области высокотехнологичной медицинской техники"), ГК № 02.740.11.0846.

Цель работы: управление структурным и напряженным состоянием поверхностно упрочненных деталей машин и повышение их качества посредством разработки и компьютерной реализации математических моделей физических процессов, происходящих при поверхностной закалке сталей с использованием концентрированных источников энергии и финишном шлифовании.

Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие основные задачи:

1. Определить путем численного моделирования температурных полей значения параметров термических циклов, реализуемых в сталях в процессе шлифования и поверхностной закалки с использованием ВЭН ТВЧ и концентрированного электронного пучка (КЭП), а также установить их зависимость от технологических режимов обработки.

2. Осуществить моделирование структурно-фазовых превращений в сталях и провести экспериментальные исследования упрочненного слоя с целью выявления взаимосвязи между значениями параметров термических циклов и характеристиками качества упрочненного слоя (структурой, глубиной и твердостью).

3. Провести теоретические и экспериментальные исследования напряженно-деформированного состояния материала для выявления вклада каждого из объединяемых видов обработки в значения и характер распределения остаточных напряжений первого рода по глубине упрочненного слоя.

4. Разработать методику назначения технологических режимов предлагаемой комбинированной обработки, исходя из требований по обеспечению заданной структуры, глубины, твердости упрочненного слоя и рационального распределения остаточных напряжений по глубине материала.

5. Разработать, промышленно апробировать и доказать эффективность комплекса оборудования, инструмента и технологий, реализующих новую комбинированную обработку.

Научная новизна работы:

1. В качестве основного параметра при назначении режимов поверхностной закалки сталей с использованием концентрированных источников нагрева предложено вместо двух параметров: средней скорости и максимальной температуры нагрева, использовать значение интегральной температурно-временной характеристики, определяющей затраты энергии на структурно-фазовые пре вращения и гомогенизацию аустенита. Предложенный параметр позволяет более полно описать процесс аустенитизации сталей, а, следовательно, и более точно прогнозировать глубину слоя, претерпевшего структурно-фазовые превращения.

2. Впервые установлены минимальные численные значения интегральной температурно-временной характеристики в зависимости от содержания углерода в сталях и исходного состояния структуры материала, при реализации которой обеспечивается получение мелкозернистого гомогенного аустенита. Данные значения справедливы для любых концентрированных источников вне зависимости от физической природы выделяемой энергии. Более высокие значения этой характеристики приводят к повышенным затратам энергии, расходуемой на рост аустенитного зерна, что, в свою очередь, является причиной формирования в процессе последующего охлаждения более грубой структуры мартенсита.

3. Разработана новая методика назначения режимов поверхностной закалки с использованием концентрированных источников энергии, отличающаяся от известных тем, что режимы устанавливаются с учетом не только задаваемой глубины и твердости упрочненного слоя, но и характера распределения остаточных напряжений по глубине материала. Данная методика основана на выявленной взаимосвязи между значениями интегральной температурновременной характеристики, реализуемой в наиболее теплонапряженном слое материала, и глубиной упрочнения, с одной стороны, и режимами обработки, с другой стороны, что обеспечивает необходимую глубину и твердость упрочненного слоя. Учет зависимости относительной величины переходной зоны от технологических режимов обработки позволяет обеспечить рациональное распределение остаточных напряжений по глубине упрочненного слоя.

4. Теоретически обосновано и практически доказано появление дополнительного эффекта при использовании предлагаемой комбинированной обработки, выраженного в повышении микротвердости и уровня остаточных сжимающих напряжений в поверхностном слое материла, значения которых не достижимы для каждого из объединенных процессов в отдельности.

5. Доказана возможность появления жидкой фазы в микро- и макрообъемах в глубине нагреваемого слоя стальных деталей с использованием концентрированных объемных источников нагрева. Теоретически обоснована и экспериментально подтверждена возможность образования структуры ледебурита при поверхностной закалке заэвтектоидных сталей.

Практическая ценность работы.

1. Полученные теоретические и экспериментальные результаты послужили основой создания эффективного способа комбинированной обработки стальных деталей, обеспечивающего формирование поверхностного слоя с комплексом повышенных показателей конструктивной прочности.

2. Разработана комплексная методика назначения режимов для технологии интегрированной обработки, позволяющая обеспечить формирование необходимой структуры, глубины, твердости упрочненного слоя, а также рационального распределения остаточных напряжений.

3. На базе предложенной комбинированной схемы обработки созданы новые технологии, внедрение в производство которых позволяет на финишной стадии технологического процесса изготовления деталей в сравнении с традиционной технологией достичь следующих результатов: повысить микротвердость и уровень сжимающих напряжений в поверхностном слое материала на 10..15 %; исключить возможность появления брака по прижогам при финишном шлифовании; повысить производительность обработки в 2…4 раза; снизить энергозатраты на обработку в 4…6 раз.

4. Спроектировано, изготовлено и внедрено в производство оборудование, реализующие идею интеграции операций поверхностной закалки и финишного шлифования деталей. Предложен ряд новых технологических решений, а также конструкции устройства и закалочного модуля, реализующие поверхностный нагрев ВЭН ТВЧ и встраиваемые в существующие станочные системы. Новизна полученных решений подтверждена авторскими свидетельствами и патентом на изобретения.

5. Результаты, полученные при выполнении работы, используются в учебном процессе в Новосибирском государственном техническом университете при подготовке инженеров по специальностям "Материаловедение в машиностроении", "Металлообрабатывающие станки и комплексы", а также бакалавров и магистров по направлению "Материаловедение и технологии материалов".

Реализация работы. Внедрение результатов работы осуществлено на ЗАО "Новосибирский электродный завод", ООО " ПО "Пеноплэкс Новосибирск", ООО "ЭкспертНефтеГаз" (г. Новосибирск) и Новосибирском заводе "Сибтекстильмаш".

Апробация работы. Основные результаты диссертационной работы докладывались на Всесоюзных научно-технических конференциях: "Интенсификация технологических процессов механической обработки. Финишные методы обработки", г. Ленинград, 1986 г.; "Новые технологические процессы и оборудование для поверхностной пластической обработки материалов", г. Брянск, 1986 г.; "Структура и свойства материалов", г. Новокузнецк, 1988 г.; "Новые материалы и ресурсосберегающие технологии термической обработки деталей машин и инструментов", г. Махачкала, 1989 г.; первом Всесоюзном съезде технологов машиностроителей, г. Москва, 1989 г.; Республиканской научнотехнической конференции "Повышение эффективности и качества в механосборочном производстве", г. Пермь, 1991 г.; научно-технической конференции "Типовые механизмы и технологическая оснастка станков-автоматов, станков с ЧПУ и ГПС", г. Киев, 1992 г.; Сибирской конференции по прикладной и индустриальной математике, г. Новосибирск, 1994 г., 1996 г., 1998 г.; на международных научно-технических конференциях: "Авангардные технологии, оборудование, инструмент и компьютеризация производства оптико-электронных приборов в машиностроении", г. Новосибирск, 1995 г.; "Научные основы высоких технологий", г. Новосибирск, 1997 г.; "Актуальные проблемы электронного приборостроения", г. Новосибирск, 1998 г., 2000 г.; "Инженерия поверхностного слоя деталей машин", г. Кемерово, 2009; "Современные технологии в маши ностроении", г. Пенза, 2009; "Инновации в машиностроении", г. Бийск, 2010;

"Прогрессивные технологии в современном машиностроении", г. Пенза, 2010;

"Технические науки – основа современной инновационной системы", г. Йошкар-Ола, 2012 г.; "Техника и технология: новые перспективы развития", г. Москва, 2012 г.; российско-корейском симпозиуме "The third Russian-Korean international symposium on science and technology", г. Новосибирск, 1999 г., 20г.; на международном форуме по проблемам науки, техники и образования "III тысячелетие - новый мир", г. Москва, 2009 г.; на Всероссийских научнотехнических конференциях: "Современная электротехнология в промышленности России", г. Тула, 2003 г., 2007 г.; "Новые материалы и технологии в машиностроении", г. Рубцовск, 2004 г.; "Проблемы повышения эффективности металлообработки в промышленности на современном этапе", г. Новосибирск, 2005 г, 2006 г; 2010 г., 2012 г.;"Современные проблемы в технологии машиностроения", г. Новосибирск, 2009 г.

Методы исследований. Теоретические исследования основаны на использовании численных методов решения дифференциальных уравнений нестационарной теплопроводности (уравнение Фурье) и диффузии углерода в аустените (2-ой закон Фика). Моделирование напряженно-деформированного состояния материала осуществлялось с использованием сертифицированного программного продукта ANSYS 9.0.

Экспериментальные исследования проводились с использованием оптической металлографии (микроскопы NU 2E, AxioObserver A1m, AxioObserver Z1m), растровой электронной микроскопии (микроскоп Carl Zeiss EVO50 XVP), просвечивающей электронной микроскопии (микроскоп Tecnai G2 20 TWIN), энергодисперсионного рентгеновского микроанализа (детектор рентгеновского излучения INCA Oxford Instruments), метода оценки микротвердости (приборы Wolpert Group 402MVD и ПМТ-3), определения остаточных напряжений 1-го рода по глубине материала (рентгеновский метод, методика И.А. Биргера).

Публикации. По теме диссертационной работы опубликованы 62 научные работы, в том числе 21 работа в ведущих рецензируемых научных журналах и изданиях, определенных Высшей аттестационной комиссией, 2 авторских свидетельства и 1 патент на изобретения, 19 работ в межвузовских сборниках научных трудов, 10 работ в виде трудов международных и Всероссийских научно-технических конференций.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, шести разделов, заключения и приложений, изложенных на 399 страницах основного текста, в том числе 208 рисунков, 5 таблиц и списка литературы из 299 наименований.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении дана краткая характеристика области исследования, обоснована актуальность темы и сформулированы цель и задачи диссертационной работы.

В первом разделе диссертации представлен обзор технической литературы по проблеме формирования структуры и обеспечения требуемого качества поверхностных слоев материала при использовании традиционных подходов к обработке деталей машин на финишной стадии технологического процесса.

Объектом исследований, отраженных в диссертационной работе, является финишная стадия технологических процессов, содержащая операции поверхностной закалки на глубину до 2 мм и окончательной механической обработки стальных деталей. Подчеркивается, что наряду с очевидным достоинством – высокой производительностью обработки – шлифование закаленных сталей обладает и явным недостатком. Использование в качестве режущих элементов множества абразивных зерен, приводит к возникновению высоких температур в зоне обработки, а структура закаленной стали при шлифовании может выходить из метастабильного состояния под действием даже кратковременных тепловых импульсов.

В разделе проведен анализ трех характерных случаев изменения состояния поверхностного слоя в условиях преобладания теплового фактора над деформационным при шлифовании закаленных сталей (рис. 1): отпуск мартенсита (кривая 1); вторичная закалка (кривая 2) и отпуск вторично закаленного граничного слоя (кривая 3). Подобное изменение твердости упрочненного слоя вызывает значительные градиенты остаточных напряжений, что может являться причиной возникновения микротрещин в процессе обработки или очагом разрушения детали в процессе эксплуатации. Следовательно, основными Исходная 4 дефектами процесса шлифования, являются прижоги, в значительной степени, снижающие эксплуатационные свойства деталей машин. Кроме того, если после термообработки в поверхностном слое материала формируются благоприятные сжимающие напряжеГлубина ния, то при шлифовании закаленных слоя Рис. 1. Варианты распределения сталей в поверхностном слое чаще микротвердости по глубине детали после всего создаются остаточные напряжеоперации шлифования закаленной стали ния растяжения, иногда достигающие значений 800…1000 МПа и оказывающие негативное влияние на поведение деталей в условиях внешнего нагружения.

В то же время процесс шлифования, согласно классификации Полевого С.Н., может быть отнесен к разновидностям упрочняющих методов обработки.

Это становится возможным, если толщина снимаемого слоя меньше радиуса скругления вершины абразивного зерна, что свойственно операциям тонкого шлифования и выхаживания обрабатываемого изделия. В этих случаях негативное тепловое влияние процесса резания существенно снижается и при абразивной обработке доминирует процесс поверхностной пластической деформации материала с образованием наклепанного слоя (рис.1, кривая 4).

Для максимального использования эффектов упрочнения, присущих поверхностной закалке и выхаживанию, припуск на окончательную механиче Микротвердость скую обработку должен иметь значения меньше средней величины радиуса скругления вершин используемых абразивных зерен. Это возможно лишь при осуществлении отмеченных операций на одном технологическом оборудовании. Для реализации данного подхода оборудование, используемое на финишной операции механической обработки, необходимо оснастить дополнительным источником концентрированной энергии.

Спектр таких источников достаточно широк. В свою очередь все источники концентрированной энергии могут быть разбиты на две группы: поверхностные и объемные. С точки зрения реализации поверхностной закалки без оплавления материала очевидным преимуществом обладают источники второй группы: токи высокой частоты и электронный луч, так как им свойственен более высокий термический коэффициент полезного действия. Однако эти источники энергии обладают и недостатками. Концентрированный электронный пучок (КЭП) хорошо реализуется в вакууме, что накладывает ограничение на подвижность и размеры детали, а также на производительность обработки.

Традиционная закалка ТВЧ характеризуется относительно низкой удельной мощностью нагрева – до 2 кВт/см2.

Научные разработки отечественных специалистов позволили расширить технологические возможности указанных источников нагрева. Максимальное использование физических эффектов, присущих нагреву ТВЧ, привело к возникновению нового метода поверхностной закалки, названного его авторами высокоэнергетичеким нагревом ТВЧ. При этом уровень удельной мощности нагрева на порядок выше традиционной обработки ТВЧ – до 40 кВт/см2. Научные разработки Института ядерной физики Сибирского отделения РАН были реализованы в выпуске новых промышленных ускорителей электронов, обеспечивающих вывод мощных электронных пучков в атмосферу (вне вакуума). К достоинствам промышленных ускорителей электронов типа ЭЛВ-6 следует отнести их высокую мощность (до 100 кВт), большую глубину проникновения электронов в облучаемый материал, повышенную производительность, высокий коэффициент полезного действия.

Для эффективного использования новых и существующих концентрированных источников энергии необходимо иметь надежную методику назначения технологических режимов, обеспечивающую требуемые характеристики качества упрочняемых поверхностных слоев. В настоящее время в качестве основных параметров поверхностной закалки приняты: средняя скорость и максимальная температура нагрева материала. Однако, как показали исследования Шепеляковского К.З., при различных режимах обработки, которым свойственны одинаковые значения этих показателей, величина глубины упрочненного слоя может отличаться на 30 %. Как было отмечено в работах Головина Г.Ф, при назначении режимов поверхностной закалки необходимо учитывать не только скорость и максимальную температуру нагрева, но также скорость охлаждения и время нахождения материала при температурах фазовых переходов.

Исходя из этого, сделан вывод о том, что развитие фазовых превращений, а, следовательно, получаемая структура и глубина закалки, а также размеры зерен аустенита и образующихся из него кристаллов мартенсита, зависят от ин тегрального температурно-временного действия нагрева на структуру стали, и поэтому зависят от формы термической кривой.

Использование математического моделирования температурных полей и процесса аустенитизации стали (Рыкалин Н.Н, Углов А.А., Зуев И.В., Григорьянц А.Г., Сафонов А.Н. и др.) позволяет более точно, по отношению к аналитическим методам расчета, оценить влияние технологических режимов высокоскоростной закалки на глубину и твердость упрочняемого слоя. Однако, полученные при этом результаты носят частный характер, что связано, прежде всего, с отсутствием обобщенного критерия назначения режимов для всех используемых концентрированных источников энергии.

В связи с этим, главной научной задачей данной диссертационной работы является решение проблемы управления параметрами термических циклов, реализуемых при поверхностной закалке с использованием концентрированных источников нагрева и шлифовании, с целью обеспечения эффективной структуры и необходимого уровня физико-механических свойств упрочняемого слоя металла.

Второй раздел диссертационной работы посвящен исследованию температурных полей в сталях при реализации процессов поверхностной закалки и шлифования. Для того чтобы воспользоваться разработанным математическим аппаратом теории теплопроводности были соответствующим образом описаны используемые в работе тепловые источники.

При нагреве с использованием электронного луча форма источника в плоскости X-Y является кругом, диаметр которого определяется расстоянием от выпускного отверстия до поверхности детали. Распределение удельной мощности нагрева по сечению пучка достаточно точно описывается гривой Гаусса.

Для описания распределения энергии по глубине облучаемого металла в работе была использована дозная кривая, полученная методом Монте-Карло и соответствующая проекции пространственного распределения энергетических потерь электрона на ось Z. Главными параметрами электронного луча являются ток I и ускоряющее напряжение Е. Мощность электронного луча определяется по формуле:

Q = IЕ.

При использовании ВЭН ТВЧ форма источника в плоскости X-Y была принята прямоугольной со сторонами, равными ширине и длине паза магнитопровода, которым оснащен активный провод индуктора. По длине источника (ось Y) распределение удельной мощности является равномерным, а по ширине определяется, в первую очередь, отношением ширины паза магнитопровода к величине зазора между активным проводом индуктора и обрабатываемой поверхностью. Для ВЭН ТВЧ это соотношение больше 5, поэтому действительное распределение удельной мощности, согласно работам Слухоцкого А.Е., близко к идеализированному – равномерному.

Описание распределения энергии по глубине материала при высокоэнергетическом нагреве ТВЧ является более сложной задачей. Это связано с тем, что глубина, на которой выделяется энергия, зависит от ферромагнитных свойств материала, а, следовательно, и от температуры нагрева. В технической литературе различают глубину проникновения тока в холодный металл, не потерявший ферромагнитные свойства, и глубину горячего проникновения тока, когда слой материала разогрет выше точки Кюри. Причем все расчетные зависимости удельной мощности нагрева связаны с напряженностью магнитного поля на поверхности детали. Данный параметр описывает физику процесса, но не является технологическим параметром, так как его трудно контролировать.

В работе Г.И. Бабата материал в процессе нагрева ТВЧ условно рассматривается состоящим из двух слоев: потерявшим и не потерявшим ферромагнитные свойства. В этом случае максимальная плотность тока наблюдается именно на стыке отмеченных слоев. На основании этого в данной работе предложена оригинальная инженерная модель перераспределения удельной мощности нагрева по глубине материала q(Z) в зависимости от температуры нагрева (рис. 2), которая описывает движение источника переменной мощности вглубь материала в зависимости от температуры нагрева. В свою очередь, величину удельной мощности нагрева можно определить простым калориметрическим методом. Данное представление перераспределения выделяемой энергии по глубине материала не противоречит физике самого процесса и представляет собой инженерную модель, адаптированную к решению реальных технологических задач.

q(Z)= qke-Z/ i0 i0 iii1 ii1 q(Z)= qke-Z/ ii2 q(Z)= q0e-Z/ i2 i2 q(Z)= qke-Z/ ii3 i3 q(Z)= q1e-Z/ i3 ii4 ii4 q(Z)= q2e-Z/ ii i i i Z a Z б Z Z в г Рис. 2. Распределение удельной мощности по глубине материала на разных стадиях нагрева ТВЧ, где – глубина проникновения тока в металл; Тk – значение температуры точки Кюри; Тi – текущее значение температуры в рассматриваемом i-ом слое: а – Тi0 < Tk; б – Тi0 Tk, Тi1 < Tk; в – Тi0 > Tk, Тi1 Tk, Тi2 < Tk; г – Тi0, Тi1, Тi2 … Тi Tk При шлифовании металла источник выделения энергии является поверхностным с габаритами, определяемыми контактом шлифовального круга с деталью. Площадь контакта рассчитывалась на основании работы В.И. Островского с учетом взаимодействия с обрабатываемой поверхностью не только абразивных зерен, но и связки шлифовального круга. Распределение энергии по поверхности при шлифовании периферией круга, согласно работам В.А. Сипайлова, принято равномерным. Эффективная мощность определялась экспериментально, исходя из решения уравнения энергетического баланса мощности привода.

Расчет температурного поля в материале сводился к решению уравнения нестационарной теплопроводности с учетом начальных и граничных условий, отражающих особенности распределения тепла в реальной технологической схеме. Решение этого уравнения осуществлялось методом конечных разностей в явном виде. В этом случае при выборе шага сетки Н и расчете шага по времени учитывалась их взаимосвязь через критерий Фурье F0. Уравнения имеют устойчивое решение при соблюдении условия:

(T ) F0 0,25, СТТ H где C(T); (T); (T) – соответственно: удельная теплоемкость, плотность и коэффициент теплопроводности материала – функции температуры Т.

Численное моделирование температурных полей в материалах осуществлялось в диапазоне режимов: при закалке ТВЧ размер источника был равен (1,2…2,5) мм, скорость движения – (50…100) мм/с, удельная мощность нагрева – (150…350) МВт/м2; при закалке КЭП размер источника – (2…45) мм, скорость движения – (25…100) мм/с, удельная мощность нагрева – (25…350) МВт/м2. Диапазон изменения режимов был выбран исходя из обеспечения объемной (глубина упрочнения до 0,7 мм) и поверхностной (глубина упрочнения до 2 мм) схем нагрева. В качестве материала для исследований были выбраны углеродистые стали с содержанием углерода 0,4…1,0 %. Это связано, прежде всего, с широким применением данных сталей в промышленности для изготовления деталей, подвергаемых поверхностной закалке. Кроме того, в технической литературе содержится большой объем материалов, посвященных исследованиям поведения данных сталей в области высоких температур. Это позволило при проведении исследований получить более достоверную информацию о свойствах материала в области высоких температур. Речь идет, в первую очередь, о численных значениях теплофизических характеристик, физикомеханических свойствах и коэффициентах диффузии, необходимых для моделирования физических процессов, происходящих в материале при использовании предлагаемой комбинированной обработки.

В результате моделирования температурных полей при поверхностной закалке ВЭН ТВЧ и КЭП в исследуемом диапазоне режимов были установлены численные значения параметров термических циклов: Vн, н – скорость нагрева и время нахождения материала в интервале температур фазовых переходов, V01, V02 – скорости охлаждения в интервале температур наименьшей устойчивости аустенита и мартенситного превращения, Tmax – максимальное значение температуры нагрева. Также была установлена зависимость указанных параметров от технологических режимов обработки. Было показано, что управление отдельными параметрами не представляется возможным, так как изменение одного из технологических режимов обработки приводит к изменению значений всех параметров термических циклов. Так, например, при закалке ВЭН ТВЧ с режимами обработки q = 35·107 Вт/м2, Rи =2 мм, Vи = 80 мм/c значения параметров термических циклов составили: н = 0,042 с, Vн = 33000 °С/с, VО1 = 5400 °С/с, VО2 = 1130 °С/с. Увеличение скорости движения источника нагрева до Vи = 100 мм/c привело к изменению численных значений всех параметров цикла: н = 0,019 с, Vн = 33850 °С/с, VО1 = 7300 °С/с, VО2 = 1500 °С/с.

При реализации поверхностной схемы нагрева КЭП и ВЭН ТВЧ без использования охлаждающей жидкости было установлено, что скорости охлаждения в интервале температур мартенситного образования V02 имеют значения меньше 300 С/с. В этом случае, согласно исследованиям Шепеляковского К.З., имеет место явление самоотпуска мартенсита в процессе его образования. В данной работе отмеченное явление было подтверждено экспериментально. Например, при реализации объемной схемы закалки ВЭН ТВЧ стали У8 с режимами Rи = 2 мм, q = 36·107 Вт/м2, Vи= 85 мм/с (V02 = 1500С/с) был зафиксирован уровень поверхностной микротвердости 9000 МПа. При обработке данной стали с использованием КЭП при режимах dи = 26 мм; q = 35·106 Вт/м2; Vи = мм/c (V02 = 100С/с) уровень поверхностной твердости составил 8400 МПа.

Следовательно, использование данной схемы обработки не позволяет достигать максимальных значений твердости упрочненного слоя, свойственных марке закаливаемой стали.

В процессе исследования температурных полей в сталях при ВЭН ТВЧ было установлено, что при определенном сочетании режимов нагрева температура нижележащего слоя может достигать более высоких значений, чем на поверхности (рис. 3, а). Так температура слоя на глубине 0,2 мм от поверхности достигает значений температуры плавления материала, в то время как температура поверхностного слоя ниже этого значения. Это происходит за счет того, что при разогреве поверхностного слоя до температуры Тк большая часть энергии выделяется в нижележащем слое. При этом в поверхностном слое происходит интенсивный отбор тепла охлаждающей жидкостью, подающейся непосредственно в зону нагрева, в то время как в нижележащем слое отвод тепла регламентируется условиями теплопроводности. В этом случае становится возможным образование жидкой фазы не на поверхности, а в более глубоких слоях нагреваемого металла.

Т,оС 1412108642, с 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,0,б а Рис. 3. Термические циклы, реализуемые на различной глубине поверхностного слоя при нагреве ВЭН ТВЧ (а) и образцы с результатами эксперимента (б):

материал – сталь 45; q = 200 МВт/м2, Vи = 60 мм/с, Rи = 1,2 мм; 1 – Z = 0;

2 – Z = 0,2 мм; 3 – Z = 0,8 мм Для подтверждения полученных результатов моделирования температурных полей был проведен эксперимент, реализующий данные режимы нагрева.

В процессе обработки цилиндрических образцов было зафиксировано возникновение автоколебаний индуктора, вызванного периодическими выбросами расплавленного металла на поверхность (рис. 3, б). Это явление объясняется следующим образом. В данных условиях источник энергии является медленно движущимся (скорость теплопередачи выше скорости движения источника).

Поэтому в начальный момент нагрева расплавления металла не наблюдается.

Через определенный момент времени температура на глубине ~ 0,2 мм достигает значений температуры плавления металла (кривая 2). В этом случае в приповерхностном слое в зоне, расположенной непосредственно под индуктором, происходит образование замкнутого объема расплавленного металла. Тепловое расширение расплава приводит к повышению давления в данном объеме. Поверхностный слой металла, разогретый до высоких температур (кривая 1), становится пластичным. Это приводит к тому, что расплавленный металл из нижележащего слоя выбрасывается наружу, оставляя на поверхности образца кратер (лунку), а так же наплывы и капли расплавленного металла (рис. 4).

200 мкм 20 мкм а б Рис. 4. Лунка, образовавшаяся на поверхности образца после выброса расплавленного металла (а) и фрагмент поверхности внутри лунки (б) Моделирование температурных полей, возникающих в материале при его шлифовании, показало, что основными технологическими параметрами, влияющими на температуру стали в зоне обработки, являются глубина резания t и скорость движения заготовки относительно инструмента Vз. Если взять сочетания минимальных значений t = 0,005 мм и Vз = 15 м/мин, рекомендованные для чистового режима при плоском шлифовании закаленной стали 45 периферией круга 25А25СМ2К5, то средняя температура в зоне резания будет иметь значения ~ 430 оС. В этом случае, несмотря на то, что материал находится в интервале температур мартенситного превращения всего лишь 0,01 с, наблюдается явление частичного отпуска закаленного слоя. Экспериментальные данные свидетельствуют о том, что отпуск приводит к снижению микротвердости поверхностного слоя в локальных участках обрабатываемой поверхности на величину ~ 200…300 МПа.

Предложенная комбинированная обработка позволяет существенно повысить производительность процесса шлифования. Это связано с тем, что снятие основного припуска осуществляется до поверхностной закалки детали. В этом случае при обработке сырого материала можно назначать достаточно жесткие режимы с точки зрения теплонапряженности процесса шлифования, исключающие лишь возможность появления микротрещин. Последующий нагрев при поверхностной закалке устраняет как наличие нежелательных растягивающих остаточных напряжений материала, так и последствия локальных изменений структуры поверхностного слоя. На рис. 5 представлены термические циклы, реализуемые в поверхностных слоях стали 45 при сочетании максимальных рекомендуемых значений t и Vз для предварительного шлифования тем же шлифовальным кругом. Как видно Т, оС из рисунка, поверхностный 8слой разогревается выше тем7пературы фазового превраще600 ния АС1. Однако время нахождения материала при данных 5температурах составляет всего 40,0012 с, что явно недостаточ3но для завершения структурно2фазовых превращений и при1водит к возникновению структурной неоднородности ло0,002 0,004 0,006 0,008 0,010 0,0, с кальных участков обрабатыРис. 5. Распределение термических циклов по ваемой поверхности, сопровоглубине материала при шлифовании стали 45, Vк = 30 м/с, В = 15 мм, Vз = 30 м/мин, t = 0,04 мм:

ждающейся изменением вели1 – Z = 0; 2 – Z = 0,05 мм; 3 – Z = 0,1 мм чины микротвердости данных участков.

Полученные численные значения температурных полей были использованы в качестве исходных данных для моделирования структурно-фазовых превращений в материале и напряженно-деформированного состояния материала.

В третьем разделе диссертационной работы отражены исследования структурно-фазовых превращений в материале при поверхностной закалке ВЭН ТВЧ и КЭП.

Моделирование процесса аустенитизации стали сводилось к решению дифференциального уравнения второго закона Фика с соответствующими начальными и граничными условиями для доэвтектоидной, эвтектоидной и заэвтектоидной сталей. Решение данного уравнения осуществлялось так же методом конечных разностей, но в неявном виде. Последнее вызвано взаимосвязью моделирования температурных полей и процесса аустенитизации стали через расчетный интервал времени. Использование неявной схемы расчета позволяет снять условие устойчивости, однако приводит к усложнению расчетов, что связанно с решением системы уравнений, количество которых определяется числом рассматриваемых узловых точек разностной сетки.

При использовании концентрированных источников нагрева широкое распространение получила диффузионная модель образования и роста аустенитного зерна. Это связано с тем, что нагрев осуществляется до температур близких к температурам плавления материала. При этом диффузионный механизм роста аустенита является определяющим (рис. 6, кривая 1). Однако более глубокие слои материала разогреваются до температур, немного превышающих температуру начала фазовых переходов. В этом случае, согласно исследованиям, представленным в рабоG, мм/c тах Дьяченко С.С., Брук 0,Б.И., Speich G.R., Dirnfeld S.F, Kinoshita S., Zerweken 0,R.P., Barucha V., Eichen E. и 0,других, необходимо учиты0,вать возможность образования и роста аустенита по 0,сдвиговому механизму 0,(кривая 2). Скорости роста T, 0C аустенита при температурах 730 750 770 790 810 830 850 8начала структурно-фазовых Рис.6. Зависимости скорости роста аустенитного зерна переходов по сдвиговой моот температуры нагрева (сталь У8): 1 –– диффузионная дели больше, чем значения, модель; 2 – сдвиговая модель полученные согласно диффузионной модели роста аустенитного зерна.

В данной работе для более точного прогнозирования величин переходных слоев расчет перемещения границы аустенит-феррит х2 при температурах начала структурно-фазовых превращений осуществлялся по зависимости, полученной из формулы Любова Б.Я.:

х2 d 4F0D E exp RT ;

9hT где F0 – изменение свободной энергии при образовании единицы объема новой фазы; d – диаметр атома металла растворителя; h – постоянная Планка; D – температура Дебая; Е – энергия активации; R – газовая постоянная; Т – абсолютная температура; – время.

При достижении на границе аустенит-феррит концентрации углерода в аустените, соответствующей равновесному состоянию стабильной - фазы min cA, происходит смена механизма образования аустенита со сдвигового на диффузионный и расчет перемещения границы х2 осуществляется по зависимоx2 min сти: cA T cФ DTc, x где D – коэффициент диффузии - функция температуры; сф – концентрация углерода в феррите.

Моделирование процесса аустенитизации стали осуществлялось для всех слоев материала, нагретых выше температуры фазовых переходов. Результаты расчетов позволяют определить количественное содержание во времени основных структурных составляющих: аустенита, цементита и феррита, а также содержание углерода в образовавшемся аустените.

На основании этих данных был проведен анализ структурных превращений аустенита на стадии охлаждения стали. Для тех слоев материала, где произошла полная гомогенизация аустенита, достаточно воспользоваться термокинетическими кривыми распада аустенита для соответствующей марки стали. В этом случае, имея значения скоростей охлаждения в интервале температур наименьшей устойчивости аустенита V01 и в интервале температур мартенситного образования V02, то есть, имея кривую охлаждения, можно прогнозировать долю структурных составляющих, образующихся в процессе распада аустенита, и уровень микротвердости, характерный для данного состава структур.

Следует отметить, что наиболее дисперсная структура мартенсита получается в случае, когда гомогенизация аустенита завершается непосредственно в момент времени выхода материала из зоны температур фазовых переходов.

Более сложный анализ распада аустенита осуществляется для переходных слоев материала, где гомогенизация аустенита не завершилась. В этом случае в разных микрообъемах устойчивость аустенита будет различаться. Следовательно, С-кривые на термокинетической диаграмме распада аустенита могут значительно смещаться влево и вправо. Кроме того, ввиду наличия аустенита с различным содержанием углерода, следует ожидать значительного повышения точки Мн в микрообъемах с пониженным содержанием углерода и понижения Мк в микрообъемах с повышенным содержанием углерода. Это приводит к формированию в малоуглеродистых участках малоуглеродистого мартенсита, мартенсито-трооститной смеси, бейнита или феррита, в зависимости от количества углерода и скорости охлаждения. В высокоуглеродистых участках возможно образование повышенного количества остаточного аустенита и нерастворившегося цементита. Иными словами, в переходном слое анализ фиксации той или иной структуры ведется для каждого микрообъема рассматриваемого слоя, соответствующего дискретности расчетной модели.

Количество остаточного аустенита Ао в зависимости от содержания углерода рассчитывалось по усредненному выражению:

Ао = – 3,125 + 23,099·С – 43,336·С2 + 34,59·С3, %.

Расчет доли образовавшегося мартенсита m2 в процессе закалки осуществлялся по зависимости (Koistenen, Marburger):

m2(T) = 1 – exp[–0,011·(Мн – Т)].

С использованием методов просвечивающей электронной микроскопии были проведены исследования поверхностно закаленных слоев и переходных зон. Проведенный анализ показал, что размер кристаллов мартенсита, образующихся при поверхностной закалке сталей с использованием КЭП и ВЭН ТВЧ, определяется размерами аустенитных зерен (рис. 7). При закалке высокоуглеродистых сталей в структуре доминирует двойникованный мартенсит. При обработке стали 45 наряду с двойникованным присутствует мартенсит пластинчатого типа. При реализации методов поверхностного упрочнения по оптимальным режимам переходные зоны характеризуются неравновесным со стоянием, повышенной плотностью дислокаций, формированием дислокационных ячеистых построений (рис.8).

Рис. 7. Строение поверхностного слоя стали 45 после закалки с использованием ВЭН ТВЧ (а) и стали 60 после закалки с использованием КЭП (б).

Просвечивающая электронная микроскопия Рис. 8. Строение переходных зон в поверхностно-упрочненных углеродистых сталях:

а – сталь 45, ВЭН ТВЧ; б – сталь 60, КЭП; в – сталь 60, ВЭН ТВЧ; г - сталь У8, КЭП.

Просвечивающая электронная микроскопия Для проверки точности прогнозирования глубины закаленного слоя были проведены экспериментальные исследования микротвердости закаленного слоя и оценены закономерности ее распределения по глубине материала в исследуемом диапазоне режимов обработки. Сравнение результатов моделирования и экспериментальных данных показало, что ошибка расчетов при оценке общей величины структурно измененного слоя во всех исследуемых диапазонах режимов обработки как для ВЭН ТВЧ, так и при использовании КЭП, составляет ~ 5…8 %.

При обработке заэвтектоидной стали с исходной грубой структурой совместное моделирование температурных полей и процесса аустенитизации показало, что при больших скоростях нагрева избыточный цементит может не успеть раствориться. Тогда при температуре, соответствующей линии EF диаграммы "железо – углерод", на границе "аустенит-цементит" должна протекать реакция А2,14 + Ц6,67 Ж4,3 с образованием локальных участков жидкой фазы.

Следовательно, в процессе охлаждения в этих участках должна наблюдаться структура ледебурита. Для подтверждения данного факта были проведены специальные экспериментальные исследования.

Предварительный анализ показал, что наиболее подходящим материалом для получения и металлографического исследования структуры ледебурита является сталь заэвтектоидного состава с перлито-цементитной структурой. При этом в стали необходимо обеспечить наличие вторичного цементита видманштеттова типа, т.е. цементита пластинчатой формы. Грубые цементитные пластины являются удобными объектами для проведения металлографических исследований и решения поставленной задачи.

В качестве основного исследуемого материала в работе использовали заэвтектоидную сталь, содержащую 1,6 % С. Структуру, содержащую цементит видманштеттова, типа получали путем насыщения стали У8 углеродом в твердом карбюризаторе в течение 8 часов при 1100 ОС и последующего охлаждения образцов вместе с печью. Толщина кристаллов видманштеттова цементита составляла 1…5 мкм (рис. 9).

В ходе металлографических исследований было установлено, что в процессе электронно-лучевого нагрева со скоростью 2500 С/с и последующего охлаждения со скоростью, обеспечивающей образование структуры троостита, на месте кристаллов видманштеттова цементита формируется структура ледебурита (рис. 10). Весьма важным является то, что материал, окружающий участки ледебурита, находился в твердом состоянии. Расплав образовался лишь в тех локальных зонах, где содержание углерода соответствовало эвтектике, а температура нагрева достигла температуры эвтектической реакции. Грубые исходные и вновь образованные мелкие кристаллы цементита в зоне сопряжения имеют одинаковую ориентацию. Форма структурных образований позволяет определить границу, на которой в процессе электронно-лучевого нагрева была достигнута температура эвтектической реакции. Данный факт подтверждает обоснованность принятых расчетных схем и точность результатов моделирования.

10 мкм 10 мкм Рис. 9. Исходная структура видманштеттова Рис. 10. Образование ледебурита на месте цементита в заэвтектоидной стали (1,6 % С) кристаллов видманштеттова цементита Анализ влияния значений параметров термических циклов, реализуемых в поверхностных слоях обрабатываемого материала, на завершенность процесса аустенитизации стали показал, что установить однозначную зависимость не представляется возможным. Например, на рис. 11 приведены два фрагмента различных термических циклов, при которых происходят структурно фазовые превращения в стали У8. С точки зрения завершенности процесса гомогенизации аустенита они совершенно идентичны. И в первом, и во втором случае процесс гомогенизации аустенита завершится в момент времени выхода рассматриваемого слоя материала из Т, °С зоны температур фазовых переходов, что является наиболее оп9тимальным с точки зрения получения в процессе охлаждения 8мелкодисперсной структуры марАСтенсита. При этом значения пара7метров термических циклов раз6личны: для кривой нагрева 1 – Vн 0 0,1 0,2 , с = 14036 С/с, Tmax = 921 С, = Рис. 11. Кинетические кривые нагрева и 0.064 с, VО1 = 2123 0С /с, VО2 = 2охлаждения стали У8 на глубине 0,6 мм при С/с; для кривой нагрева 2 – Vн = поверхностной закалке КЭП:

328 0С/с, Tmax = 769 0С, = 0.27 с, 1 – qи = 2·108 Вт/м2, dи = 2 мм, Vи = 50 мм/с;

VО1 = 1210 0С /с, VО2 = 210 0С/с.

2 – qи = 2·107 Вт/м2, dи = 26 мм, Vи = 30 мм/с Полученные данные об объемных долях структурных составляющих на различных стадиях термического цикла являлись исходными величинами для моделирования напряженнодеформированного состояния обрабатываемого материала.

Четвертый раздел содержит результаты исследований напряженнодеформированного состояния материала, моделирование которого осуществлялось методом конечных элементов с помощью программного пакета ANSYS 9.0.

Величина полной деформации рассчитывалась по зависимости:

ph е vp th , где e – упругая деформация; vp – вязкопластическая деформация; th – тепph ловая деформация; – деформация от фазового превращения. Для учета вязкопластического поведения материала в ANSYS была выбрана модель Peirce.

Важным этапом при моделировании данного процесса является расчет физико-механических свойств стали в процессе нагрева. Изменения модуля упругости и коэффициента Пуассона в области высоких температур (более 8о С) были приняты согласно работам М. Джонсона, Л. Линдгрена и Л. Карлссона. При осуществлении в сталях структурно-фазовых превращений результирующее значение предела текучести и модуля упрочнения определялось с учетом данных характеристик отдельных структурных составляющих стали и значений их удельных объемов.

Сравнение результатов моделирования с экспериментальными данными исследования остаточных напряжений показало, что в области приповерхностных слоев материала отличие кривых находится в пределах доверительного интервала обработки экспериментальных данных (рис. 12). В более глубоких слоях материала расчетные значения остаточных напряжений превышают экспериментальные значения. Последнее можно объяснить тем, что экспериментальные исследования осуществлялись с использованием разрушающего метода определения остаточных напряжений. В процессе электролитического удаления слоев металла происходит перераспределение напряжений, которое трудно учесть в расчетных зависимостях, свойственных этому методу.

, МПа X 42Рис. 12. Распределение остаточных напряжений в поверхностном слое стали 45:

-21, 2 – экспериментальная и расчетная кривые при qи = 3,5108 Вт/м2, -4Vи = 100 мм/с;

3, 4 – экспериментальная и рас-6четная кривые при qи = 2,31Вт/м2, Vи = 50 мм/с -8-100 500 700 h, мкм 100 93Анализ результатов моделирования и экспериментальных исследований показал, что при реализации объемной схемы нагрева с определенным сочетанием режимов обработки формируется резкий переход от закаленной зоны к исходному состоянию материала (отношение величины переходного слоя к величине закаленного слоя менее 0,1). Это приводит к возникновению значительных градиентов напряжений, что способствует возникновению закалочных микротрещин вблизи переходной зоны (рис. 13). Данное явление наиболее опасно, так как возникшие микротерщины визуально на детали не видны, но являются очагами разрушения детали в процессе ее эксплуатации.

9б 3 9а в Рис. 13. Закалочные трещины при закалке ВЭН ТВЧ: а – сталь У10, qи = 2,31Вт/м2, Vи = 50 мм/с; б, в – стали У10 и 60, qи = 3,5108 Вт/м2, Vи = 80 мм/с В связи с тем, что значения глубины упрочнения, необходимого уровня твердости и материал задаются конструктором исходя из функционального назначения каждой детали, осуществить технологическое воздействие на величину и характер распределения остаточных напряжений возможно лишь путем изменения величины переходной зоны.

Учитывая тот факт, что очагом разрушения детали в процессе эксплуатации является область с максимальным уровнем растягивающих напряжений Р max, опасную зону необходимо переместить как можно глубже от поверхности изделия. Естественно, что глубина залегания Р max будет наибольшей, если величина переходного слоя окажется максимальной. Однако в этом случае наблюдается значительное снижение сжимающих напряжений C max на поверхности. Анализ результатов экспериментальных и теоретических исследований показал, что величина переходного слоя должна составлять 25…33 % от глубины упрочненного слоя, что хорошо согласуется с данными, представленными в работе Г.Ф. Головина. Именно при выполнении этого требования соблюдается баланс между явлениями смещения значения Р max в более глубокие слои материала и уменьшения при этом величины сжимающих напряжений на поверхности не более чем на 4…6 %. Более высокие значения величины переходной зоны необходимо обеспечить при закале сталей соответственно с повышенным содержанием углерода.

При комбинированной обработке окончательное напряженнодеформированное состояние будет формироваться на последнем переходе (при "выхаживании" поверхности). Проведенные в работе экспериментальные ис следования позволили установить зависимость повышения микротвердости поверхностного слоя от времени обработки. Так, например, при выхаживании кругом 1-60063305-25А-25-СМ2-К5 сталей 45, У8, 60, и У10 эти зависимости имеют вид (рис. 14):

вых исх H20 вых H20 k k exp n вых, исх вых где H20 и H20 – исходное 95значение микротвердости на поверхности (после тер90мообработки) и после вы 8590хаживания соответственно;

вых – время выхаживания; k 8085и n – коэффициенты, свой7580ственные данной марке 70стали (сталь 45: k = 1900, n 75= 0,025; сталь 60: k = 1650, 6570n = 0,028; сталь У8: k = 60 956500 1530, n = 0,031; сталь У10:

10 1вых, с k = 1490, n = 0,033). СледуРис. 14. Зависимость микротвердости поверхности от 60ет отметить, что возраставремени выхаживания: 1 – сталь 45; 2 – сталь 60;

3 – сталь У8; 4 – сталь У10 ние поверхностной твердости приводит и к увеличению уровня сжимающих напряжений в поверхностном слое материала. Так, например, при обработке стали У8 по предлагаемой комбинированной схеме после поверхностной закалки ВЭН ТВЧ (Vи = 90 мм/с; qи = 3,2108 Вт/м2; Rи = 2,0 мм) на поверхности была зафиксирована микротвердость 9500 МПа. Последующий переход – выхаживание в течение 30 с – позволил увеличить поверхностную твердость материала до значения 10430 МПа. Это, в свою очередь, привело к увеличению значений сжимающих напряжений на поверхности образца с 950 МПа до 1180 МПа.

В пятом разделе выполнен синтез полученных результатов исследований, на основании которого была разработана новая методика назначения технологических режимов комбинированной обработки.

Результаты проведенных исследований показали, что установить однозначную связь численных значений параметров термических циклов с режимами обработки и характеристиками качества упрочненного слоя не представляется возможным. Однако, очевидно, что численные значения параметров термических циклов определяются величиной передаваемой энергии и характером ее распределения в материале. На основании этого предлагается при назначении режимов поверхностной закалки с использованием концентрированных источников нагрева использовать вместо двух параметров (средней скорости и максимальной температуры нагрева) один комплексный – интегральную температурно-временную характеристику S, которая позволяет наиболее полно описать процесс аустенитизации стали. Так, процесс образования аустенита будет развиваться в период времени в = 3 - 1 (рис. 15) независимо от того, имеет ли Микротвердость, МПа Микротвердость, МПа Т B Тmax термическая кривая восходящий или нисхоVо Vн дящий характер в данный период времени.

C Это значит, что суммарное время в и темАС1 А пературы, при которых происходит процесс S аустенитизации, можно охарактеризовать в величиной площади (SABC), ограниченной сверху кривой нагрева, а снизу – прямой, 1 2 3 соответствующей температуре АС1:

Рис. 15. Кинетическая кривая нагрева и охлаждения стали в S d AC13 1. (1) T процессе закалки Физический смысл этой характеристики становится понятным из зависимости: S Q RT, где Q – энергия, Дж, RT – термическое сопротивление материала, оС·с/Дж. Термическое сопротивление металла – это способность материала противодействовать переносу тепла. В данном случае мы рассматриваем металл, разогретый выше температуры АС1. При этом численное значение термического сопротивления металла будет завесить не только от коэффициента теплопроводности, но и от структурно-фазовых переходов, которые в данном диапазоне температур в основном происходят эндотермически, т.е. с поглощением теплоты. Следовательно эта характеристика косвенным образом определяет величину энергии, затрачиваемую на структурно-фазовые превращения. Она может быть легко рассчитана по зависимости (1) в процессе моделирования температурных полей в материале.

Посредством совместного моделирования температурных полей и процесса аустенитизации стали были установлены численные значения характеристики S, обеспечивающие завершенность процесса аустенитизации стали. На рис. 16, 17 представлены зависимости значений этой характеристики от содержания углерода в стали и исходного состояния материала (а0 – среднестатистическое расстояние между двумя соседними пластинами цементита в перлите).

На рис. 16 кривая 1 соответствует получению гомогенного аустенита с минимальным размером зерна. Кривая 2 соответствует незавершенному процессу аустенитизации, при котором на стадии охлаждения может быть получено 50 % мартенсита.

Полученные численные значения этой характеристики справедливы для любых концентрированных источников нагрева, т.е. если в анализируемом слое будут достигнуты значения характеристики S, соответствующие кривой 1, то это гарантирует получение в нем мелкого зерна аустенита, а, следовательно, и мелкодисперсного мартенсита в процессе последующего охлаждения стали.

Следует отметить, что распределение значений характеристики S по глубине нагреваемого слоя не является равномерным. Например, при закалке стали У8 минимальное значение параметра S составляет 4,3 0Сс (рис. 16). При закалке данной стали по технологии ВЭН ТВЧ на глубину 0,5 мм (объемная схема нагрева) на расстоянии 0,2 мм от поверхности S = 6,2 0Сс, а при закалке с использованием КЭП на глубину 2,5 мм (поверхностная схема нагрева) в этом же S, S, С·с °С·с 1 4 а0, мкм 0,5 0,0,25 0,5 0,75 1,0 1,25 0,С, % Рис. 17. Зависимость температурно- Рис.16. Зависимость температурновременной характеристики от структурного временной характеристики от концентрации фактора a0: 1 – сталь 45; 2 – сталь У8;

углерода в стали (a0 = 0,8 мкм) 3 – сталь Услое S = 500 0Сс. Избыточная тепловая энергия расходуется на рост аустенитного зерна, что в процессе охлаждения приведет к получению в этом слое более крупнодисперсного мартенсита. В этом случае для ответственных деталей необходимо предусматривать дополнительную обработку, связанную с отпуском данной структуры. Это еще раз подтверждает более высокую эффективность объемной схемы нагрева по отношению к поверхностной.

Для использования параметра S при назначении режимов поверхностной закалки были установлены зависимости этой характеристики от глубины упрочнения в наиболее теплонапряженном слое (0,2 мм). При закалке стали У8 с использованием КЭП данная математическая зависимость имеет вид:

Sh1,99 29,09 h 95,1 h2 5,25 h3 ;

где h – глубина упрочненного слоя в мм.

Подобные функции были получены и для остальных исследуемых сталей, причем зависимость S(h) описывается одинаковой функцией, только с разными коэффициентами. Так, например, при поверхностной закалке с использованием ВЭН ТВЧ сталей 45, 60 и У8 эта зависимость имеет вид:

Sh 0,55 3,69 h 5,95 h2 38,62 h3, (2) Sh 0,77 3,33 h 5,36 h2 45,17 h3, Sh 0,90 3,19 h 5,14 h2 50,18 h3. (3) Для установления функциональной зависимости интегральной температурно-временной характеристики S от технологических режимов экспериментальные данные обрабатывались с использованием программных продуктов STATISTICA 6.0 и Table Curve 3D v 4.0. Максимальная погрешность не превышает 5 %. Примеры результатов обработки представлены на рис. 18.

Данные поверхности описываются следующими математическими зависимостями:

S, оСс S,оСс 11110 4,3,5 4,0,0,06 0,3,0 3,0,07 0,3,0,2,0,09 2,0 2,0,2,qи, 108 Вт/мVи, м/с Vи, м/с qи, 108 Вт/ма б Рис. 18. Функциональные зависимости S(qи,Vи) при ВЭН ТВЧ, Rи = 2 мм: а – сталь 60; б – сталь 2 3 a blnVи clnVи dlnVи eln qи f ln qи для стали У8: Sqи,Vи, (4) 2 1 g lnVи hlnVи i ln qи jln qи где приближенные значения коэффициентов: а = 0,832268, b = - 0,762648, с = - 0,34283, d = - 0,052029, e = - 0,142092, f = 0,003596, g = 0,000855, h = 0,000136, i = - 0,099891, j = 0,002498;

2 a clnVи eqи glnVи iqи kqи lnVи для стали 45: Sqи,Vи, (5) 2 1 blnVи dqи f lnVи hqи jqи lnVи где приближенные значения коэффициентов: а = 21,316752, с = 15,516421, e = - 3,59766010-8, g = 2,834549, i = 1,11865210-17, k = - 1,35767310-8, b = 0,522523, d = - 8,66990610-10, f = 0,079151, h = 3,79613910-19, j = - 1,61806910-10.

Имея зависимости S(h) и S(qи,Vи), можно назначать режимы обработки, исходя из обеспечения требуемой глубины упрочненного слоя. Однако полученный диапазон режимов не гарантирует рационального распределения остаточных напряжений по глубине и отсутствия закалочных микротрещин. Для исключения этого недостатка, исходя из результатов исследования напряженно-деформированного состояния материала, был введен еще один критерий – относительная величина переходной зоны (qи, Vи), то есть отношение величины переходной зоны к глубине закаленного слоя.

В результате обработки экспериментальных данных были получены соответствующие функциональные зависимости для исследуемых материалов, источников энергии и диапазонов режимов обработки. Так, на рис. 19 в качестве примера представлены зависимости (qи, Vи) при закалке ВЭН ТВЧ сталей Уи 45, которые могут быть описаны соответствующим математическим выражением:

Vи, qи a bVи3 cqи, (6) (Vи, qи) (Vи, qи) 0,0,0,0,0,0,0,0,0,0,0,0,2,2,0,06 0,2,2,0,0,3,3,0,0,3,0,Vи, м/с qи, 108, Вт/м2 3,5 4,0 0,09 Vи, м/с 4,qи, 108, Вт/ма б Рис. 19. Функциональная зависимость (qи,Vи): а – сталь У8; б – сталь где 0,25 Vи,qи 0,33; а, b, с – приближенные значения коэффициентов:

для стали У8 – а = 0,799; b = 371,487; с = 2,1496·10-26; для стали 45 – а = 0,8132; b = 378,613; с = 1,0174·10-26.

Таким образом, определение удельной мощности и скорости перемещения источника нагрева при поверхностной закалке осуществляется посредством решения системы уравнений S(h), S(qи, Vи) и (qи, Vи) при заданных значениях глубины закалки, относительной величины переходной зоны и размера теплового источника.

Реализация предложенной методики рассмотрена на следующем примере:

требуется осуществить закалку ВЭН ТВЧ деталей из сталей У8 и 45 при ширине активного провода индуктора Rи = 2 мм на глубину h1 = 0,5 мм и h2 = 0,7 мм.

Согласно заданной чертежом глубины закаленного слоя (h) по зависимостям (2, 3) получаем значения интегральной температурно-временной характеристики S, которую необходимо реализовать на глубине 0,2 мм, равные соответственно для стали У8: при h1 – 5,74 0Сс и h2 – 13,46 0Сс; для стали 45: при h1 – 7,4Сс и h2 – 17,83 0Сс. Далее, по данному значению характеристики S, согласно уравнениям (4, 5), получаем функциональную зависимость технологических режимов qи (Vи,). На рис. 20 представлено графическое решение данной системы уравнений. Кривые 1…4 являются сечениями поверхностей S(qи, Vи) (рис.

15) при соответствующих значениях S. Любые сочетания режимов (Vи, qи), отвечающие данным зависимостям, позволят при соответствующих условиях охлаждения обеспечить заданную глубину упрочнения. Пересечение функциональных зависимостей (Vи,qи) = 0,25 и (Vи,qи) = 0,33 с кривыми 1…4 существенно сужает диапазон возможных сочетаний скорости и удельной мощности источника нагрева (на рисунке данный диапазон ограничен соответствующими точками). В данном случае полученные режимы обработки гарантируют реализацию необходимой глубины закалки и рациональную величину переходной зоны, в том числе устраняют возможность возникновения закалочных микротрещин.

qи 108, Вт/м45 = 0,25 H 3,G F 45 = 0,E У8 = 0,3,D В 2,С А 2,У8 = 0,Vи, м/с 0,05 0,06 0,08 0,0,Рис. 20. Определение области режимов обработки при закалке ВЭН ТВЧ на глубину 0,5 мм: 1 – сталь У8; 3 – сталь 45; на глубину 0,7 мм: 2 – сталь У8;

4 – сталь Результаты фрактографических исследований, выполненных с использованием метода растровой электронной микроскопии образцов, обработанных по данным режимам, свидетельствуют о том, что морфология изломов, формируемых при динамическом нагружении поверхностно упрочненных образцов, является типичной для закаленных сталей (рис. 21). На поверхностях разрушения доминируют фасетки, характеризующиеся наличием ручьистого излома. В некоторых локальных зонах наблюдаются трещины – сателлиты (рис. 21, б, указаны стрелками).

Рис. 21. Поверхности изломов образцов после закалки с использованием ВЭН ТВЧ: а – сталь 45; б – сталь У Для реализации предложенной методики назначения режимов поверхностной закалки с использованием концентрированных источников нагрева необходимо иметь значение технологической глубины упрочнения. Данная задача решалась путем определения операционных размеров из условия обеспечения глубины термоупрочняемого слоя, заданного чертежом детали.

Приведенные в диссертационной работе расчеты для конкретных технологических процессов показали, что реализация предлагаемой финишной стадии технологического процесса при обработке жестких деталей позволяет осуществлять предварительное шлифование поверхностей в размер, заданный чертежом. Малая величина припуска на финишное шлифование, который возникает в результате поверхностной закалки за счет изменения удельных объемов структурных составляющих, гарантирует отсутствие прижогов, позволяет придать поверхности блестящий товарный вид, а также обеспечивает превалирование деформационного механизма процесса шлифования над тепловым фактором. Последнее, в свою очередь, приводит к повышению поверхностной твердости и сжимающих остаточных напряжений в поверхностном слое, что благоприятно отражается на повышении эксплуатационных свойств обработанных деталей.

В шестом разделе показана эффективность внедрения новых технологий и оборудования, реализующих предлагаемую комбинированную обработку, на ряде промышленных предприятий.

Рассмотрены варианты оснащения станков шлифовальной группы выносными закалочными контурами для реализации на этих станках дополнительной термической операции деталей - высокоэнергетической поверхностной закалки ТВЧ. Закалочный контур состоит из блока конденсаторов, закалочного трансформатора, индуктора, гибкого шинопровода, обеспечивающего электрическую связь между индуктором и трансформатором, и привода перемещения индуктора в рабочую зону. С использованием разработанных прикладных программ показана возможность оптимизации геометрических размеров и электрических характеристик всех элементов закалочного контура, исходя из конкретной компоновки станка и типоразмеров обрабатываемых деталей. Новизна предложенных решений подтверждена двумя авторскими свидетельствами и патентом на изобретения.

Эффективность разработанных технологий рассмотрена на примере обработки наиболее ответственных деталей лицензионного швейцарского ткацкого станка фирмы SULZER RUTI, так как в технологии их изготовления предусмотрена поверхностная закалка ТВЧ на глубину 0,5…1,5 мм. В качестве объекта сравнения была взята заводская финишная стадия технологического процесса, которая содержит отдельные операции поверхностной закалки ТВЧ и финишного шлифования. В результате проведенных работ установлено, что предлагаемая комбинированная обработка по отношению к заводской финишной стадии технологического процесса позволяет:

- гарантированно получать эффективную структуру с рациональным распределением остаточных напряжений в поверхностном слое;

- повысить производительность поверхностной закалки в 6,4 раза и снизить энергозатраты в 9,3 раза;

- повысить производительность шлифования в 2,6 раза и снизить энергозатраты в 1,3 раза.

Повышение производительности и снижение энергозатрат поверхностной закалки связано, прежде всего, с уменьшением технологической глубины упрочнения до 1,5 раз по отношению к заводской технологии, что позволяет реализовать эффективную объемную схему нагрева ВЭН ТВЧ.

На основании этого, можно констатировать, что поставленная цель: повышение качества поверхностного слоя, а кроме того повышение производительности обработки и снижение энергозатрат на финишной стадии технологического процесса – достигнута.

Основные результаты и выводы 1. Проведенный анализ показал, что физико-механические свойства поверхностно упрочненных слоев сталей определяются численными значениями параметров термических циклов, реализуемых в материале в процессе поверхностной закалки и финишного шлифования деталей машин. При традиционном построении финишной стадии технологического процесса, когда эти операции производятся на различном технологическом оборудовании, шлифование осуществляется с преобладанием теплового фактора над деформационным, что негативно сказывается на качестве поверхностно упрочненного слоя. Максимальное использование упрочняющего эффекта (преобладание деформационного фактора над тепловым) возможно путем объединения финишных операций на одном технологическом оборудовании, что позволяет минимизировать значение припуска на окончательную механическую обработку.

2. Для исследования физических процессов, происходящих в материале при использовании предложенной комбинированной обработки, разработан комплекс взаимосвязанных математических моделей. Данные модели отличаются от известных тем, что:

- в них используются общие технологические параметры обработки вне зависимости от природы выделяемой энергии: размер теплового источника, скорость его движения и удельная мощность нагрева;

- при моделировании процесса аустенитизации сталей предусмотрена смена механизмов роста аустенитного зерна со "сдвигового" на "диффузионный", в зависимости от температуры нагрева;

- при моделировании напряженно-деформированного состояния материала расчет физико-механических свойств материала осуществляется с учетом изменения удельных объемов различных структурных составляющих.

3. Определены численные значения параметров термических циклов при поверхностной закалке с использованием ВЭН ТВЧ и КЭП в диапазоне режимов, реализующих глубинную схему нагрева (глубина закалки до 0,8 мм) и поверхностную схему нагрева (глубина закалки до 2,0 мм). На основании результатов моделирования температурных полей и структурно-фазовых превращений в сталях показана невозможность установления однозначной связи между численными значениями параметров термического цикла и технологическими режимами обработки с одной стороны, и характеристиками качества упрочненного слоя с другой стороны.

4. При поверхностной закалке ВЭН ТВЧ и КЭП без использования охлаждающей жидкости имеет место отпуск мартенсита в процессе его образования (самоотпуск). Установлено, что снижение микротвердости наиболее заметно при скоростях охлаждения в интервале температур мартенситного образования V02 < 350 °С/с. Исследования температурных полей при шлифовании материала после поверхностной закалки так же показали, что средние температуры в зоне резания обеспечивают отпуск мартенсита в локальных участках обрабатываемой поверхности. Величина снижения микротвердости на сталях 45, 60, У8 и У10, обусловленная проявлением эффекта самоотпуска, составляет 250…4МПа.

5. Доказана возможность появления жидкой фазы в микро- и макрообъемах в глубине нагреваемого слоя стальных деталей с использованием концентрированных объемных источников нагрева. Теоретически обоснована и экспериментально подтверждена возможность образования структуры ледебурита при поверхностной закалке заэвтектоидных сталей. Данный факт свидетельствует о правильности выбранных расчетных схем моделирования температурных полей и процесса аустенитизации сталей. Теоретически доказана возможность образования локальных участков структуры ледебурита при поверхностной закалке эвтектоидной стали. Установлено, что в этом случае скорость нагрева в интервале температур структурно-фазовых превращений должна превышать значение 40000 оС/с.

6. Предложено в качестве основного параметра назначения режимов поверхностной закалки с применением любых концентрированных источников нагрева, вместо средней скорости и максимальной температуры нагрева, использовать характеристику S, определяющую интегральное температурновременное воздействие на металл и наиболее полно описывающую процесс аустенитизации стали. Это позволяет более точно прогнозировать общую глубину структурно измененного слоя и назначать режимы обработки, обеспечивающие получение дисперсной структуры упрочненного слоя.

7. Установлены численные значения интегральной температурновременной характеристики S, которые необходимо реализовать в поверхностных слоях материала при закалке с использованием концентрированных источников нагрева доэвтектоидных, эвтектоидной и заэвтектоидных сталей, обеспечивающих получение гомогенного по углероду аустенита при различном состоянии исходной структуры материала.

8. Определены зависимости интегральной температурно-временной характеристики S, реализуемой на глубине 0,2 мм при закалке сталей с использованием ВЭН ТВЧ и КЭП в исследуемом диапазоне режимов обработки от глубины упрочнения, с одной стороны, и от режимов обработки, с другой стороны.

9. Анализ результатов экспериментальных и теоретических исследований показал, что величина переходного слоя должна составлять 25…33 % от глубины упрочненного слоя. При выполнении этого требования пик растягивающих напряжений смещается в более глубокие слои материала. В то же время величина сжимающих напряжений на поверхности в среднем уменьшается не более чем на 4…6 %. В этом случае снижается вероятность появления закалочных трещин и повышается долговечность работы деталей в условиях знакопеременных нагрузок.

10. Предложена новая методика назначения рациональных режимов поверхностной закалки стальных деталей, отличающаяся от известных тем, что при назначении режимов учитывается не только необходимая глубина упрочнения слоя, но и характер распределения остаточных напряжений по глубине материала.

11. Доказано, что при использовании предлагаемой комбинированной обработки жестких стальных деталей предварительная механическая обработка поверхности может быть осуществлена в окончательный размер. Малая величина припуска на финишное шлифование, возникшего в результате поверхностной закалки за счет изменения удельных объемов структурных составляющих, гарантирует отсутствие прижогов, а также обеспечивает превалирование деформационного эффекта процесса шлифования над тепловым фактором (нивелирование процесса резания). Последнее, в свою очередь, приводит к повышению твердости и сжимающих остаточных напряжений в поверхностном слое, что благоприятно отражается на повышении эксплуатационных свойств обработанных деталей.

12. Разработано оборудование, инструмент и ряд новых технологий комбинированной обработки, внедрение в производство которых позволяет на финишной стадии технологического процесса изготовления деталей в сравнении с традиционной технологией достичь следующих результатов:

- гарантированно получать эффективную структуру с рациональным распределением остаточных напряжений в поверхностном слое;

- повысить производительность обработки в 2…4 раза;

- снизить энергозатраты на обработку в 4…6 раз;

- повысить микротвердость и уровень сжимающих напряжений в поверхностном слое материала на 10..15 %;

- исключить возможность появления брака при финишном шлифовании;

Новизна технических решений при создании устройств, инструмента и технологии подтверждена авторскими свидетельствами и патентом на изобретения.

Основные положения и результаты диссертационной работы отражены в следующих работах:

1. Иванцивский В.В., Скиба В.Ю., Пушнин В.Н. Методика назначения режимов обработки при совмещении операций абразивного шлифования и поверхностной закалки ТВЧ // Обработка металлов, 2011. № 4 (53). С. 27-34.

2. Интегральная обработка как эффективное направление решения задачи перехода к ресурсосберегающим технологиям / В. Ю. Скиба, В. В. Иванцивский, Н. П. Зуб, С. В. Туревич // Инновационная деятельность, 2010. №1 (10).

С. 66-69.

3. Новая высокопроизводительная и ресурсосберегающая интегральная обработка / В. Ю. Скиба, В. В. Иванцивский, Н. П. Зуб, С. В. Туревич // В мире научных открытий, 2010. - №2(08). Ч.3. С.91-93.

4. Иванцивский В. В., Скиба В.Ю. Эффективность объединения операций поверхностной закалки и шлифования на одном технологическом оборудовании // Обработка металлов, 2010. №4 (49). С. 15-21.

5. Иванцивский В.В., Скиба В.Ю., Зуб Н. П. Методика назначения режимов обработки, обеспечивающих рациональное распределение остаточных напряжений при поверхностной закалке ВЭН ТВЧ // Научный вестник НГТУ, 2008. № 3 (32). С. 83-93.

6. Иванцивский В. В., Скиба В.Ю. Повышение поверхностной микротвердости стали при интеграции поверхностно-термической и финишной механической обработок // Научный вестник НГТУ, 2006. № 3(24). С. 187–192.

7. Иванцивский В. В., Скиба В.Ю. Совмещение операций поверхностной закалки и финишного шлифования на одном технологическом оборудовании // Обработка металлов, 2006. № 1 (30). С. 16–18.

8. Особенности структурных превращений, обусловленные скоростным нагревом углеродистых сталей / А. А. Батаев, В. В. Иванцивский, И. А. Батаев, В. Г. Буров и др. // Известия высших учебных заведений. Черная металлургия, 2006. № 10. С. 31–33.

9. Иванцивский В. В. Расчет скорости роста аустенита при нагреве сталей с использованием концентрированных источников нагрева // Обработка металлов, 2006. № 4 (33). С. 12–15.

10. Иванцивский В. В., Скиба В.Ю., Степанова Н.П. Методика назначения рациональных режимов поверхностной закалки сталей с использованием концентрированных источников нагрева // Обработка металлов, 2006. № 4 (33).

С. 17–19.

11. Иванцивский В. В., Батаев В.А. Упрочнение поверхностных слоев деталей машин с использованием высокоэнергетического нагрева токами высокой частоты// Ползуновский вестник, 2005. № 2. С. 104–113.

12. Иванцивский В. В., Рахимянов Х.М. Технологическое обеспечение качества поверхностного слоя деталей машин при интеграции поверхностной термической и финишной механической обработки // Упрочняющие технологии и покрытия, 2005. № 6. С. 43–46.

13. Иванцивский В. В., Скиба В. Ю., Степанова Н. П. Назначение режимов закалки с использованием концентрированных источников нагрева // Обработка металлов, 2005. № 3 (28). С. 22–24.

14. Иванцивский В. В. Численное моделирование температурных полей в материалах при упрочнении с использованием концентрированных объемных источников нагрева // Научный вестник НГТУ, 2004. № 2. С. 161–172.

15. Иванцивский В. В. Поверхностное упрочнение стали электроннолучевой обработкой в атмосфере // Известия тульского государственного университета. Серия электрофизико-химические воздействия на материалы, 2004.

Вып. 5. С. 96–107.

16. Иванцивский В. В. Батаев В.А. Связь параметров термических циклов, реализуемых в поверхностных слоях деталей машин, с глубиной упрочнения при воздействии объемных концентрированных источников нагрева // Известия высших учебных заведений. Черная металлургия, 2004. № 10. С. 30–34.

17. Особенности структурных превращений в сталях, обусловленные использованием источников высококонцентрированной энергии / А. А. Батаев., И.

А. Батаев, В. Г. Буров, В. В. Иванцивский // Обработка металлов, 2004. № (25). С.18–19.

18. Иванцивский В. В., Чесов Ю.С., Птицын С.В. Интеграция процессов механической и поверхностной термической обработки на станочном оборудовании // Вестник машиностроения, 2001. № 10. С. 53–56.

19. Иванцивский В. В., Чесов Ю.С., Птицын С.В. Технология, оборудование и инструмент для финишных операций // Обработка металлов. 2001, № (12). С. 52–54.

20. Аксенов В.А., Иванцивский В.В. Теплофизический анализ технологических процессов комбинированной обработки деталей из конструкционных сталей // Известия высших учебных заведений. Машиностроение, 1997. № 4-6.

С. 86–89.

21. Аксенов В. А., Чесов Ю.С., Иванцивский В.В. Связь режимов обработки с тепловыми явлениями при шлифовании // Известия высших учебных заведений. Машиностроение, 1988. № 8. С. 124–127.

22. А. с. 1540037 СССР, МКИ Н 05 В 6/36. Высокочастотное устройство для нагрева поверхности детали / С. Н. Дорохов, В. А. Аксенов, В. В. Иванцивский и др. – № 4360244/24-07 ; заяв. 07.01.88 ; опубл. 30.01.90, Бюл. № 4. – 3 с.

23. А. с. 1652359 СССР, МКИ С21 D 1/10. Способ закалки с нагревом ТВЧ / В. А. Аксенов, Ю. С. Чесов, С. В. Птицын, В. В. Иванцивский и др. – № 4620299/02; заяв. 14.12.88; опубл. 30.05.91, Бюл. № 20. – 6 с.

24. Пат. № 1779265 СССР, МКИ С 21 D 1/42. Устройство для индукционного нагрева / С. В. Птицын, В. А. Аксенов, Ю. С. Чесов, В. В. Иванцивский – № 4838479/02; заяв. 12.06.90; опубл. 30.11.92, Бюл. № 44. – 7 с.

25. Назначение режимов абразивного шлифования незакаленной стали в условиях интеграции поверхностно-термической и финишной механической обработок / В. Ю. Скиба, В. В. Иванцивский, В. А. Компаков, В. Н. Пушнин // Техника и технология: новые перспективы развития: Материалы V Международной научно-практической конференции. - Москва: изд-во "Спутник +", 2012.

С.155-158.

26. Скиба В. Ю., Иванцивский В.В., Пушнин В.Н. Нормирование режимов чистового шлифования и выхаживания в условиях интеграции поверхностно-термической закалки ТВЧ и абразивного шлифования // Технические науки - основа современной инновационной системы: Материалы 1-й международной научно-практической конференции. - Йошкар-Ола: изд-во Приволжский научно-исследовательский центр, 2012. - С. 42-43.

27. Иванцивский В.В., Скиба В.Ю., Пушнин В. Н. Комплексная методика нормирования режимов интегральной обработки // Проблемы повышения эффективности металлообработки в промышленности на современном этапе: Материалы 10-й Всероссийской научно-практической конференции. - Новосибирск: изд-во НГТУ, 2012. - С. 8-10.

28. Моделирование тепловых полей в материале при абразивном шлифовании углеродистой стали в конечно-элементном комплексе SYSWELD / В. Ю.

Скиба, В. В. Иванцивский, Н. П. Зуб, С. В. Туревич // Прогрессивные технологии в современном машиностроении: Материалы VI Международной научнотехнической конференции. - Пенза: изд-во "Приволжский Дом знаний", 2010. С.

50-53.

29. Повышение контактно-усталостной прочности деталей машин при интеграции абразивного шлифования и поверхностной закалки ТВЧ / В. Ю. Скиба, В. В. Иванцивский, Н.П. Зуб, С. В. Туревич // Инновации в машиностроении: Материалы 1-й Международной научно-практической конференции.

Бийск: изд-во АГТУ им. И.И. Ползунова, 2010. С. 181-184.

30. Разработка инструмента, оборудования и технологических предложений для поверхностной закалки ВЭН ТВЧ цилиндровых втулок поршневых насосов / В. В. Иванцивский, В. Ю. Скиба, В. А. Батаев, Н. П. Зуб, С. В. и др. // Проблемы повышения эффективности металлообработки в промышленности на современном этапе: Материалы 8-ой Всероссийской научно-практической конференции. Новосибирск: изд-во НГТУ, 2010. С. 132-136.

31. Комплексное обеспечение качества деталей машин при интеграции абразивного шлифования и поверхностной закалки ТВЧ / В. Ю. Скиба, В. В.

Иванцивский, Н. П. Зуб, С. В. Туревич, В. Е. Воротников, Р. А. Гарин // Современная металлургия начала нового тысячелетия: сб. науч. трудов VI межд.

научно-тех. конф. Часть 1. Липецк: Изд-во ЛГТУ, 2009. С. 225-231.

32. Методика назначения режимов обработки при интеграции абразивного шлифования и поверхностной закалки ТВЧ / В. В. Иванцивский, В. Ю.

Скиба, Н. П. Зуб, С. В. Туревич // Современные проблемы в технологии машиностроения: сб. науч. трудов Всероссийской научно-практической конференции, посвященной 100-летию со дня рождения профессора Муханова И.И.

Новосибирск: изд-во НГТУ, 2009. С. 84-93.

33. Методика нормирования рациональных режимов поверхностной закалки ТВЧ / В. В. Иванцивский, В. Ю. Скиба, Н. П. Зуб, Е. А. Гарин // Современная металлургия начала нового тысячелетия: сб. науч. трудов VI межд.

научно-тех. конф. Часть 1. Липецк: ЛГТУ, 2009. С. 231-237.

34. Нормирование режимов обработки при интеграции абразивного шлифования и поверхностной закалки ТВЧ / В. Ю. Скиба, В. В. Иванцивский, Н.

П. Зуб, С. В. Туревич, В. Е. и др. // Современные технологии в машиностроении: сб. науч. трудов XIII межд. научно-практич. конф. Пенза: ПДЗ, 2009. - С.

127-130.

35. Обеспечение требуемого качества деталей машин при интеграции абразивного шлифования и поверхностной закалки ТВЧ / В. Ю. Скиба, В. В.

Иванцивский, Н. П. Зуб, С. В. Туревич // Инженерия поверхностного слоя деталей машин: сб. науч. трудов межд. научно-практич. конф. Кемерово: КузГТУ, 2009. С. 383-397.

36. Повышение производительности и качества обработки деталей машин при интеграции финишной механической и поверхностно-термической операций на одном технологическом оборудовании / В. Ю. Скиба, В. В. Иванцивский, Н. П. Зуб, С. В. Туревич // III ТЫСЯЧЕЛЕТИЕ - НОВЫЙ МИР: сб. науч.

трудов межд. форума по проблемам науки, техники и образования. Москва:

Изд-во "Академия наук о Земле", 2009. С 161-172.

37. Иванцивский В.В., Рахимянов Х.М., Скиба В.Ю. Обеспечение рационального распределения остаточных напряжений по глубине материала при поверхностной закалке ВЭН // Современная электротехнология в машиностроении : тр. междунар. нуч.-техн. конф. Тула: изд-во ТулГУ, 2007. С. 15–22.

38. Иванцивский В. В., Скиба В.Ю. Численное моделирование напряженно-деформированного состояния материала при поверхностной закалке объемными концентрированными источниками тепла / В. В. Иванцивский, В. Ю.

Скиба // Сборник научных трудов НГТУ, 2004. №4(30). С. 83–90.

39. Иванцивский В. В. Связь режимов обработки с теплофизическими процессами в материале при интеграции поверхностной термической и финишной механической обработок // Современная электротехнология в промышленности России: тр. Всеросс. нуч.-техн. конф., Тула: изд-во ТулГУ, 2003. С. 249– 258. электрон. опт. диск (CD-ROM). – ISBN 0320300984.

40. Иванцивский В.В., Золотухина Н.А. Численное моделирование температурного поля в материале при электронно-лучевом источнике нагрева // Сборник научных трудов НГТУ, 2002. № 4(30). С. 93–100.

41. Иванцивский В. В., Батаев В.А. Расчет параметров термических циклов реализуемых в материалах при действии объемных источников нагрева // Актуальные проблемы электронного приборостроения: тр. V междунар. конф.

Новосибирск: изд-во НГТУ, 2000. Т 3. С. 145–150.

42. Батаев В.А., Иванцивский В.В., Голковский М.Г. Расчет температурных полей при упрочнении конструкционных сталей с использованием объемных источников энергии // Строительство, материаловедение, машиностроение:

сб. научн. тр. Днепропетровск: изд-во Gaudemus, 2000. Вып. 10. С. 62–64.

43. Роль локализованной деформации в процессах разрушения сталей / С.

А. Которов, А. А. Батаев, В. В. Иванцивский, Л. Н. Суханова // Актуальные проблемы электронного приборостроения: тр. IV междунар. конф. Новосибирск: изд-во НГТУ, 1998. Т. 15. С. 57–61.

44. Иванцивский В.В., Чесов Ю.С., Птицын С.В. Обеспечение требуемого качества поверхностного слоя при упрочнении деталей машин // Научные основы высоких технологий: тр. междунар. науч.-техн. конф. Новосибирск : изд-во НГТУ, 1997. Т. 4. С. 164–167.

45. Иванцивский В. В., Фадеев А.П. Упрочнение поверхностного слоя стали 45 с использованием высокоэнергетического нагрева ТВЧ // Научные основы высоких технологий : тр. междунар. науч.-техн. конф. Новосибирск: издво НГТУ, 1997. Т. 4. С. 63–66.

46. Иванцивский В. В., Чесов Ю.С., Птицын С.В. Гибкие шинопроводы для передачи высокочастотной энергии // Оборудование и технология машиностроительного производства: межвуз. сб. науч. труд. Новосибирск: изд-во НГТУ, 1996. С. 67–72.

47. Чесов Ю.С., Иванцивский В.В., Птицын С.В. Технологический модуль для поверхностной термической обработки // Оборудование и технология ма шиностроительного производства: межвуз. сб. науч. труд. Новосибирск: издво НГТУ, 1996. С. 61–66.

48. Иванцивский В. В. Структура и твердость стали 45 после высокоэнергетического упрочнения ТВЧ // Оборудование и технология машиностроительного производства: межвуз. сб. науч. труд. Новосибирск: изд-во НГТУ, 1996.

С. 8–12.

49. Иванцивский В.В., Чесов Ю.С. Энергетические возможности процессов упрочнения при механической и поверхностной термической обработке // Оборудование и технология машиностроительного производства: межвуз. сб.

науч. труд. Новосибирск: изд-во НГТУ, 1994. С. 17–23.

50. Иванцивский В. В. Расчет температурного поля в материалах при движущемся источнике в условиях высокоэнергетического нагрева ТВЧ // Оборудование и технология машиностроительного производства: межвуз. сб. науч.

труд. Новосибирск: изд-во НГТУ, 1994. С. 8–17.

51. Аксенов В.А., Чесов Ю.С., Иванцивский В.В. Автомат для разрезки пружины прокладчика утка ткацкого станка // Совершенствование процессов абразивно-алмазной и упрочняющей обработки и САПР: межвуз. сб. науч. Трудов. Пермь: изд-во ППИ. 1992, С. 79–84.

52. Аксенов В.А., Чесов Ю.С., Иванцивский В.В.Формирование профиля губок прокладчика утка ткацкого станка шлифованием // Алмазная и абразивная обработка деталей машин и инструмента: межвуз. сб. науч. тр. Пенза: издво ППИ, 1991. Вып. 20. С. 55–58.

53. Аксенов В.А., Чесов Ю.С., Иванцивский В.В. Исследование параметров точности и шероховатости поверхности при абразивном упрочнении // Алмазная и абразивная обработка деталей машин и инструмента: межвуз. сб. науч. тр. Пенза: изд-во ППИ, 1991. Вып. 19. С. 12–16.

54. Аксенов В.А., Чесов Ю.С., Иванцивский В.В. Интеграция процессов механической и термической обработки в ГПМ // Металлорежущие станки:

респ. меж- вед. науч.-технич. сб. Киев, 1991. Вып. 19. С. 46–50.

55. Аксенов В.А., Чесов Ю.С., Иванцивский В.В. Упрочнение профиля дисковых кулачков абразивной обработкой // Алмазная и абразивная обработка деталей машин и инструментов: межвуз. сб. науч. тр. Пенза: изд-во ППИ, 1990.

Вып. 18. С. 35–39.

56. Аксенов В.А., Чесов Ю.С., Иванцивский В.В. Технологические возможности создания оптимальных структур конструкционных сталей поверхностным упрочнением // Структура и свойства упрочненных конструкционных материалов: межвуз. сб. науч. тр. Новосибирск: изд-во НЭТИ, 1990. С. 75–82.

57. Аксенов В.А., Чесов Ю.С., Иванцивский В.В. Управление уровнем эксплуатационных свойств деталей машин при шлифовании // Совершенствование процессов абразивно-алмазной и упрочняющей обработки в машиностроении: межвуз. сб. науч. тр. Пермь: изд-во ППИ, 1990. С. 111–119.

58. Аксенов В.А., Чесов Ю.С., Иванцивский В.В. Поверхностная термическая обработка и свойства стали при высокоэнергетическом нагреве // Структура и конструктивная прочность стали: межвуз. сб. науч. тр. Новосибирск:

изд-во НЭТИ, 1989. С.62–66.

59. Аксенов В.А., Чесов Ю.С., Иванцивский В.В. Влияние условий формирования поверхностного слоя на эксплуатационные свойства деталей машин // Поверхностный слой, точность, эксплуатационные свойства и надежность деталей машин и приборов: материалы науч. семинара. М.: изд-во МДНТП, 1989.

С. 8–12.

60. Аксенов В.А., Чесов Ю.С., Иванцивский В.В. Структура и свойства поверхностного слоя в условиях высокоскоростного нагрева // Структура и оптимальное упрочнение конструкционных материалов: межвуз. сб. науч. тр. Новосибирск: изд-во НЭТИ, 1988. С. 54–60.

61. Аксенов В.А., Чесов Ю.С., Иванцивский В.В. Анализ термических циклов при упрочняющем шлифовании // Объемное и поверхностное упрочнение деталей машин: межвуз. сб. науч. тр. Новосибирск: изд-во НЭТИ, 1987. С.

82–89.

62. Аксенов В.А., Чесов Ю.С., Иванцивский В.В. Расчет и анализ параметров термических циклов при упрочняющем шлифовании // Совершенствование процессов абразивно-алмазной и упрочняющей обработки в машиностроении: межвуз. сб. науч. тр. Пермь: изд-во ППИ, 1987. С. 14–21.






© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.