автореферат диссертации по обработке конструкционных материалов в машиностроении, 05.03.07, диссертация на тему:Теоретические и технологические основы комплексного упрочнения инструментальных материалов с использованием высококонцентрированного плазменного нагрева

НАЦІОНАЛЬНИЙ ТЕХНІЧНИЙ УНІВЕРСИТЕТ УКРАЇНИ «КИЇВСЬКИЙ ПОЛІТЕХНІЧНИЙ ІНСТИТУТ»

?Гб од

І г\ НОП

Самотугін Сергій Савелійович

УДК 621.771.07.001.5

Теоретичні і технологічні основи комплексного зміцнення інструментових матеріалів з використанням висококонцентрованого плазмового

нагріву

05.03.о/-процеси фізико-технічної обробки

АВТОРЕФЕРАТ дисертації на здобуття наукового ступеня доктора технічних наук

Київ - 2000

Дисертацією є рукопис

Робота виконана у Приазовському державному технічному університеті Міністерства освіти та науки України, м.Маріуполь

Офіційні опоненти: Доктор технічних наук, професор Ковальченко

Михайло Савич, завідувач відділом № 21 інституту проблем матеріалознавства НАН України

Доктор технічних наук, професор Ляшенко Борис Артемович, завідувач відділом № 17 інституту проблем міцності НАН України

Доктор технічних наук, професор Ващенко Вячеслав Андрійович, завідувач кафедрою фізики Черкаського інженерно-технологічного інституту

Провідна установа - фізико-технологічний інститут металів та сплавів НАН • України, м. Київ

- V-

Захист відбудеться «^С>> АЛ<Л^ІЯ.2000 р. о «годині на засіданні

спеціалізованої вченої ради Д 26.002.15 НТУУ «КПІ», м.Київ-56, проспект Перемоги, 37, корп. 19, ауд.417

З дисертацією можно ознайомитись у бібліотеці НТУУ «КПІ»

Відгук на автореферат (1 примірник, затверджений печаткою) прохання надсилати за вказаною адресою на ім’я вченого секретаря ради.

Автореферат розіслано 200С

Вчений секретар спеціалізованої вченої ради Д 26.002.15 професор, д.т.н. '

Актуальність геми

Одним з найперспективніших напрямків розвитку сучасного виробництва є впровадження інтенсивних технологій обробки матеріалів висококонцентро-ваними джерелами нагріву (ВКДН) - лазерним та електронним променями, плазмовим струменем. Завдяки високій щільності потужності та можливості регулювати тривалість впливу, використання цих джерел енергії дозволяє виконувати різноманітні види технологічних операцій - зварювання, різання, напилення, поверхневе гартування. Ці технології у порівнянні з традиційними відрізняються більш високою продуктивністю, універсальністю та, що особливо актуально на теперішній час, меншою енергомісткістю та екологічною чистотою. Із способів обробки ВКДН найбільші переваги має поверхневе зміцнення, оскільки дозволяє отримати такий рівень властивостей сталей та сплавів, який є недоступним для відомих способів. При цьому зміцненні матеріали отримують властивості шаруватих композиційних матеріалів, що додатково підвищує працездатність оброблених виробів. Однією з перспективних галузей використання поверхневого зміцнення ВКДН є металооброблювальний інструмент. Це зумовлено його відносно низькою стійкістю, широкою номенклатурою, великими витратами гостродефіцитних компонентів.

Стосовно лазерного та електроннопроменевого зміцнення інструменту на теперішній час опублікована достатньо велика кількість робіт, ці способи впроваджені на багатьох підприємствах. Значно менше вивченим, незважаючи на деякі переваги, залишається плазмове зміцнення. Відсутність фундаментальних досліджень процесів фазоутворень у інструментових матеріалах при плазмовій обробці та властивостей зміцнених матеріалів є однією з головних причин, стримуючих практичне використання плазмового зміцнення. Зовсім не вивченими залишаються також способи комплексного зміцнення інструменту, що поєднують об’ємне гартування або наплавлення та плазмову поверхневу обробку.

Ефективність використання плазмового зміцнення, як і лазерного та електроннопроменевого, для металооброблювального інструменту залежить від можливостей підвищення експлуатаційних властивостей - твердості, зносостійкості, теплостійкості. На теперішній час немає єдиних (стандартних) методик механичних випробувань поверхнево-зміцнених матеріалів. Тому актуальними є розробка таких методик випробувань і фундаментальні дослідження властивостей, насамперед в’язкості руйнування - оскільки крихкі мікро- та макро-руйнування є одними з головних причин передчасного виходу з ладу металооброблювального інструменту.

Зв’язок роботи з науковими програмами, планами, темами

За тематикою дисертації під керівництвом автора та при його безпосередній участі виконані науково-дослідницькі госпдоговірні та держбюджетні роботи (1989-2000 роки), у тому числі у рамках координаційного плану НДР Міносвіти та науки України за тематикою «Фізичне формування структури, фа-

зовий склад і фізичні властивості перспективних металевих матеріалів, покриттів і тонких шарів» за фаховим напрямком «Фізичне матеріалознавство» (1997-2000 роки).

Дисертаційні дослідження і розробки використовуються у навчальному процесі Приазовського державного технічного університету.

Мета і завдання дослідження

Метою роботи було наукове обгрунтування підвищення експлуатаційних властивостей інструментових матеріалів, насамперед в’язкості руйнування, шляхом поверхневого зміцнення висококонцентрованим плазмовим струменем, утому числі в поєднанні з об’ємною термічною обробкою.

Для досягнення поставленої мети необхідно було вирішити наступні наукові та прикладні завдання:

1. Вивчити особливості експлуатації та причини виходу з ладу метало-оброблювального інструменту, напрямки розвитку інструментових матеріалів та способи їх зміцнення.

2. Розробити методику і програму розрахунків оптимальних режимів зміцнення інструменту.

3. Дослідити механизми фазових і структурних перетворень у інструментових матеріалах різного складу (сталях, твердих сплавах, чавунах, наплавленому металі) при плазмовому зміцненні, у тому числі при поєднанні з об’ємною термообробкою.

4. Розробити методики випробувань і дослідити експлуатаційні властивості зміцнених інструментованих матеріалів.

5. Дослідити механизми утворення унутрішніх напруг, особливості і механизми гальмування руйнування у композиційних інструментових матеріалах з поверхневим зміцненим шаром.

6. Розробити наукові основи технології відновлення та зміцнення інструменту різноманітного функційного призначення.

Вирішення вказаних завдань виконано з використанням таких способів досліджень: математичне моделювання на ЕОМ; оптична та електронна металографія структур; електронна фрактографія поверхнів зломів; рентгенострук-турний аналіз фазового складу, параметрів кристалічної гратки і внутрішніх напруг, механичні випробування при динамічному і статичному навантаженні; математична обробка діаграм руйнування.

Наукова новизна отриманих результатів

1. Сформульовані нові теоретичні положення комплексного об'ємно-поверхневого зміцнення інструментових матеріалів з використанням високо-концентроваїшого плазмового нагріву, яке дозволяє підвищити працездатність інструменту завдяки збалансованої високої об'ємної міцності і в'язкості руйнування та високої поверхневої зносостійкості і стійкості до утворення

з

тріщим. Нові наукові основи зміцнення інструменту грунтуються на вперше отриманих теоретичних та експериментальних результатах досліджень фазових і структурних перетворень у інструментових матеріалах при плазмовій обробці у поєднанні з об'ємним зміцненням або наплавленням, комплексних досліджень експлуатаційних властивостей зміцнених матеріалів, механизмів руйнування і гальмування тріщин у композиційних інструментових матеріалах з поверхневим зміцненим шаром.

2. На підставі металографічних та рентгеноструктурних досліджень встановлено, що при плазмовому зміцненні вуглецевих та легованих сталей у верхніх шарах гартованої зони реалізується зсувний механизм фазових перетворень, а у нижчих шарах - флуктуаційний. Це зумовлено досягненням надвисокої природньої швидкості охолодження металу гартованої зони та нерівномірним її розподілом по товщині зміцненого шару. З використанням положень теорії теплопровідності у лінійній постановці розроблено математичну модель плазмового зміцнення інструменту вздовж робочої кромки та програму розрахунку оптимальних режимів плазмової обробки інструменту.

3. Розроблені методичні основи випробувань і розрахунків параметрів в’язкості руйнування інструментових матеріалів після плазмового зміцнення, які у поєднанні з фрактографічними дослідженнями поверхнів зло-мів дозволяють точно і коректно оцінювати ступінь впливу плазмової обробки на в’язкість руйнування інструменту.

4. На підставі досліджень тонкої структури, параметрів крісталічної гратки та мікромеханизмів руйнування встановлено, що досягнення високого збалансованого рівня об'ємної та поверхневої міцності і в'язкості руйнування при комплексній обробці відбувається завдяки дії певних механизмів зміцнення: для низьколегованих інструментових сталей найбільший вплив мають субструктурний і дислокаційний механизми зміцнення; для попередньо гартованої швидкоріжучої сталі - твердорозчинний і дислокаційний, а у разі використання об’ємного твердіючого відпуску - і дисперсійний механизми. Зміцнення зпечених твердих сплавів при плазмовій обробці відбувається за рахунок дії твердорозчинного і дисперсійного механизмів у зв’язуючій фазі і зернограничного зміцнення композиції при збільшенні питомої поверхні міжфазних границь «карбід-карбід» і «карбід-зв’язка». Встановлені якісні і кількісні показники ступеня впливу вказаних механизмів на експлуатаційні властивості інструментових матеріалів. Головним процесом, забезпечуючим досягнення високих властивостей інструментових сталей та зпечених сплавів при плазмовій обробці без оплавлення поверхні (з нагрівом до близькосолідусних температур), є контактне плавлення карбідної фази.

5. Вперше дано наукове обгрунтування вибіру оптимальних режимів зміцнення інструментових матеріалів об’ємно-плазмовою, індукційно-плазмовою та термоциклічною плазмовою обробкою, які дозволяють отримати найбільш високі показники твердості і теплостійкості поверхневого робочого шару у поєднанні з одночасним підвищенням показників в’язкості руйнування. Встановлена можливість використання плазмової обробки для усунення структурної та хімічної неоднорідності швидкоріжучої сталі після об’ємного

гартування з перегрівом, розроблені і досліджені способи зниження гартувальних напруг і підвищення технологічної міцності інструменту складної форми при об'ємно-плазмовому зміцненні.

6. Вперше встановлено, що використання плазмової обробки при відновленні і зміцненні гарячодеформувапьного інструменту наплавленням дозволяє знизити вміст вуглецю і карбідутворюючих елементів (вуглецевого еквіваленту) у наплавленому металі при збереженні твердості і теплостійкості на рівні високолегованих Сг-\У-У- і С г- М о - V - м ате р і ал і в і досягненні більш високої в’зкості руйнування за рахунок реалізації мікров’язкого ямкового механизму розвитку тріщин.

7. На підставі аналізу діаграм руйнування, фрактографічних досліджень поверхнів зломів, рентгеноструктурних досліджень унутрішніх (залишкових) напруг розроблені теоретичні положення гальмування руйнування у шаруватих інструментових матеріалах, отриманих плазмовою поверхневою обробкою або наплавленням. Гальмування руйнування в обох випадках відбувається за рахунок виникнення вторинних тріщин зсуву, які призводять до утворення розшарувань у наплавлених композиціях (завдяки низькій адгезійній міцності по смузі сплавлення) або віткування магістральної тріщини у поверхнево-зміцнених сталях та сплавах (завдяки неоднорідному розподілу залишкових напруг та виникненню дотичних напруг зсуву на межі зміцненого шару). Руйнування на дільниці зупинки тріщини (зсуву траєкторії) в зміцнених інструментових сталях відбувається за в’язким механизмом незалежно від їх складу та попередньої термообробки. Для оцінки в’язкості руйнування пове-рехневозміцнених інструментових сталей з урахуванням гальмування руйнування вперше запропоновано використовувати коефіцієнт інтенсивності напруг на стадії зупинки тріщини, який визначається за діаграмами руйнування шаруватих зразків.

Практичне значення отриманих результатів

На підставі теоретичних і експериментальних досліджень розроблені технологічні процеси плазмового поверхневого зміцнення інструменту (гарячодеформувапьного, різального, холоднодеформувального, грунтооброблювапьно-го), у тому числі в поєднанні з об’ємною термообробкою або наплавленням економлегованими матеріалами.

В умовах ВАТ «Криворіжсталь» та ВАТ «Маріупольський металургійний комбінат ім.Ілліча» впроваджені у виробництво технологічні процеси плазмового зміцнення прокатних валків і оснастки. Ефективність використання плазмової обробки у порівнянні з традиційними способами зміцнення (об’ємним гартуванням, гартуванням ТВЧ) обумовлена підвищенням продуктивності зміцнення, економією енергетичних ресурсів, більш високою твердістю робочої поверхні. Ефективність використання плазмової обробки у поєданні з наплавленням економлегованими матеріалами (у тому числі шаруватими) у порівнянні з наплавленням високолегованими матеріалами зумовлена зниженням трудомісткості механічної обробки, економією дефіцитних багатокоштуючих компонентів, більш високою в’язкістю руйнування зміцнених виробів. У резуль-

таті виробничих випробувань прокатних валків та оснастки після плазмового зміцнення встановлено підвищення їх стійкості у 1,5...3,0 рази.

В умовах Вітебського телевізійного заводу, ВАТ «Дніпропетровський комбайновий завод», корпорації «Запоріжтрансформатор», Електростальського заводу мостових конструкцій, ВАТ «Новомосковський трубний завод», Азовського судноремонтного заводу впроваджені у виробництво технологічні процеси зміцнення різального, штампового та формувального інструменту, поєднуючі об’ємну термообробку та плазмове поверхневе зміцнення. Вибір технологічних схем, режимів об’ємного і плазмового зміцнення робиться у залежності від умов навантаження інструменту, характеру пошкодження, складу інструменто-вого матеріалу. Розроблені спеціальні технологічні процеси комплексного об’ємно-плазмового зміцнення інструменту складної форми, які забезпечують зниження рівня гартувальних напруг і попереджують виникнення технологічних (холодних) тріщин.

В умовах ВАТ «Дніпропетровський комбайновий завод» впроваджена у виробництво технологія плазмового зміцнення грунтооброблювального інструменту — дисків бурякозбиральних комбайнів, яка забезпечує у порівнянні з базовою технологією об’ємного зміцнення більш високу твердість, зносостійкість робочої поверхні, підвищення продуктивності і економію енергетичних ресурсів.

Використання розробок на вказаних підприємствах дозволило отримати значний економічний ефект.

Результати досліджень використовуються також у навчальному процесі Приазовського державного технічного університету.

Особистий внесок здобувача

Автором розроблені оригінальні методики досліджень, фізичні і математичні моделі. Основні положення дисертації розроблені автором самостійно. У працях, опублікованих у співавторстві, автор брав безпосередню участь у проведенні досліджень, аналізі і обробці результатів, узагальненні отриманих даних.

Апиобаиія результатів дисертації

Основні положення, наукові і практичні результати дисертації доповідались і обговорювались на регіональних науково-технічних конференціях (м.Маріуполь, 1987-99 p.p.), міжнародних, республіканських і галузевих конференціях та семінарах: «Проблеми створення ресурсозберігаючих технологій зварювального виробництва для підприємств Далекого Сходу і Сибіру» (м.Комсомольськ-на-Амурі, 1988 p.); «Плазмові процеси в металургії і технології неорганічних матеріалів» (м.Москва, 1988 p.); «Нові досягнення у зварюванні і спо-ріднених процесах» (м. Пекін, Китай, 1991 p.); «Теоретичні і технологічні осно-ви наплавлення» (ІЕЗ ім.Є.О.Патона НАН України: 1989, 1992, 1994 p.p.); «Су-часні проблеми розвитку зварювального виробництва і удосконалення підго-товки кадрів» (м.Маріуполь, 1996 p.); об’єднаному науковому семінарі кафедр «Устаткування і технологія зварювального виробництва» та

«Металургія і технологія зварювального виробництва» Приазовського державного технічного університету (2000 р.); науковому семінарі кафедри лазерної технології, конструювання машин та матеріалознавства НТУУ «КГИ» - 2000 р.

Публікації

За темою дисертації опубліковано 35 праць, у тому числі 1 монографія, 2 навчальних посібника, 20 статей у наукових журналах (у тому числі 7 одноосібно), 3 статті у збірниках наукових праць, 4 патенти ( у тому числі 3 одноосібно), 5 тез доповідей на конференціях.

Структура і обсяг роботи

Дисертаційна робота складається із вступу, 7 розділів, висновків, списку літератури та додатків і включає 270 сторінок основного тексту, 100 ілюстрацій, 20 таблиць, список використаних джерел з 357 найменувань та 9 сторінок додатків.

ОСНОВНИЙ ЗМІСТ РОБОТИ

У вступі розкрита актуальність дисертаційної роботи, обгрунтована мета, сформульовані наукова новизна і практичне значення роботи.

Металооброблювапьний інструмент експлуатується у важких умовах зовнішнього навантаження, що поєднують одночасну дію динамічних, контактних, термічних навантажень. Тому інструментові матеріали повинні володіти високим комплексом експлуатаційних властивостей - зносостійкістю, міцністю, теплостійкістю, в’язкістю руйнування. Для підвищення працездатності ме-талооброблювального інструменту на даний час основним способом зміцнення є об’ємна термічна обробка. При визначенні оптимальних режимів гартування та відпуску досягаються потрібні (стандартні) есплуагаційні властивості інструментових сталей та сплавів. Однак практично завжди термообробка на максимальну твердість і зносостійкість призводить до різького зниження в’язкості і тріщиностійкості, а отже і передчасного виходу з ладу інструменту з причини крихких руйнувань. У зв’язку з цим проблема підвищення в’язкості руйнування інструментових матеріалів привертає все більшу увагу дослідників. Варто при цьому відзначити, що можливості об’ємної термообробки для досягнення високої зносостійкості у поєднанні з достатньою тріщиностійкістю інструментових сталей та сплавів значно обмежені.

Підвищення експлуатаційних властивостей інструментових матеріалів можливе також при використанні способів поверхневого зміцнення - індукційного гартування, хіміко-термічної обробки, нанесення покриттів. Перевагою цих способів у порівнянні з об’ємним зміцненням є досягнення потрібних високих значень зносостійкості тільки у відносно тонкому поверхневому шарі, у той час, як серцевина виробу може залишатись у м’якому і пластичному стані. Тим самим отримуються можливості для утворення композиційного (шаруватого) інструментового матеріалу з підвищеним рівнем в’язкості руйнування. Однак висока працездатність композиційного матеріалу досягається не лише за раху-

нок високої в’язкості внутрішнього незміцненого шару, а й достатньо високої стійкості до зародження тріщини у поверхневому зміцненому шарі. Відомі способи поверхневого зміцнення практично завжди призводять до різького окрих-чешія поверхневого шару і не дозволяють у повній мірі використовувати переваги композиційних інструментових матеріалів. За приклад можливо вважати вакуумні та іонні способи нанесення надтвердих покриттів з карбідів або нітрі-дів на різальний інструмент. Такі покриття мають надзвичайно високу твердість і зносостійкість, але за рахунок їх малої товщини та надзвичайно високої крихкості використання їх ефективне лише у певних умовах експлуатації інструменту - при відсутності значних динамічних навантажень.

Якісно новий рівень експлуатаційних властивостей інструментових матеріалів досягається при обробці висококонцентрованими джерелами нагріву (ВКДН) - лазерним та електронним променями, плазмовим струменем. Завдяки локальному та надшвидкому тепловому впливу створюються можливості отримання більш високих значень твердості, міцності, в’язкості у порівнянні з об’ємною обробкою та традиційними способами поверхневого зміцнення. Це зумовлено насамперед утворенням у поверхневому шарі високодисперсної метастабільної структури з набагато більш високою щільністю дислокацій. Фундаментальні і технологічні питання лазерної та електронно-променевої обробки матеріалів, у тому числі інструментових сталей та сплавів, розглянуті у роботах Б.Є.Патона, М.М.Рикаліна, В.С.Коваленка, Б.А.Мовчана, О.О.Углова,

О.Г.Григор’янца, Л.Ф.Головка, М.С.Ковальченка, В.В.Бердніка,

Д.І.Котельнікова, О.К.Назаренка,М.В.БІлоуса, І.В.Зуєва, М.Л.Бернштейна,

B.Д.Садовського, О.Н.Сафонова, О.Н.Кокори, Д.Поута, П.Моліана, Д.Реді та ін. Однак, не зважаючи на велику кількість публікацій, маловивченим залишається питання про вплив лазерної та електронно-променевої обробки на механичні властивості, особливо в’язкість руйнування, інструментових сталей та сплавів.

Із способів зміцнення ВКДН більш економічним, продуктивним та доступним є плазмова обробка. Різноманітні аспекти плазмових технологій відновлення і зміцнення матеріалів вивчені у роботах В.Д.Пархоменка, М.Ф.Жукова, Г.М.Григоренка, Ю.С.Борісова, Ю.М.Тюріна, С.В.Петрова,

C.П.Полякова, В.Л.Дзюби, П.В.Гладкого, О.В.Ніколаєва, В.С.Крапошина, Д.Ставрєва, Т.Ішиди та ін. Однак у літературі відсутні результати фундаментальних досліджень фазових і структурних перетворень у сталях і сплавах при висококонцентрованому плазмовому нагріві, майже абсолютно не вивчено питання про вплив плазмового зміцнення на механичні властивості і характер руйнування матеріалів, немає науково обгрунтованих рекомендацій щодо вибору оптимальних схем та режимів плазмового зміцнення інструменту (у тому числі у поєднанні з об’ємною термообробкою або наплавленням). Відсутність систематизованих даних з технологічних основ плазмового зміцнення і властивостей зміцнених матеріалів є однією з причин, стримуючих поширене впровадження плазмового поверхневого зміцнення у промисловість. Актуальність даної роботи зумовлена також можливістю значної економії енергоресурсів у порівнянні з відомими способами поверхневого зміцнення і зниження потреби

у гостродефіцитних легуючих компонентах (вольфрамі, молібдені, ванадії, кобальті), які складають основу інструментових матеріалів.

Суть способу плазмового зміцнення інструментових сталей та сплавів полягає у локальному висококонцентрованому нагріві поверхні струменем дугової плазми, швидкому природньому охолодженні за рахунок теплопровідності і гартуванні поверхневого шару, нагрітого до температури, що перевищує критичну. Джерело нагріву - дуговий плазмовий струмень - генерується спеціальним пристроєм - плазмотроном. Для виконання плазмового гартування більш розповсюджені плазмотрони прямої дії. Однак у даному випадку важко виконувати поверхневе гартування без оплавлення поверхні, оскільки активна пляма плазмової дуги знаходиться на поверхні виробу. Використання плазмотронів посередньої дії дозволяє виконувати гартування як без оплавлення, так і з оплавленням поверхні. На підставі попередніх досліджень було розроблено, удосконалено та запатентовано плазмотрон для поверхневого гартування посередньої дії з секціонованою міжелектродною вставкою потужністю до 40 кВт і коефіцієнтом корисної дії до 0,58. Він відрізняється від раніше використованих зовнішньою формою сопла у вигляді конусу, що дозволяє виконувати поверхневу обробку інструменту складної форми. Оптимальна дистанція обробки (віддаль між зрізом сопла та поверхнею виробу) складає 5 ± 1 мм, що зумовлено наявністю на цій віддалі найбільш нагрітої зони плазмового струменю - кулі струменю.

Для вибору оптимальних режимів плазмового зміцнення інструментових матеріалів необхідна розробка розрахункових методів оцінки параметрів термічного циклу плазмового нагріву - максимальної температури нагріву та швидкості охолодження. При цьому плазмовий струмень, як і інші ВКДН, можна розглядати як нормально-розподілене джерело нагріву, щільність потужності якого визначається за законом Гаусса. Розрахунковою схемою металооб-роблювального інструменту, незалежно від його форми та розмірів, потрібно вважати схему напівнескінченного тіла, оскільки навіть при обробці інструменту малої товщини (3...6 мм) виконується умова Тзп » Тпп, де Тзп і 'І'пп -відповідно температура на зміцнюваній та протилежній поверхнях. Плазмовий струмень також можно вважати швидкорухомим джерелом. Це дозволяє простіше та з відносно невеликою помилкою визначати термічні цикли на стадії охолодження, коли і відбуваються процеси фазових та структурних перетворень, які обумовлюють досягнутий рівень властивостей при зміцненні.

Математичні моделі плазмового зміцнення представлені у ряді публікацій у нелінійній постановці (з урахуванням залежності теплофізичних властивостей від температури). Такі моделі достатньо складні для використання на інженерному рівні, для їх вирішення необхідне використання чисельних методів. Більш простими і зручними є вирішення диференціальних рівнянь теплопровідності у лінійній постановці. Стосовно умов лазерного зміцнення такі моделі розглянуті у роботах В.С.Коваленка, О.О.Углова, О.Г.Григор’янца. Однак для умов плазмового гартування, з урахуванням наведених вище особливостей плазмового струменю як джерела поверхневого нагріву, такі моделі стосовно зміцнення інструменту у літературі відсутні.

Температура нагріву напівнескінченого тіла потужним швидкорухомим нормальпо-розподіленим джерелом визначається за формулою Рикаліиа М.М.:

де ^ - ефективна питома потужність плазмового струменю;

V- швидкість обробки;

я, су - відповідно коефіцієнт температуропровідності та об'ємна теі1-ломісткість зміцнюваного матеріалу;

- постійна часу нагріву;

Уо, го ~ координати крапки у площині т.о Оуо па центральній смузі плями нагріву.

Математична модель плазмової обробки масивного інструменту (різців, штампів та ін.) повздовж робочої кромки (мал.1,а) у лінійній постановці розроблена з використанням граничної умови II роду. Джерело нагріву рухається на віддалі _ув=</(/2 від кромки тіла, де (іс- діаметр відтулини сопла плазмотрону. Вважаючи кромку тіла (бокову, або т.з. задню поверхню інструменту) адіаба-

(1)

/§А

■У

/

а)

б)

Мал. І. Схема до розрахунку температурного поля при

плазмовому зміцненні інструменту вздовж робочої кромки (а) і характер зміни температури при дії дійсного і фіктивного джерел нагріву з урахуванням адіабатичної границі (б)

тичною границею 1 - І у напівнескінченому тілі (мал.1,6), можна припустити, що на поверхні нескінченого вздовж смуги у тіла рухаються одночасно з однаковою швидкістю V два джерела однакової потужності q на віддалі 2у(, . Тоді розподіл температури з урахуванням відбивання тепла від адіабатичної границі 1 - І, визначений як 7^ , являє собою суму температур від дійсного і фіктивного джерел нагріву:

Ті = т/(у/, г, 0 + Т2(у2, г, і) = Т{(0, г, 0 + Т2(у=2у„, г, 0, (2)

де кожна із складових температур визначається вирішенням рівняння (1) при У/—0 і у2=2у//-с/с. Миттєва швидкість охолодження може бути визначена як перша похідна рівняння (2) за часом 1¥=д Т/д /, а максимальна температура нагріву термічного циклу Тшах у крапках на віддалі від поверхні г< - за умовою рівності дТ/д (=0. Для розрахунків Тшах і ІК а також вибору за цими показниками оптимальних режимів зміцнення, розроблена програма для ЕОМ. Спосіб зміцнення масивного інструменту (прокатних валків, деталей обладнання і т.гі.) по всій робочій поверхні без граничних умов є частковим випадком розробленої моделі, коли тепловий потік від фіктивного джерела Ті у рівнянні (2) не враховується. Експериментальна перевірка із записом термічних циклів, а також металографічний аналіз зміцненої зони, межа якої при обробці сталей є фактично ізотермою Ас3. показали, що помилка при використанні розробленої моделі не перевищує 5... 10 %. Розрахунками за розробленою програмою встановлено, що використання у якості джерела нагріву розробленого плазмотрону дозволяє досягати у поверхневих шарах інструментових матеріалів температуру нагріву, яка перевищує критичну, і швидкість охолодження 105...106 °С/с, що відповідає обробці інструментових матеріалів ВКДН.

З використанням оптичної і електронної мікроскопії, рентгено-структур-ного аналізу досліджені процеси фазових та структурних перетворень при плазмовому гартуванні інструментових сталей у стані постачання (після нормалізації або відпалу). Встановлено, що твердість вуглецевих та низьколегованих інструментових сталей після плазмового зміцнення значно перевищує (на 100...200 НУ) твердість після об’ємного гартування. Це зумовлено, насамперед, формуванням у зміцненій зоні мартенситу переважно пластинчастої (двійникованої) морфології з надвисоким ступенем дисперсності. Надвелика швидкість нагріву і охолодження при плазмовому гартуванні призводить до підвищення дефектності структури, оскільки зусиллюється фазовий наклеп, загаюються процеси спочинку і рекристалізації і більш повно спадкуються дефекти у-фази. При цьому відбувається роздріблення блоків, підвищення щільності дислокацій і зростання мікронапруг \а/а у кристалічній гратці. Швидкісний плазмовий нагрів інструментових сталей до близькосолідусних температур викликає також більш інтенсивне, ніж при об’ємному гартуванні, розчинення карбідної фази і додаткове насичення твердого розчину вуглецем та легуючими елементами. У той самий час при охолодженні з твердого розчину виділюються наддисперсні карбідні часточки, рівномірно розподілені у мартен-ситній матриці. Цс свідчить про частковий самовідпуск мартенситу. Однак,

зафіксовані великі значення періоду гратки мартенситу свідчать про гальмування самовідпуску у початковій стадії.

При аналізі фазових перетворень і оптимізації процесів гартування велике значення має визначення типу перетворень. Дослідженнями встановлено, що при плазмовому гартуванні інструментових доевтектоїдних та заевтектоїдних сталей з пластинчастим або зернистим перлітом можлива реалізація як зсувного (у верхніх шарах зміцненої зони), так і флкжтуаційного (у нижчих шарах) ме-ханизмів а—> у - перетворень. При зміцненні інструментових евтектоїдних сталей з пластинчастим перлітом перетворення в усьому об’ємі зміцненої зони йдуть тільки за зсувним механизмом.

На підставі результатів досліджень зроблено висновок, що для вуглецевих та низьколегованих інструментових сталей плазмове зміцнення може бути рекомендовано на заміну об’ємному для інструменту, товщина припустимого зносу якого не перевищує товщину зміцненого шару.

Плазмове гартування високолегованих інструментових сталей (Р6М5, Х12М) у стані постачання не дозволяє отримати твердість на рівні стандартної об’ємної термічної обробки (гартування з твердіючим відпуском) - НУ800. Це зумовлено-недостатнім ступенем розчинення карбідної фази і насичення твердого розчину вуглецем та легуючими елементами в умовах надшвидкісного плазмового нагріву і дуже малою тривалістю витримки у нагрітому стані. Досягнуте зміцнення до НУ650 відбувається тільки за рахунок утворення низьковуглецевого мартенситу та підвищення щільності дислокацій.

Металографічними дослідженнями встановлено, що зона плазмового впливу має достатньо різьку межу з вихідним металом, особливо при зміцненні вуглецевих та низьколегованих сталей евтектоїдного складу та високолегованих. Це дозволяє вважати сталі, зміцнені плазмовою обробкою, такими, що відповідають вимогам до шаруватих композиційних матеріалів.

Розробка оптимальних технологічних процесів плазмового зміцнення інструменту в значній мірі залежить від можливостей забезпечення найбільш високих показників експлуатаційних властивостей інструментових матеріалів. Для деформувальногого інструменту (прокатних валків, штампів і т.п.) основне значення має підвищення опору зовнішньому тертю. Працездатність зміцненого інструменту залежить також і від здатності металу зміцненого шару зберігати високу твердість та зносотійкість при підвищених температурах експлуатаційних навантажень. Випробування на теплостійкість (відпускостійкість) вшікових сталей 50ХН, 90ХФ та 150ХНФ проводились на зразках, зміцнених плазмовим гартуванням та, для порівняння, об’ємним гартуванням. Зразки після зміцнення відпускали у печі протягом 4 годин при температурах 150, 300, 450 та 600 °С, після чого заміряли твердість. Результати випробувань наведені на мал.2. Випробування довели, що характер перетворень при відпуску валкових сталей після плазмового гартування в цілому такий, як і після об’ємного гартування. Однак кінетика протікаючих процесів може суттєво змінюватись. На підставі рентгеноструктурних досліджень, як було сказано вище, був зроблений висновок про частковий розпад мартенситу зони плазмового зміцнення ще під час природнього надшвидксного охолодження (самовідпуск), але високі

НМ

і000

ш

600

ш

гоо

і і

Чг

^ г \

3 і

а)

О і£0 300 460 <]><>£ б)

в)

Мал.2. Зміна твердості зміцнених валкових сталей при відпуску : а - 50ХН; б - 90ХФ; в - 150ХНМ;

1 - плазмове гартування; 2 - об'ємне гартування; 3 - вихідний (нормалізований) стан.

значення періоду гратки мартенситу свідчать про гальмування розпаду у початковій стадії. Не завершується повністю двохфазовий розпад мартенситу і під час відпуску при 150 °С, незважаючи на достатню тривалість витримки. Твердість зміцнених сталей після відпуску при 150 °С не знижується, а навіть незначно підвищується (мал. 2). Це зумовлено зміцнюючою дією виникаючих субмікроскопічних часточок є-карбіду, а також загальною дисперсністю структури, у якої виникаючі локальні дільниці низьковуглецевого мартенситу також дисперсні. В сталях, зміцнених плазмовою обробкою, 1-е і 11-е перетворення при відпуску (розпад мартенситу і залишкового аустеніту) завершується тільки в інтервалі температур 450...600 °С, у той час, як у об’ємно-гартованому стані в цьому інтервалі завершується і Ш-є перетворення (повний розпад мартенситу і коагуляція карбідної фази). Таким чином, плазмове зміцнення низьколегованих інструментових сталей забезпечує більш високу теплостійкість у порівнянні з об'ємним гартуванням і дозволяє більш повніше використовувати ефект легування інструментових сталей карбідоутворюючими елементами.

Найбільшу увагу у дисертаційній роботі приділено дослідженням в'язкості руйнування інструментових сталей після плазмового зміцнення. Це зумовлено тим, що високовуглецеві леговані інструментові сталі у будь якому, навіть незміцненому, стані є крихкими матеріалами, а крихкі руйнування, як було сказано вище, - одна з головних причин передчасного виходу з ладу інструменту. Розроблені методичні основи випробувань та розрахунків параметрів в'язкості руйнування поверхнево-зміцнених інструментових матеріалів за діаграмами динамічного руйнування. Випробуваннями встановлено, що в'язкість руйнування інструментових сталей після плазмового зміцнення у вихідному стані знижується. -Якісний вигляд діаграм руйнування композиційних інструментових матеріалів з поверхневим зміцненим шаром (мал.3,6) на відміну від однорідних (мал.3,а) свідчить про наявність кількох стадій руйнування - з гальмуванням тріщини на межі шарів і додатковими витратами енергії при її розповсюдженні у незміцнений шар. При дослідженнях поверхнів зломів зразків на межі шарів виявлено наявність специфічних сходинок, що також свідчить про гальмування руйнування і віткування траєкторії тріщини. Однак виявлене гальмування тріщини не призводить до підвищення в'язкості руйнування зміцнених інструментових сталей, оскільки ці сталі мають відносно низьку в'язкість руйнування у вихідному стані. Таким чином, плазмове зміцнення інструментових сталей у вихідному стані, хоча й сприяє значному підвищенню твердості, зносостійкості і теплостійкості, але не дозволяє в повній мірі використовувати переваги отримання шаруватого композиційного матеріалу із-за недостатньо високої в'язкості руйнування. Ще більшому зниженню в'язкості руйнування інструментових сталей сприяє плазмова обробка з оплавленням поверхні, особливо на значну глибину (т.з. макрооплавленням). Руйнування металу оплавленого шару відбувається за механизмом міжзеренного сколу, а при зміцненні без оплавлення — за механизмом квазісколу, що зумовлено утворенням у першому випадку крупнокристалічної, а у другому випадку - високодисперсної мартенситної структури.

Мал.З. Діаграми динамічного руйнування зразків із сталі 90ХФ у вихідному стані (а) та після плазмового зміцнення (б); масштаб зусилля Мр = 2,2 кН/діл; масштаб часу Мх = 200 мкс/діл

На підставі досліджень було зроблено висновок, що підвищення в'язкості руйнування інструментових сталей при плазмовому зміцненні можливо за рахунок або підвищення стійкості до зародження тріщини у поверхневому гартованому шарі, або підвищення стійкості до розповсюдження тріщини у глибиному шарі. Шляхами вирішення даної проблеми є використання плазмового зміцнення (у тому числі циклічного) у поєднанні з об'ємною термічною обробкою (гартуванням, відпуском). Дослідження способів комплексного об'ємно-плазмового зміцнення детально виконувалось на високолегованій швидкоріжучій сталі Р6М5 та низьколегованій сталі 90ХФ.

При плазмовій обробці сталі 90ХФ після попереднього об'ємного гартування у нагрітому шарі відбувається повна фазова перекристалізація і повторне швидкісне гартування. Завдяки більш інтенсивному розчиненню карбідів і насиченню твердого розчину вуглецем та легуючими елементами, значному підвищенню дисперсності структури та щільності дислокацій, твердість поверхні при такому зміцненні підвищується від НУ 750 до НУ 880. Досліджено також використання циклічної плазмової обробки, коли поверхневе зміцнення виконується кілька разів з повним проміжним охолодженням. У якості оптимальної прийнято плазмову обробку виконувати 3 рази. Трикратна плазмова обробка після об'ємного гартування призводить, з одного боку, до додаткового розчинення карбідів і перенасичення твердого розчину, а з другого боку, за рахунок підвищення сумарної витримки у аустенітній області, до часткової гомогенізації. Ще більш підвищується дисперсність структури, розмір блоків, щільність дислокацій і, тим самим, твердість - до НУ 1000. На відміну від об-

робки у вихідному стані, при плазмовому зміцненні сталі 90ХФ після об'ємного гартування параметри динамічної в'язкості руйнування (КС, Кш) підвищуються у середньому в 1,5...2,5 рази. Це зумовлено реалізацією у металі зміцненого шару більш енергомісткого мікромеханизму руйнування - квазісколу у порівнянні з міжзеренним сколом у металі об’ємного гартування. Позитивний вплив на в'язкість руйнування сталі після комплексного зміцнення виконує також фінішний об'ємний відпуск - завдяки частковому розпаду мартенситу і виділенню субмікроскопічних часточок карбідів. Температура фінішного відпуску не перевищує 300 °С, тому вказані процеси зупиняються на початковій стадії, і твердість зміцненого шару зберігається на рівні, перевищуючому об'ємне гартування. Отже, для інструменту з низьколегованих сталей, який експлуатується у об'ємно-гартованому стані, плазмова обробка є ефективним способом зміцнення, оскільки сприяє суттєвому підвищенню всього комплексу властивостей - і твердості та зносостійкості, і в'язкості руйнування. Використання різних сполучень об'ємного та поверхневого зміцнення (циклічного, з проміжним або фінішним відпуском і т.п.) дозволяє у конкретних умовах зовнішнього навантаження отримати найбільш сприятливий рівень властивостей.

Плазмова обробка сталі Р6М5 після попередньої стандартної термообробки (гартування від 1220 °С, 3-х кратний відпуск при 560 °С по 1 годині) також призводить до практично повного розчинення карбідної фази. Електронно-мікроскопічними дослідженнями встановлено, що розчинення карбідів при швидкісному плазмовому нагріві інструментових сталей до близькосолідусних температур відбувається за механизмом контактного плавлення. Про це свідчить характерна форма та розміри карбідних часток у структурі сталі при різних варіантах зміцнення (мал.4). Так, після об'ємного гартування в структурі швидкоріжучої сталі зберігаються нерозчинені крупні евтектичні карбіди, які мають неправильну форму та хвилясту поверхню. Під час твердіючого відпуску виділюються більш дрібні вторинні карбіди, які, як і евтектичні, також мають переважно неправильну форму (мал.4,а). При плазмовій обробці відбувається розчинення дрібних і середніх карбідних часток і значне оплавлення крупних карбідів, як евтектичних, так і вторинних (розчинюється до 50 % об'єму часток). Крупні та дрібні карбіди, що залишаються, мають строго правильну форму сфери або еліпсоїда (мал.4,б), що свідчить про рівномірне розплавлення їх періферійних об'ємів і розчинення у матриці. Відпуск після плазмового зміцнення призводить до виділення дисперсних вторинних карбідів, які мають, як і після об'ємного гартування, переважно неправильну форму (мал.4, в).

Завдяки насиченню твердого розчину вуглецем та легуючими елементами, позитивним змінам структури, фазового складу та параметрів кристалічної гратки, при плазмовому зміцненні попередньо гартованої сталі Р6М5 досягається як одночасне підвищення твердості і в'язкості руйнування (від НУ 840 і К,„ = 5,9 МПа-мш до НУ 920 і Кц3 = 6,9 МПа-м'/2), так і головної властивості швидкоріжучої сталі - теплостійкості (від К4|>58 = 61 5 °С ДО К4Р58 = 660 °С).

Суттєве додаткове підвищення властивостей досягається також вико-

а) б) в)

Мал.4. Тонка структура сталі Р6М5 при комплексному зміцненні: а - після об'ємного гартування і трикратного відпуску; б - після плазмового зміцнення; в - після плазмового зміцнення і трикратного відпуску; УЧППП

нанням циклічної (трикратної) плазмової обробки - до НУ 1040, Кш = 7,8 МПа-м1/2 і К4р58 = 680 °С. Руйнування сталі Р6М5 після плазмового зміцнення за всіма розглянутими режимами відбувається за механизмом дисперсного квазісколу, що зумовлено високим ступенем дисперсності мартенситу і карбідної фази та надвисокою щільністю дислокацій.

Загальною особливістю плазмового зміцнення інструментових сталей є підвищення вмісту залишкового аустеніту. Це пов’язано з перенасиченням твердого розчину внаслідок розчинення карбідної фази і, тим самим, підвищенням його стійкості до у ^ ос - перетворень. Однак, за даними досліджень, характер розподілу аустенітної фази у високодисперсній мартенситній матриці якісно змінюється - залишковий аустеніт розташовується не у вигляді острівків (т.з. «білих плям»), а рівномірно розподілюється або у вигляді прошарків між мартенситними пластинами, або у вигляді мікровиділень сферичної форми.

Найбільш високі експлуатаційні властивості сталі Р6М5 досягаються при комплексному зміцненні, яке поєднує об'ємне гартування, плазмову обробку і об’ємний відпуск за стандартним режимом - НУ 1080, Кш=9,3 МПамІ/2, К4рз8=685 °С. У цьому випадку відбувається розпад залишкового аустеніту (збільшується мартенситна складова) і дисперсійне твердіння металу зміцненого шару з виділенням наддисперсних карбідних часток (див.мал.4,в). В умовах концентраційної неоднорідності і перенасичення твердого розчину частки рівномірно розподілені у мартенситній матриці. Значну роль при дисперсійному твердінні металу зміцненої зони відіграє висока щільність дефектів кристалічної будови.

При плазмовому зміцненні інструментових сталей після об'ємного гартування, незалежно від їх складу та режимів об'ємного і поверхневого зміцнення,

Мал.5. Поверхні зломів на межі зміцненого шару зразків із сталей 90ХФ (а) та Р6М5 (б) при об'ємно-плазмовому зміцненні (електронний скануючий мікроскоп); X 400

під зміцненим шаром розташовується відносно м'яка зона швидкісного відпуску, яка має дуже різьку межу. Завдяки теплофізичним особливостям концентрованого плазмового нагріву дисперсність структури і в'язкість руйнування металу зони відпуску достатньо високі. Це сприяє, як і у випадку зміцнення у вихідному стані, реалізації гальмування руйнування при динамічному навантаженні за механизмом утворення вторинної тріщини зсуву і віткування траєкторії магістральної тріщини. На електронних знімках поверхнів зломів на межі з зоною відпуску спостерігаються специфічні сходинки (мал.5). Циклічне плазмове зміцнення, а також використання фінішного об'ємного відпуску не впливають на гальмування тріщин.

Дослідження тонкої структури, фазового складу та параметрів кристалічної гратки дозволили зробити висновки про якісні та кількісні впливи різноманітних механизмів зміцнення при комплексній обробці у підвищення експлуатаційних властивостей інструментових сталей. Встановлено, що для низьколе-гованих сталей найбільший вплив мають субструктурний та дислокаційний ме-ханизми зміцнення, для попередньо гартованої швидкоріжучої сталі - твердо-розчинний та дислокаційний, а у разі використання об'ємного відпуску - і дисперсійний механизми.

Суттєвою проблемою у деяких практичних випадках комплексного зміцнення інструменту є забезпечення т.з. технологічної міцності - стійкості до зародження гартовних (холодних) тріщин. Це особливо актуально для інструменту складної (кільцевої) форми, коли осередками тріщиноутворення можуть бути місця конструктивної концентрації напруг. На підставі досліджень для зниження рівня термічних та структурних напруг запропоновано підвищувати температуру проміжного відпуску (до 500...600 °С) та виконувати попереднє об'ємне підігрівання до темперагури, на 20...50 °С нижчої від температури по-

чатку мартенситних перетворень.

Розроблені способи комплексного зміцнення швидкоріжучої сталі Р6М5 допускають попереднє гартування за стандартним режимом (від 1220 °С). Але у разі використання плазмової обробки купівного інструменту можливі відхилення від цієї умови. Дослідженнями встановлено, що при відхиленнях від стандартної температури у межах -100...+30 °С плазмове зміцнення вирівнює структуру та властивості. При підвищенні температури гартування до 1300 С° (т.з. «перепал») у швидкоріжучій сталі виникає структурна і хімічна неоднорідність, збільшується розмір і окрихковуються границі дійсного аустенітного зерна, виділюється карбідна евтектика. На підставі досліджень встановлено, що усунення структурної і хімічної не,однорідності перегартованої сталі Р6М5 і підвищення властивостей можливе шляхом використання плазмової обробки з мікрооплавленням поверхні і наступного об'ємного відпуску.

Поряд з комплексним об'ємно-плазмовим гартуванням, ефективним способом підвищення експлуатаційних властивостей інструментових сталей є комбіноване індукційно-плазмове зміцнення, поєднуюче попереднє індукційне гартування і плазмову обробку. Дослідження структури і властивостей при такому зміцненні виконані на прикладі низьколегованої інструментової сталі 75Х2МФ. Встановлено, що при послідовному індукційному і плазмовому гартуванні рівень твердості і, тим самим, зносостійкості поверхні інструменту відповідає об'ємно-плазмовому зміцненню, але в'язкість руйнування може бути значно підвищена завдяки двократному гальмуванню тріщини (на межах шарів плазмового гартування і індукційного гартування), а також утворенню м'якої внутрішньої зони відпуску. Крім того, комбіноване гартування значно поширює номенклатуру зміцнюємого інструменту, оскільки товщина сумарного зміцненого шару відповідає товщині шару індукційного гартування, яка може досягати 10 мм і більше. До перспективних об'єктів використання комбінованого зміцнення належать прокатні валки, крупногабаритні штампи, тощо.

Плазмове поверхневе зміцнення ефективне для підвищення властивостей не лише інструментових сталей, а й інших інструментових матеріалів - сплавів, спеціальних чавунів, легованого наплавленого металу. Значну увагу у дисертаційній роботі приділено дослідженням структури та властивостей зпечених твердих сплавів після плазмової обробки - систем \VC-Co (ВК4, ВК6, ВК8, ВК15) і \VC-TiC-Co (Т5К10, Т15К6). Локальну тріщиностійкість зміцнених сплавів оцінювали за методикою статичного навантаження пірамідою Вікерса до утворення тріщин і визначення коефіцієнту інтенсивності напрут КіС. Металографічними дослідженнями та випробуваннями встановлено, що найбільш високі показники НУ і Кк сплавів досягаються при плазмовій обробці без роз-плавлення зв’язки - з реалізацією перетворень у карбідах та зв’язуючій фазі. У цьому випадку, як і при зміцненні легованих сталей, відбувається контактне плавлення міжфазних границь «карбід - зв'язка», насичення зв'язки вольфрамом і виділення дисперсних вторинних карбідів. Поряд із загальним роздріб-ленням карбідної фази позитивний вплив на властивості зміцнених сплавів відіграє і зміна форми зерен - вихідні прямокутні обриси порушуються, зерна набувають неправильну форму і пухкі краї. Таким чином, зміцнення зпечених

твердих сплавів при плазмовій обробці відбувається за рахунок дії твердороз-чинного і дисперсійного механизмів у зв'язуючій фазі, підвищення дисперсності карбідної фази і, як наслідок, зернограничного зміцнення композиції при збільшенні питомої поверхні міжфазних границь «карбід - карбід» і «карбід — зв'язка». Руйнування зміцнених твердих сплавів відбувається за механизмом дисперсного квазісколу. Встановлено також розсіювання енергії руйнування за рахунок виникнення вторинних мікротріщин, перпендикулярних магістральній тріщині.

Для виготовлення прокатних валків широко використовуються вискоміцні чавуни з кулястим графітом. Плазмова обробка такого чавуну без оплавлення поверхні призводить до утворення гартованого шару, а з оплавленням - додатково, поверхневого шару швидкісного відбілу. Для чавунів можливе використання як плазмового зміцнення у вихідному стані, так і комплексного об'ємно-плазмового зміцнення (об'емне гартування + плазмова обробка + об'ємний відпуск). У першому випадку відбувається підвищення твердості у 3 рази (до НУ 800) і зниження в’язкості руйнування К(в від 7,1 до 6,2 МПа м1/2. При зміцненні після об'ємного гартування твердість підвищується від НУ 560 до тієї ж величини і при цьому тріщиностійкість також підвищується - від 4,8 до 6,6 МПа-мІ/2. Це пов'язано, як і при комплексному зміцненні сталей, з високою дисперсністю структури гартованого шару і, внаслідок цього, реалізацією мікро-механизму руйнування квазісколом. Вихідний кулястий графіт у металі гартованого шару зберігається. При поверхневій обробці високоміцного чавуну з оплавленням поверхні і розчиненням графіту (поверхневому відбілі) в’язкість руйнування різько зни-жується. Тому такий варіант зміцнення може використовуватись обмежено - наприклад, при необхідності утворення спеціального поверхневого рельєфу без небезпеки крихких руйнувань.

Перспективним напрямком комплексного зміцнення інструменту є використання плазмової обробки у поєднанні з попереднім електродуговим наплавленням. На практиці така технологія ефективна для відновлення і зміцнення інструменту гарячої обробки металу - прокатних валків, оснащення, штампів. Для цих виробів найбільше застосування знайшли склади легованого Сг-ЛУ-У-і Сг-Мо-У-наплавленого металу (35В9ХЗФС, 18Х6ГМФС, 25Х5ФМС і т.п.). Використання плазмового зміцнення особливо актуальне і економічно ефективне у сполученні з наплавленням економнолегованого безвольфрамового металу. Тому у дисертаційній роботі було поставлено завдання розробки і досліджень економнолегованих складів Сг-Мо-У-наплавленого металу, які з наступним плазмовим зміцненням отримують рівень властивостей, що відповідає високолегованим складам. У якості базового складу прийнято наплавлений метал 18Х6ГМФС.

Електронно-мікроскопічними та рентгеноструктурними дослідженнями встановлено, що наплавлений метал 18Х6ГМФС у вихідному стані (після багатошарового наплавлення) має структуру відпущеного пакетного (рейкового) мартенситу-сорбіту з первинними та вторинними карбідами. При плазмовому зміцненні такого металу відбувається повна фазова перекристалізація і повторне швидкісне гартування з утворенням високодисперсної мартенситної струк-

тури. Практично повністю .розчинюються карбіди цементитного тішу та більша частина спеціальних карбідів, що викликає перенасичення твердого розчину -збільшується вміст вуглецю в мартенситі та період його кристалічної гратки, а також щільність дислокацій. В металі гартованої зони поряд з пакетним мартенситом утворюється до 15% мартенситу пластинчастої морфології. Всередині мартенситних кристалів спостерігаються надцисперсні часточки третинних карбідів, що свідчить про реалізацію часткового самовідпуску мартенситу під час швидкісного плазмового гартування. Твердість наплавленого металу 18Х6ГМФС завдяки плазмовій обробці підвищується від НУ 380 до НУ 520, ударна в’язкість - від 0,42 до 0,48 МДж/м2, Кго - від 28,2 до 32,5 МПам,/2. При цьому твердість на рівні НУ 500 зберігається при нагріванні до 550 °С, що свідчить і про значне підвищення теплостійкості. Руйнування металу зміцненої зони при динамічному навантаженні відбувається за мікров'язким ямковим механизмом, а на межі зміцненого шару також відбувається гальмування руйнування з утворенням вторинних тріщин зсуву і віткуванням магістральної тріщини.

Можливість використання економнолегованих наплавлювальних матеріалів обмежена відносно малою кількістю марок, що серійно випускаються. Одним з шляхів вирішення цієї проблеми є використання наплавлення під сумішшю керамічних (наприклад, відомого ЖСН-5) та плавлених (АН-348А) флюсів. Це дозволяє у певних межах регулювати склад металу, причому не тільки вміст легуючих компонентів, а й вуглецю. Показником складу (ступеню легування) у дослідженнях було прийнято вуглецевий еквівалент Се, який змінювався у межах 0,8...2,1%. Для порівняння досліджувались також наплавлені метали 35В9ХЗФС, 25Х5ФМС, 20Х2М2НФ (останні два - тієї ж системи Сг-Мо-У). Встановлено, що твердість Сг-Мо-У-наплавленого металу з підвищенням вуглецевого еквіваленту лінійно зростає як у вихідному стані, так і після плазмового зміцнення (мал. 6). Для всіх досліджених складів зона плазмового гартування має високодисперсну структуру. В’язкість руйнування з підвищенням Се до 1,8% в обох станах знижується в незначній мірі (мал.7). При цьому для всіх складів Кш після плазмового зміцнення вище, ніж у вихідному стані, що пов’язане з реалізацією мікров’язкого ямкового (Се до 1,8%) або квазісколу (Се більше 1,8%) у якості переважаючих механизмів руйнування. Для всіх складів, крім 35Х7ГМФС, після поверхневої обробки встановлено гальмування руйнування на межі зміцненого шару. Результати досліджень дозволяють вибирати оптимальні склади економнолегованого наплавленого металу, які у поєднанні з плазмовим зміцненням отримують потрібний рівень твердості (мал. 6) у сполученні з відповідним рівнем в'язкості руйнування (мал.7).

Гальмування руйнування на межі шару плазмового зміцнення, встановлене для широкого кола зміцнених матеріалів, неодмінно позитивно впливає на працездатність інструменту. Потрібно відзначити, що цей ефект встановлений і для інших способів поверхневого зміцнення. Однак він залишається мало-вивченим, насамперед з-за відсутності чітких кількісних характеристик, що визначають ступінь підвищення в’язкості руйнування поверхнево-зміцнених

НУ

600

500

Ш

300

гоо .

о,в аз а і,$ яг <у

Мал.6. Залежність твердості наплавленого металу у вихідному (а) та зміцненому (б) стані від вуглецевого еквіваленту; крапки на графіку: 1 - ЗОХГСА; 2 - 12Х2МФ; 3 - 15ХЗГМФС;

4 - 16Х4ГМФС; 5 - 18Х6ГМФС; 6 - 25Х5ФМС;

7 - 35Х7ГМФС; 8- 20Х2М2НФ

Мал.7. Залежність динамічного коефіцієнту інтенсивності напруг наплавленого металу у вихідному (1) та зміцненому (2) стані від вуглецевого еквіваленту

матеріалів завдяки зупиненню тріщини. Суттєвий вплив на механизм руйнування таких матеріалів має характер розподілу внутрішніх власних (залишкових) напруг. Тому для більш глибокого вивчення особливостей гальмування руйнування були виконані дослідження залишкових напруг в інструментових сталях 90ХФ та Р6М5 після плазмового зміцнення (як у вихідному стані, так і об’ємно-гартованому). За спосіб дослідження було взято рентгенівський 5Іп2у-

метод - як найбільш точний і локальний. Встановлено, що поверхнева обробка інструментових сталей потужним висококонцентрованим плазмовим струменем призводить до виникнення у гартованому шарі великих стискаючих залишкових напруг, які на межі цього шару стрибкоподібно зменшуються, змінюють знак і переходять у розтинаючі. Виникнення внутрішніх напруг при плазмовому гартуванні викликане поверхневими термічними ефектами і не пов'язане, як при лазерному гартуванні, з фазовими та структурними перетвореннями.

Механизми гальмування руйнування у шаруватих інструментових матеріалах з поверхневим зміцненим шаром досліджені при вивченні поверхнів зломів на скануючому електронному мікроскопі. Встановлені якісні різниці у гальмуванні тріщин у шаруватих матеріалах, отриманих наплавленням або плазмовим поверхневим зміцненням. В обох випадках при динамічному руйнуванні на межі шарів утворюються вторинні тріщини зсуву, однак вплив їх на характер розвитку магістральної тріщини має свої особливості і залежить, з одного боку, від адгезійної міцності зчеплювання шарів, а з другого боку - від характеру розподілу внутрішніх напруг.

В шаруватих наплавлених матеріалах (особливо з внутрішнім м'яким шаром низьковуглецевої або високолегованої етапі аустенітного чи феритного класу) виникнення вторинної тріщини зсуву призводить до утворення розшарувань на межі шарів, що пов'язане з низькою адгезійною міцностю по смузі сплавлення. Причому, утворення розшарувань відбувається як при переході тріщини з крихкого до пластичного шару, так і з пластичного до крихкого. Такий механизм гальмування руйнування з утворенням розшарувань відомий у механиці композиційних матеріалів як механизм Кука-Гордона. На теперішній час вважається, що гальмування тріщин у шаруватих композиційних матеріалах відбувається саме за таким механизмом. Однак при руйнуванні поверхнево-зміцнених інструментових матеріалів утворення розшарувань на межі шарів не відбувається. Коли смуги з'єднання шарів як такової немає і суміжні шари є тим самим металом, але у різному структурному стані, магістральна тріщина у цьому місці лише змінює свій напрямок - віткується, що призводить до утворення на поверхнях зломів специфічних сходинок (див.мал.6). Як встановлено дослідженнями, віткуванню тріщини сприяє характер розподілу внутрішніх напруг - стрибкоподібна зміна величини і знаку напруг, перехід від стискаючих до розтинаючих і, тим самим, виникнення локальних дотичних напруг, які й призводять до зміни напрямку розвитку магістральної тріщини. При віддаленні від межи шарів у вихідний метал дотичні напруги зникають і під дією зовнішнього навантаження траєкторія тріщини знову виходить на магістральний напрямок. Віткування тріщини також може бути як при переході від твердого до м'якого шару, так і від м'якого до твердого.

Для оцінки впливу гальмування тріщини на в'язкість руйнування зміцнених виробів велике значення має встановлення механизму розвитку вторинних тріщин зсуву. Електронно-мікроскопічні дослідження поверхнів зломів довели, що вторинні тріщини зсуву виникають за мікров'язким ямковим механизмом незалежно від складу інструментової сталі та попередньої обробки. У той самий час, гальмування руйнування встановлене не для всіх вивчених інструментових

матеріалів — воно відсутнє при руйнуванні заевтектоїдної сталі 150ХНМ, високоміцного чавуну, наплавленого металу 35Х7ГМФС, які є дуже крихкими у будь-якому стані. Тому ще одна умова гальмування руйнування у поверхнево-зміцнених матеріалах - наявність анізотропії властивостей у сусідніх шарах. У дисперсно-зміцнених композиційних матеріалах (у нашому випадку - зпечені тверді сплави після плазмової обробки) наявність анізотропії властивостей призводить до віткування тріщини на мікрорівні - т.з. розсіювання енергії руйнування.

Для кількісної оцінки в'язкості руйнування поверхнево-зміцнених інстру-ментових сталей з урахуванням гальмування руйнування запропоновано використовувати динамічний коефіцієнт інтенсивності напруг на стадії зупинки тріщини Каго, який визначається по діаграмах динамічного руйнування (див. мал. 3,6). При його визначенні у якості розрахункової величини зусилля Рс° слід брати різницю Pq - Ра , де Pq - зусилля, відповідне старту тріщини у поверхневому зміцненому шарі; Ра - зусилля, відповідне моменту зупинки тріщини на межі зміцненого шару. В якості розрахункової довжини зупиненої тріщини 1-у першому наближенні можна використовувати глибину зміцненого шару з урахуванням надрізу, яка достатньо легко і точно визначається на зломах зруйнованих зразків. Результати розрахунків свідчать, що в дійсності динамічна в'язкість руйнування зміцнених інструментових сталей характеризується більшою KaID у порівнянні з інтегральною характеристикою Кш. Причому, більш ефективно гальмування руйнування впливає на тріщиностійкість високовуглецевих легованих сталей 90ХФ та Р6М5. Наприклад, для сталі 90ХФ: у вихідному стані - Кщ = 14,6 МПа мІ/2; після плазмового зміцнення у вихідному стані - Кш = 9,3 МПа мІ/2; Каш = 19,2 МПа-м’/2; після об'ємного гартування - Kid = 4,5 МПаміа; після плазмового зміцнення у об'ємно-гартоваїюму стані - Кш = 5,6 МПа-м,/2; К*ш= 12,1 МПа-м1/2.

На підставі проведених досліджень розроблені і впроваджені у виробництво технологічні процеси плазмового поверхневого зміцнення металооброблю-вального інструменту, у тому числі комплексної об'ємно-плазмової обробки і комплексного зміцнення, поєднуючого попереднє наплавлення економлегова-ними матеріалами і наступну плазмову обробку. Для інструменту різноманітної форми і функційного призначення (прокатних валків, різального, штампового, грунтооброблювального) розроблені оптимальні технологічні схеми та режими зміцнення, які забезпечують найбільш високу ексаплуатаційну стій-кість. Результати виробничих випробувань зміцненого інструменту підтвердили результати досліджень структури і властивостей інструментових матеріалів, зміцнених плазмовою обробкою.

ЗАГАЛЬНІ ВИСНОВКИ ТА РЕЗУЛЬТАТИ РОБОТИ

1. Найбільш високі експлуатаційні властивості мають композиційні інструментові матеріали, отримані поверхневою обробкою, наплавленням, напилен-

ням, насиченням покриттів. Традиційні способи об'ємного і поверхневого зміцнення інструментових матеріалів сприяють підвищенню твердості і зносостійкості, однак у більшості випадків призводять до зниження в'язкості руйнування.

2. Розробка наукових основ технології зміцнення інструментових матеріалів висококонцентрованим плазмовим струменем дозволила вирішити важливу науково-технічну проблему - підвищити ресурс роботи металооброблюваль-ного інструменту завдяки усуненню крихких руйнувань, підвищити продуктивність і якість обробки, знизити витрати енергії та легованих інструментових матеріалів.

3. З використанням теорії теплопровідності у лінійній постановці розроблені математичні моделі та розрахункові схеми плазмої поверхневої обробки інструменту вздовж робочої кромки. Розроблені програми розрахунків оптимальних режимів зміцнення, що забезпечують потрібні значення параметрів термічного циклу плазмової обробки на заданій глибині робочого шару інструменту і, тим самим, досягнення найбільш високих,експлуатаційних властивостей.

4. На підставі металографічних та рентгеноструктурних досліджень вивчені механизми фазових та структурних перетворень у інструментових сталях при плазмовій обробці. Встановлено, що завдяки надвисокої швидкості при-роднього охолодження і нерівномірному її розподілу по товщині зміцненого шару, при плазмовій обробці реалізуються як зсувний (у верхніх шарах), так і флуктуаційний механизми фазових перетворень. Завдяки більш високій твердості поверхні плазмове зміцнення забезпечує більш високий опір зовнішньому тертю у порівнянні з об'ємним гартуванням. Плазмове гартування сталей для валків гарячої прокатки забезпечує також їх більш високу теплостійкість (до 600 °С), що пов'язано з гальмуванням процесів розпаду мартенситу' і коагуляції карбідів і зміщенням цих процесів у інтервал більш високих температур.

5. Випробування інструментових сталей після плазмового поверхневого зміцнення у поєднанні з фрактографічними дослідженнями поверхнів зломів дозволили отримати нові теоретичні та експериментальні результати щодо впливу поверхневої обробки на в'язкість руйнування інструментових сталей. Встановлено, що при зміцненні інструментових сталей у вихідному стані в'язкість руйнування знижується, а у об'ємно-гартованому - підвищується. При цьому руйнування металу зміцненого шару відбувається переважно за механизмом квазісколу, що зумовлено високим ступенем дисперсності структури та надвисокою щільністю дефектів кристалічної будови. Плазмова обробка інструментових сталей з мікро- або макрооплавленням у порівнянні із зміцненням у твердому стані призводить переважно до підвищення твердості і зниження в’язкості руйнування. Вибір технологічних процесів плазмового зміцнення залежить від конкретних умов навантаження інструменту.

6. Вивчення структури, фазових перетворень, параметрів кристалічної гратки дозволило визначити ступінь впливу різних механизмів зміцнення (твердорозчинного, дисперсійного, субструктурного, дислокаційного, зернограничного) па експлуатаційні властивсті низько- та високолегованих інстру-ментових сталей при коплексному об'ємно-плазмовому зміцненні у залежності від сполучень та режимів об'ємної та плазмової обробки. Вперше розроблені і досліджені способи зниження гартівних напруг і підвищення технологічної міцності інструменту складної форми при комплексному зміцненні, способи усунення структурної і хімічної неоднорідності при плазмовій обробці швид-коріжучої сталі після об'ємного гартування з перегрівом.

7. Комплексні дослідження структури та в'язкості руйнування інструментових сталей при об'ємно-плазмовому зміцненні дозволили розробити нові положення щодо вибіру оптимальних режимів об'ємної та поверхневої обробки, які забезпечують досягнення найбільш збалансованого рівня експлуатаційних властивостей (твердості, теплостійкості, в'язкості руйнування). Додатково підвищення властивостей інструментових сталей при об'ємно-плазмовому зміцненні досягається використанням термоциклічної плазмової або індукційно-плазмової поверхневої обробки.

8. Дослідження фазових перетворень, структури та в’язкості руйнування зпечених твердих сплавів та високоміцного чавуну при плазмовому зміцненні дозволили визначити оптимальні технологічні процеси обробки, які сприяють отриманню найбільш високого рівня їх властивостей. Підвищення твердості і тріщиностійкості зпечених сплавів досягається за рахунок контактного плавлення карбідів (як і у інструментових сталях), роздріблення структури композиції та дисперсійного зміцнення зв’язуючої фази. Зміцнення чавуну при плазмовій обробці відбувається завдяки утворенню шару швидкісного гартування при збереженні графітної фази.

9. Підвищення працездатності інструменту горячої обробки металу досягається за рахунок комплексного зміцнення, яке поєднує попереднє наплавлення економнолегованого Сг-Мо-У-металу і плазмову поверхневу обробку. При цьому твердість поверхневого зміцненого шару відповідає рівню високолегованих складів, а в'язкість руйнування композиції - значно перевищує.

10. Дослідження та випробування інструментових матеріалів після комплексного об'ємно-плазмового зміцнення дозволили розробити нові теоретичні положення гальмування руйнування у шаруватих інструментових матеріалах з поверхневим зміцненим шаром. Гальмування руйнування відбувається завдяки утворенню вторинних тріщин зсуву під дією локальних дотичних напруг, що призводить до утворення розшарувань у наплавлених інструментових матеріалах або віткування магістральної тріщини у поверхнево-гартованих сталях. Тріщиностійкість шаруватих інструментових матеріалів з урахуванням гальму-

вання руйнування може бути оцінена за допомогою коефіцієнта інтенсивності напруг на стадії зупинки тріщини.

II. Дослідження експлуатаційних властивостей інструментових матеріалів при комплексному зміцненні дозволили розбити оптимальні технологічні схеми і режими обробки інструменту різноманітного функційного призначення - прокатних валків, різального, штампового, грунтооброблювального. На підставі експлуатаційних випробувань встановлено підвищення стійкості зміцненого інструменту у 1,5 ... 3,0. Впровадження розробок на підприємствах дозволило отримати значний економічний ефект.

Основні результати і положения дисертації опубліковані в таких роботах:

1. Лещинский Л.К., Самотугин С.С., Пирч И.И., Комар В.И. Плазменное поверхностное упрочнение. - К.: Техника, 1990. - 109 с.

2. Самотугин С.С., Лещинский Л.К., Соляпик Н.Х. Структура и характер разрушения сварных соединений, наплавленных и упрочненных материалов. Учебное пособие. - Мариуполь: Изд-во ПГТУ, 1996. - 179 с.

3. Роянов В.А., Зусин В.Я., Самотугин С.С. Дефекты в сварных соединениях и покрытиях. Учебное пособие - Мариуполь: Изд-во ПГТУ, 2000. - 186 с.

4. Самотугин С.С. Плазменная обработка инструментальных материалов //Автоматическая сварка. - 1996. —№8,— с.48-51.

5. Самотугин С.С. Структура и свойства заэвтектоидной графитизированной стали для прокатных валков 150ХНМ после плазменного упрочнения //Автоматическая сварка. - 2000. - №2. - с.39-42.

6. Самотугин С.С. Плазменное упрочнение стали Р6М5 после объемной закалки //Проблемы специальной электрометаллургии. - 1998 . - №3 . - с.35-42.

7. Самотугин С.С. Вязкость разрушения твердых сплавов, упрочнённых плазменной обработкой //Физика и химия обработки материалов. - 1997. - №4.

- с.45-51.

8. Самотугин С.С. Плазменная обработка инструментальных сталей //Сварочное производство. - 1997. - №9. - с.8-11.

9. Самотугин С.С. Особенности торможения разрушения в слоистых композиционных материалах, полученных наплавкой и поверхностной закалкой //Физика и химия обработки материалов. - 1998. - №1 - с.64-69.

Ш. Самотугин С.С. Комбинированное индукционно-плазменное упрочнение инструментальных сталей // Сварочное производство. - 2000. - №7. - с. 27-30.

11. Трещиностойкость среднехромистого наплавленного металла после плазменного упрочнения / Л.К.Лещинский, С.С.Самотугин, В.П.Лаврик,

А.В.ГІуйко, В.А.Гтщип // Теоретические и технологические основы наплавки.

Повышение долговечности и работоспособности наплавленных деталей. - К.; ИЭС им. Е.О.Патона. - 1989. с. 56-57.

12. Комплексное объемноповерхностное упрочнение материалов с использованием высококонцентрированного плазменного нагрева /Л.К.Лещинский,

С.С.Самотугин, И.И.Пирч, Д.В.Пуйко, Н.Х.Соляник //Металловедение и термическая обработка металлов. - 1988. -№ 5. -с.3-8.

13. Лещинский Л.К., Самотугин С.С., Домбровский Ф.С. Оценка сопротивляемости хрупкому разрушению наплавленных изделий //Теоретические и технологические основы наплавки. Повышение долговечности и работоспособности наплавленных деталей. - К.: ИЭС им. Е.О.Патона. - 1989. - с.56-57.

14. Свойства наплавленного металла типа Х5МФ после плазменной закалки /Л.К.Лещинский, С.С.Самотугин, В.П.Иванов, О.И.Новохацкая //Наплавленный металл. Состав, структура, свойства. - К.: ИЭС им. Е.О.Патона. - 1992. - с. 4243.

15. Упрочнение инструмента из быстрорежущих сталей обработкой плазменной струей /С.С.Самотугин, А.В.Ковальчук, О.И.Новохацкая, В.М.Овчинников,

В.И.Муфлер //Металловедение и термическая обработка металлов. - 1994. -№2. - с.5-8.

16. Самотурин С.С., Ковальчук А.В., Овчинников В.М. Обработка поверхности спеченных твердых сплавов высококонцентрированной плазменной струей //Сварочное производство. - 1994. - №2. - с. 12-15.

17. Самотугин С.С., Соляник Н.Х., Пуйко А.В. Свойства инструментальных сталей при плазменном упрочнении с оплавлением поверхности //Сварочное производство. - 1994. -№11.- с.20-24.

18. Самотугин С.С., Новохацкая О.И. Структура и трещиностойкость твердых сплавов при плазменной обработке //Сварочное производство. - 1996. -№12.-с. 26-29.

19. Плазменное упрочнение рабочих органов сельскохозяйственных машин /С.С.Самотугин, В.А.Муратов, А.В.Ковальчук, Ю.И.Розенцвайг, С.В.Литинская //Вестник ПГТУ,- 1995.-№1. -с.173-175.

20. Структура и вязкость разрушения высокопрочного перлитно-цементит-ного чугуна после плазменной обработки /С.С.Самотугин, А.В.Ковальчук, Н.Х. Соляник, А.В.Пуйко //Металловедение и термическая обработка металлов. -1996. - №4. - с.2-6.

21. Структура и трсщиностокость наплавленного металла 18Х6ГМФС после плазменного упрочнения /Л.К.Лещинский, С.С.Самотугин, В.М.Горицкий, Д.П.Хромов, Е.И.Зархова //Автоматическая сварка. - 1996. -№8. - с.31-35.

22. Самотугин С.С., Нестеров 0.10. Свойства инструментальных сталей при объемно-поверхностном упрочнении //Вестник ПГТУ. - 1996. - №2. - с.161-162.

23. Эксплуатационные свойства инструментальных сталей после комплексного объемно-поверхностного упрочнения /С.С.Самотугин, А.В.Пуйко, Н.Х.Соляник, Е.Б.Локшина //Металловедение и термическая обработка металлов. - 1997. - №5. - с,2-6.

24. Самотугин С.С., Муратов В.А., Ковальчук А.В. Плазменное упрочнение инструмента кольцевой формы /Металловедение и термическая обработка металлов. - 1997. -№10. - с.2-4.

25. Оптимизация режимов плазменной обработки инструмента /С. С. Самотугин, 0.10.Нестеров, А.Г.Ярмицкий, В.П.Иванов //Сварочное производство. -1998. - №7. - с.12-15.

26. Самотугин С.С., Нестеров О.Ю., Кирицева Т.А. Влияние режима предварительной объемной закалки на свойства инструментальных сталей при плазменном упрочнении //Вестник ПГТУ. - 1998. - №6. - с.248-250.

27. Пирч И.И., Самотугин С.С., Псарас Г.Г., Петруничев В.А. Плазмотрон. Патент Украины № 6603, патент России № 1815067 //Промислова власність. -1994.-№8-1.

28. Самотугин С.С. Способ упрочнения инструмента из быстрорежущей стали. Патент Украины № 15277А //Промислова власність. 1997. -№3.

29. Самотугин С.С. Способ упрочнения инструмента из твердых сплавов. Патент Украины № 12597А //Промислова власність. - 1997. - №1

30. Самотугин С.С. Способ упрочнения инструмента из быстрорежущей стали. Патент Украины № 21370А //Промислова власність. - 1998. - №1.

31. Ресурсосберегающая технология наплавки рабочего слоя изделий повышенной трещиностойкости / В.П.Лаврик,Л.К.Лещинский, С.С.Самотугин // В сб. докл. Всесоюзной н.-т. конф. Проблемы создания ресурсосберегающих технологий сварочного производства для предприятий Дальнего Востока и Сибири. - Комсомольск на Амуре, 1988. - с.98.

32. Взаимодействие низкотемпературной плазмы с углеродистыми сталями / И.И.Пирч, С.С.Самотугин, Г.Г.ГІсарас, В.Н.Матвиенко // В сб. докл. Всесоюзной конф. Плазменные процессы в металлургии и технологии неорганических материалов.-М.: Черметинформация, 1988. с. 77.

33. Leschinsky L.K.. Samotugin S.S. Increasing the service life of articles by cladding and plasma surface treatment // New advances in welding and allied processes : Proc. Int. conf., Beijeng, China, - 1991.-p. 135-138.

34. Самотугин C.C., Ковальчук Л.В., Овчинников В.М. Упрочнение режущего инструмента плазменной обработкой // В сб. докл. II региональной н.-т. конф. т. II. Машиностроение. - Мариуполь, 1993. - с.69.

35. Самотугин С.С. Плазменное термоциклическое упрочнение инструмента // В сб. докл. Международной н.-г. конф. Современные проблемы развития сварочного производства и совершенствования подготовки кадров. -Мариуполь: ПГТУ, 1996. - с. 51.

АНОТАЦІЯ

Самотугін С.С. Теоретичні і технологічні основи комплексного зміцнення інструментових матеріалів з використанням висококонцегггрованого плазмового нагріву. - Рукопис.

Дисертація на здобуття наукового ступеня доктора технічних наук за спеціальністю 05.03.07 - Процеси фізико-техЕГІчної обробки. Національний технічний університет України «КПІ», Київ, 2000 р.

Дисертація вміщує теоретичні та експериментальні дослідження плазмового зміцнення інструментових матеріалів.

Встановлені механизми фазових та структурних перетворень у інструментових матеріалах (сталях, сплавах, чавуні, наплавленому металі) при поверхневому зміцненні висококонцентрованим плазмовим струменем та їх вплив на досягаємий рівень експлуатаційних властивостей - твердості, теплостійкості, в’язкості руйнування. На підставі металографічних, електронно-мікроскопічних та рентгеноструктурних досліджень вивчено вплив різних механизмів зміцнення (твердорозчинного, дислокаційного, субструктурного, дисперсійного) при об’ємно-плазмовій обробці на експлуатаційні властивості інструментових матеріалів. Розроблено методичні основи випробувань поверхнево-зміцнених сталей та сплавів на динамічну в’язкість руйнування. Встановлена можливість підвищення тріщиностійкості матеріалів при об’ємно-плазмовому, індукційно-плазмовому та термоциклічному плазмовому зміцненні завдяки утворенню поверхневого гартованого шару з наддисперсною структурою та гальмуванню руйнування на межі шарів (за механизмом утворення вторинних тріщин зсуву під дією локальних дотичних напруг та віткування магістральної тріщини).

На підставі досліджень розроблені наукові основи технологій комплексного зміцнення інструменту, які забезпечують одночасне підвищення як твердості і теплостійкості, так і в’язкості руйнування.

Запропоновані та впроваджені у виробництво технологічні процеси плазмової обробки інструменту різного функціонального призначення: різального, формувального, грунтооброблювапьного.

Ключові слова: інструментові матеріали, зміцнення, плазмовий струмень, фазові перетворення, теплостійкість, в’язкість руйнування, технологічні процеси.

RESUME

Samotugin S.S. Theoretical and technological basis of complex hardening tool materials by means of high-concentrated plasma-heating.- Manuscript.

The dissertation for a doctor’s degree by speciality 05.03.07 - processes of physical and technical treatment. The National Technical University of Ukraine “KPI ”, Kyiv, 2000.

The dissertation contains theoretical and experimental investigation of tool materials plasma hardening.

Phase and structure transformation in tool materials (steel, alloys, pig iron, deposit metal) were investigated in the course of surface hardening by means of highconcentrated plasma jet and their influence on exploitation properties of the tool materials - hardness, heat stability, fracture toughness. On the basis of different ways of hardening vacancies and substructural dispersion for body-plasmodia treatment influence on the exploitation properties tool materials on the basis metallographical, elec-tron-beam and X-rays structures has been investigated. Method basis for testing surface hardened steels and alloys on the dynamical tough failure has been worked out. Material crack resistance for body-plasmed, induction-plasmed and thermocyclical plasma hardening has risen due to the high dispersion surface layer and due to getting rid of the deformation at the surfacc boundaries, as a result of tangent stresses and main cracks branching.

On the basis of the given investigations the scientific basis of technology complex tool hardening has been developed and found and proved that it ensures hardness rise as well as sufficient tough failure and heat resistance.

Plasma treatment of tools (cutting, forming and soil-treating) has been introduced showing proper results.

Key-words: tools materials, hardening, plasma jet, phase transformation, heat stability, fracture toughness, technological processes.

АННОТАЦИЯ

Самотугин С.С. Теоретические и технологические основы комплексного упрочнения инструментальных материалов с использованием высококонцентрированного плазменного нагрева. - Рукопись.

Диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук по специальности 05.03.07 - Процессы физико-технической обработки. Национальный технический университет Украины «КПИ», Киев, 2000 г.

Диссертация содержит теоретические и экспериментальные исследования плазменного упрочнения инструментальных материалов.

Установлены механизмы фазовых и структурных превращений в инструментальных материалах (сталях, сплавах, чугуне, наплавленном металле) при поверхностном упрочнении высококонцеитрированной плазменной струёй и их

влияние на достигаемый уровень эксплуатационных свойств - твердости, теплостойкости, вязкости разрушения. На основании металлографических, электронно-микроскопических и рентгеноструктурных исследований изучено влияние различных механизмов упрочнения (твердорастворного, дислокационного, субструктурного, дисперсионного) при объемно-плазменной обработке на эксплуатационные свойства инструментальных материалов. Основным процессом, протекающим при плазменной обработке инструментальных сталей и обусловливающим достижение наиболее высокого уровня твердости, теплостойкости и вязкости разрушения, является контактное плавление карбидной фазы.

Исследованы вязкость разрушения, механизмы зарождения и развития трещин в инструментальных сталях с поверхностным упрочненным слоем. На основании исследований установлена возможность повышения твердости, теплостойкости, трещиностойкости инструментальных сталей при комплексном объемно-плазменном, термоциклическом плазменном и комбинированном индукционно-плазменном упрочнении. Повышение вязкости разрушения упроч-неных инструментальных сталей достигается за счет образования поверхностного закаленного слоя с высокодисперсной структурой и торможения трещин на границе слоев ( по механизму образования вторичных трещин сдвига под действием локальных касательных напряжений и ветвления магистральной трещины). Для оценки трещиностойкости поверхностно-упрочненных инструментальных сталей с учетом торможения разрушения предложено использовать динамический коэффициент интенсивности напряжении на стадии остановки трещины, определяемый по диаграммам разрушения.

Упрочнение инструментальных спеченных сплавов при плазменной обработке достигается за счет реализации твердорастворного и дисперсионного механизмов в связующей фазе и зернограничного упрочнения композиции. Повышение трещиностойкости упрочненных сплавов происходит за счет рассеивания энергии разрушения. Упрочнение чугуна с шаровидным графитом при плазменной обработке происходит благодаря образованию слоя скоростной закалки при сохранении графитной фазы. Плазменная обработка сталей, сплавов, чугуна с макро- или микроплавлением в большинстве случаев приводит к повышению твердости и снижению вязкости разрушения.

Повышение работоспособности инструмента возможно за счет комплексного упрочнения, включающего предварительную наплавку экономнолегированного Сг-Мо-У-металла и плазменную обработку. При этом твердость поверхностного упрочненного слоя соответствует уровню высоколегированных составов, а вязкость разрушения композиции - значительно превышает.

Предложены и внедрены в производство технологические процессы плазменной обработки инструмента различного функционального назначения: режущего. формующего, почвообрабатывающего.

Ключевые слова: инструментальные материалы, упрочнение, плазменная струя, фазовые превращения, теплостойкость, вязкость разрушения, технологические процессы.