НАЦІОНАЛЬНИЙ ТЕХНІЧНИЙ УНІВЕРСИТЕТ УКРАЇНИ

"КИЇВСЬКИЙ ПОЛІТЕХНІЧНИЙ ІНСТИТУТ"

Самотугін

Сергій Савелійович

УДК 621.771.07.001.5

Теоретичні і технологічні основи комплексного

зміцнення інструментових матеріалів з

використанням висококонцентрованого плазмового

нагріву

05.03.07 –

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

Захист відбудеться 20 листопада 2000 р. о 14 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 17 жовтня 2000 р.

Вчений секретар спеціалізованої

вченої ради Д 26.002.15

професор, д.т.н. /Головко Л.Ф./

ЗАГАЛЬНА ХАРАКТЕРИСТИКА РОБОТИ

Актуальність теми

Одним з найперспективніших напрямків розвитку сучасного виробництва є впровадження інтенсивних технологій обробки матеріалів висококонцентрованими 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 від-різняються 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, зносостій-кості, теплостійкості. На теперішній час немає єдиних (стандартних) методик механичних випробувань поверхнево-зміцнених матеріалів. Тому актуальними є розробка таких методик випробувань і фундаментальні дослідження влас-тивостей, насамперед в'язкості руйнування – оскільки крихкі мікро- та макроруйнування 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, фазовий 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, у тому 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 металооброблювального 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 інстру-ментових матеріалах різного складу (сталях, твердих сплавах, чавунах, наплав-леному металі) при плазмовому зміцненні, у тому числі при поєднанні з об'єм-ною термообробкою.

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

5. Дослідити механизм 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; рентгеноструктурний 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 висококонцентрованного 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 тріщин. 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 зміц-нення: для низьколегованих інструментових сталей найбільший вплив мають субструктурний і дислокаційний механизми зміцнення; для попередньо гарто-ваної швидкоріжучої сталі – твердорозчинний і дислокаційний, а у разі вико-ристання об'ємного твердіючого відпуску – і дисперсійний механизми. Зміц-нення 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 гра-ниць "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-плазмо-вою та термоциклічною плазмовою обробкою, які дозволяють отримати най-більш 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 від-новленні і зміцненні гарячодеформувального інструменту наплавленням дозволяє знизити вміст вуглецю і карбідутворюючих елементів (вуглецевого екві-валенту) у наплавленому металі при збереженні твердості і теплостійкості на рівні високолегованих Cr–W–V- і Cr–Mo–V-матеріалів і досягненні більш ви-сокої в'зкості руйнування за рахунок реалізації мікров'язкого ямкового механизму розвитку тріщин.

7. На підставі аналізу діаграм руйнування, фрактографічних дослід-жень 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 поверехневозміцнених 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 (гарячодеформувального, різального, холоднодеформувального, грунтооброблювального), 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 ком-понентів, 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 інстру-менту – дисків бурякозбиральних комбайнів, яка забезпечує у порівнянні з ба-зовою технологією об'ємного зміцнення більш високу твердість, зносостійкість робочої поверхні, підвищення продуктивності і економію енергетичних ре-сурсів.

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.

Апробація результатів дисертації

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

Металооброблювальний 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, міцніс-тю, теплостійкістю, в'язкістю руйнування. Для підвищення працездатності металооброблювального інструменту на даний час основним способом зміцнення є об'ємна термічна обробка. При визначенні оптимальних режимів гартування та відпуску досягаються потрібні (стандартні) есплуатаційні 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 рахунок 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 окрихчення 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 нітрідів 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, В.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, С.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 спеціаль-ним пристроєм – плазмотроном. Для виконання плазмового гартування більш розповсюджені плазмотрони прямої дії. Однак у даному випадку важко викону-вати 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 тер-мічного 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 металооброблювального інструменту, незалежно від його форми та розмірів, потрібно вважати схему напівнескінченного тіла, оскільки навіть при обробці інстру-менту малої товщини (3...6 мм) виконується умова ТЗП >> ТПП, де ТЗП і ТПП – 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 нормально-розподіленим джерелом визначається за формулою Рикаліна М.М.:

де q – ефективна питома потужність плазмового струменю;

v – швидкість обробки;

a, cg – відповідно коефіцієнт температуропровідності та об'ємна тепломісткість зміцнюваного матеріалу;

t0 – постійна часу нагріву;

y0, z0 – координати крапки у площині z0 Оy0 на 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 ІІ роду. Джерело нагріву рухається на віддалі y0=dC/2 від кромки тіла, де dC – діаметр відтулини сопла плазмотрону. Вважаючи кромку тіла (бокову, або т.з. задню поверхню інструменту) адіаба-тичною границею I – I у напівнескінченому тілі (мал.1,б), можна припустити, що на поверхні нескінченого вздовж смуги y тіла рухаються одночасно з однаковою швидкістю v два джерела однакової потужності q на віддалі 2y0 . Тоді розподіл температури з урахуванням відбивання тепла від адіабатичної границі I – I, визначений як TS , являє собою суму температур від дійсного і фіктивного джерел нагріву:

TS = T1(y1, z, t) + T2(y2, z, t) = T1(0, z, t) + T2(y=2y0 , z, t), (2)

де кожна із складових температур визначається вирішенням рівняння (1) при y1=0 і y2=2·y0=dc . Миттєва швидкість охолодження може бути визначена як перша похідна рівняння (2) за часом W=¶ T/¶ t, а максимальна температура нагріву термічного циклу Tmax у крапках на віддалі від поверхні zi – за умовою рівності ¶T/¶ t=0. Для розрахунків Tmax і W, а також вибору за цими показниками оптимальних режимів зміцнення, розроблена програма для ЕОМ. Спосіб зміцнення масивного інструменту (прокатних валків, деталей обладнання і т.п.) по всій робочій поверхні без граничних умов є частковим випадком розробленої моделі, коли тепловий потік від фіктивного джерела T1 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 Ac3, 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 плаз-мовому гартуванні інструментових сталей у стані постачання (після нормалі-зації або відпалу). Встановлено, що твердість вуглецевих та низьколегованих інструментових сталей після плазмового зміцнення значно перевищує (на 100...200 HV) 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 g-фази. При цьому відбувається роздріблення блоків, підвищення щільності дислокацій і зростання мікронапруг Dа/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 мартенситній матриці. Це 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 флюктуаційного (у нижчих шарах) механизмів a ® g - 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) – HV800. 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 HV650 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) валкових 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 надшвидкісного охолодження (самовідпуск), але високі

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 e-карбіду, а також загальною дисперсністю структури, у якої виникаючі локальні дільниці низьковуглецевого мартенситу також дисперсні. В сталях, зміцнених плазмовою обробкою, І-е і ІІ-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 ІІІ-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'язкос-ті руйнування інструментових сталей після плазмового зміцнення. Це зумовле-но 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 зміцнения у вихідному стані знижується. Якісний вигляд діаграм руйнування композиційних інструментових матеріалів з поверхневим зміцненим шаром (мал.3,б) 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.

На підставі досліджень було зроблено висновок, що підвищення в'язкості руйнування інструментових сталей при плазмовому зміцненні можливо за раху-нок або підвищення стійкості до зародження тріщини у поверхневому гартова-ному шарі, або підвищення стійкості до розповсюдження тріщини у глибиному шарі. Шляхами вирішення даної проблеми є використання плазмового зміц-нення (у тому числі циклічного) у поєднанні з об'ємною термічною обробкою (гартуванням, відпуском). Дослідження способів комплексного об'ємно-плаз-мового 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 по-верхні при такому зміцненні підвищується від HV 750 до HV 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 HV 1000. На відміну від обробки у вихідному стані, при плазмовому зміцненні сталі 90ХФ після об'ємного гартування параметри динамічної в'язкості руйнування (КС, К1D) підвищуються у середньому в 1,5...2,5 рази. Це зумовлено реалізаціею 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'емний 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. Викорис-тання 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 свід-чить 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 зміц-нення 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 HV 840 і К1D = 5,9 МПаЧм1/2 до HV 920 і К1D = 6,9 МПаЧм1/2), так і головної властивості швидкоріжучої сталі – теплостійкості (від К4Р58 = 615 °С до К4Р58 = 660 °С).

Суттєве додаткове підвищення властивостей досягається також виконанням циклічної (трикратної) плазмової обробки – до HV 1040, К1D = 7,8 МПаЧм1/2 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, підвищен-ням його стійкості до g ® a - 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 – HV 1080, К1D=9,3 МПаЧм1/2, К4Р58=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, 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 кристаліч-ної гратки дозволили зробити висновки про якісні та кількісні впливи різнома-нітних механизмів зміцнення при комплексній обробці у підвищення експлуатаційних властивостей інструментових сталей. Встановлено, що для низьколегованих сталей найбільший вплив мають субструктурний та дислокаційний механизми зміцнення, для попередньо гартованої швидкоріжучої сталі – твердорозчинний та дислокаційний, а у разі використання об'ємного відпуску – і дисперсійний механизми.

Суттєвою проблемою у деяких практичних випадках комплексного зміц-нення інструменту є забезпечення т.з. технологічної міцності – стійкості до за-родження гартовних (холодних) тріщин. Це особливо актуально для інстру-менту 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 температури, на 20...50 °С нижчої від температури початку 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 відхи-лення 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 аустеніт-ного зерна, виділюється карбідна евтектика. На підставі досліджень встановлено, що усунення структурної і хімічної неоднорідності 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