Высокочастотная термическая обработка. Вопросы металловедения и технологии - Головин Г.Ф., Замятнин М.М.

Author: Головин Г.Ф. Замятнин М.М.
Tags: технология обработки без снятия стружки в целом: процессы, инструмент, оборудование и приспособления отдельные машиностроительные и металлообрабатывающие процессы и производства металловедение металлообработка
ISBN: 5-217-00925-Х
Year: 1990
Similar
Технология термической обработки металлов с применением индукционного нагрева
Технология термической обработки металлов с применением индукционного нагрева. Выпуск 3
Термическая обработка металлов
Металловедение и термическая обработка цветных металлов и сплавов
Text
                    ББК 34.651
Г61
УДК 621.78.012.5
Рецензент панд, техн, наук Н. А. Г реков
Головин Г. Ф., Замятнин М. М.
Г61 Высокочастотная термическая обработка: Вопросы ме-
талловедения и технологии. — 3-е изд., перераб. и доп. —
Л.: Машиностроение. Ленингр. отд-ние, 1990. —239 с.: ил.
ISBN 5-217-00925-Х
В книге изложены вопросы металловедения и технологии поверхно-
стной и объемной высокочастотной термической обработки металлических
изделий. Рассмотрены особенности контроля технологии изготовления
н обработки ряда детален машиностроения и продукции металлургиче-
ского производства.
В третьем издании (2-е изд. 1968 г.) помещены новые сведення об
особо интенсивном нагреве при поверхностной закалке н средствах охлаж-
дения, процессах обработки новых материалов, приведен ряд ранее не опи-
санных типовых технологических процессов и др.
Книга предназначена для ИТР, занятых разработкой н внедрением
высокочастотной термической обработки.
Г
ISBN 5-217-00925-Х	© Г. Ф. Головин, М. М. Замятнин, 1990
ПРЕДИСЛОВИЕ
Намеченные высокие темпы развития народного хозяйства
осуществимы только на базе внедрения новых научных разрабо-
ток, максимальной автоматизации производства, при улучшении
качества продукции, повышении надежности машин. Высоко-
частотная термическая обработка является одним из наиболее
эффективных средств повышения производительности труда и ка-
чества продукции.
Применение токов высокой частоты в электротермии в послед-
ние годы получило дальнейшее развитие. По-прежнему остается
наиболее распространенной поверхностная закалка, разрабо-
танная в 1935 г.‘ проф. В. П. Вологдиным. При этом виде терми-
ческой обработки не требуется больших затрат электрической
энергии; осуществление такой обработки стало возможным прак-
тически на всех машиностроительных заводах. Рост производства
электроэнергии создает условия для широкого внедрения высоко-
частотного нагрева и для сквозной термической обработки продук-
ции металлургических заводов — проката различного профиля
и назначения.
В создании и дальнейшей разработке вопросов металловедения
высокочастотной термической обработки большую роль сыграли
работы К. А. Малышева, В. А. Павлова, А. С. Завьялова,
И. Н. Кидина, К. 3. Шепеляковского, В. Г. Гриднева, К. Ф. Ста-
родубова, В. Д. Садовского, М. Г. Лозинского и многих других.
В настоящей книге рассмотрены теоретические и практические
вопросы высокочастотной термической обработки. По сравнению
со вторым изданием (1968 г.) в книгу внесены следующие измене-
ния и дополнения. На основе современных исследований фазовых
превращений в стали и сплавах переработана гл. 1. Значительно
дополнены гл. 2 и 3, касающиеся режимов закалки, механических
свойств поверхностно закаленной стали и конструктивной проч-
ности деталей машиностроения. Введен параграф об использова-
нии механийй разрушения для оценки свойств поверхностно
закаленных деталей’. Приведены данные о применении высоко-
энергетических (импульсных) режимов поверхностной закалки.
В основу излагаемого материала положен опыт Всесоюзного
научно-исследовательского института токов высокой частоты
им. В. П. Вологдина, где на базе современных теоретических
представлений разрабатываются новые высокопроизводительные
технологические процессы высокочастотной термической обра-
ботки .
Все замечания и предложения по данной книге авторы просят
присылать по адресу: 191065, Ленинград, ул. Дзержинского, 10,
ЛО издательства «Машиностроение».
1*
3
Глава 1
ОСОБЕННОСТИ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ
ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ
1.1. УСЛОВИЯ ПРИМЕНЕНИЯ РАЗЛИЧНЫХ видов
ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ
Одним из первых методов высокочастотной термической обра-
ботки была поверхностная закалка, которая полностью сохранила
свое ведущее положение до настоящего времени. Высокочастотная
поверхностная закалка применяется в промышленности для полу-
чения изделий с твердым износоустойчивым поверхностным слоем
и сравнительно мягкой и вязкой сердцевиной. Сначала она за-
меняла объемную сквозную закалку или поверхностную химико-
термическую обработку — цементацию, цианирование и азоти-
рование. В дальнейшем высокочастотную поверхностную закалку
стали предусматривать при конструировании деталей машин
и механизмов.
Первым и основным преимуществом всякой закалки с поверх-
ностным нагревом, в том числе и высокочастотной поверхностной
закалки, по сравнению со сквозной закалкой является уменьше-
ние хрупкости деталей или изделий. Хрупкость уменьшается
в результате образования пластической и вязкой сердцевины,
а во многих случаях вследствие местного расположения закален-
ного слоя только на участках, твердость которых должна быть
высокой.
Трещины и разрушения при перегрузке и ударах, а также при
наличии выточек, отверстий, переходов сечений и пороков металла
легче возникают в деталях со сквозной закалкой, чем в деталях
с поверхностным твердым слоем. Возникшие в процессе производ-
ства или эксплуатации трещины в деталях со сквозной закалкой
приводят к немедленному или очень быстрому разрушению.
При поверхностном упрочнении трещины, возникшие в твердом
слое, в большинстве случаев не распространяются в мягкую
и вязкую сердцевину. Благодаря значительному понижению
склонности к хрупким разрушениям, достигаемому при переходе
от сквозной закалки к поверхностной, повышается допустимая
твердость и, следовательно, сопротивление износу поверхностно
закаленных деталей.
Вторым преимуществом закалки с поверхностным нагревом
является существенное уменьшение деформаций во время нагрева
и охлаждения, достигаемое за счет жесткости холодной сердце-
вины.
Третье преимущество — практически полное устранение окис-
ления и обезуглероживания, что при уменьшении деформации
позволяет в некоторых случаях производить закалку оконча-
тельно готовых деталей без шлифования.
4
Четвертым преимущеетвом являетея уменьшение затрат энер-
гии на нагрев: нагреваемый елой ро многих случаях составляет
небольшую часть от массы детали.
В начале внедрения поверхностной закалки выбор метода
поверхностного нагрева представлял значительные трудности.
Высокочастотная поверхностная закалка была предложена
и испытана проф. В. П. Вологдиным [31 почти одновременно
с разработкой и началом внедрения поверхностной закалки с на-
гревом кислородно-ацетиленовым или кислородно-газовым пла-
менем (пламенная закалка), с разработкой методов контактной
поверхностной закалки и поверхностной закалкн в электролитах.
В настоящее время высокочастотная поверхностная закалка —
наилучший способ закалки с поверхностным нагревом в серийном
и массовом производстве, так как она обеспечивает высокое каче-
ство продукции и дает наиболее стабильные результаты по срав-
нению с другими методами поверхностной закалки.
В индивидуальном и мелкосерийном производстве пламенная
закалка имеет преимущества по сравнению с высокочастотной
поверхностной закалкой вследствие простоты и дешевизны обору-
дования. Однако пламенную закалку трудно механизировать:
она не дает достаточно стабильных результатов и требует высоко-
квалифицированного обслуживания. При сравнении высоко-
частотной поверхностной закалки с методами обычной химико-
термической обработки обращает на себя внимание в первую оче-
редь колоссальный выигрыш в длительности и стоимости про-
цессов.
При поверхностной закалке твердый слой толщиной в 1—2 мм
может быть получен за несколько секунд, а при полной закалке
детали непрерывно-последовательным методом или методом после-
довательной закалки отдельных участков требуется около 1—
2 мин. По имеющимся данным одного из заводов, стоимость цемен-
тащии 1 т деталей в среднем составляет 150 руб., а стоимость
высокочастотной поверхностной закалки 1 т деталей — 30 руб.
При этом сохраняются преимущества высокочастотной поверхно-
стной закалки: возможность включения ее в поток механической
обработки; несравненно меньшая деформация деталей, чем при
цементации и последующей закалке.
Наконец, весьма 'существенным преимуществом деталей с по-
верхностной закалкой является возможность изготовления их
из более дешевой, в большинстве случаев углеродистой, стали,
в то время как для обеспечения сочетания высокой твердости
поверхности и достаточной прочности и вязкости сердцевины
цементуемые детали чаще всего изготовляют из легированной
стали марок 15Х, 20Х, 12ХНЗА, 18ХНВА и др.
Высокочастотная поверхностная закалка позволяет обеспечить
свойства сердечника независимо от свойств твердого слоя. Сер-
дечник может иметь структуру, полученную путем отжига, норма-
лизации или закалки с высоким отпуском. Это часто приводит
5
к возможности замены углеродистыми сталями марок 40 и 45
обычно применяемых в таких случаях легированных сталей:
хромистой или даже хромоникелевой.
На практике твердость цементованного слоя чаще всего нахо-
дится в пределах 58—62 HRCB. При поверхностной закалке
наиболее часто применяемых марок сталей 40 и 45 также возможно
получение твердости 58—62 HRCa. Однако колебания в составе
стали, в режимах закалки, а также необходимость самоотпуска
или отпуска для борьбы с трещинами приводят к тому, что
нижняя допустимая граница твердости в практике заво-
дов снижается до 50 HRCa для стали 40 и до 54 HRCa для
стали 45.
Таким образом, твердость поверхностного слоя при поверх-
ностной закалке среднеуглеродистой стали получается, как пра-
вило, ниже, чем при цементации. Это обстоятельство, а также
более низкое содержание углерода в поверхностном слое приводят
к некоторому снижению контактной прочности и сопротивления
изнашиванию деталей, изготовленных из среднеуглеродистой
стали и подвергнутых поверхностной закалке, по сравнению
с цементованными деталями. Поэтому в тех случаях, когда деталь
работает в тяжелых условиях контактной прочности, применяют
сталь с повышенным содержанием углерода (У7, 65Г и т. п.), что
создает определенные трудности при закалке изделий сложной
формы и неизбежно снижает вязкость незакаленной сердцевины.
Следует отметить, что контактная прочность в значительной
степени зависит от характера контакта и от степени деформации
поверхностного слоя при приложении внешних усилий. В не-
которых случаях легче получить удовлетворительные свойства
среднеуглеродистой стали при поверхностной закалке, чем при
цементации.
Твердость, сопротивление износу и контактная прочность
азотированного слоя превышают соответствующие свойства цемен-
тованного слоя, вследствие чего они еще сильнее отличаются от
свойств поверхностно закаленного слоя. Однако слой, получен-
ный путем высокочастотной закалки, менее хрупок, чем цементо-
ванный или азотированный слой. Недостатком высокочастотной
поверхностной закалки по сравнению с цементацией является
трудность, а в отдельных случаях даже невозможность получения
равномерного слоя закалки по контуру сложных деталей.
Оценка достоинств и недостатков метода высокочастотной
поверхностной закалки по сравнению с химико-термической
обработкой приводит к выводу о необходимости параллельного
использования обоих методов. При этом поверхностная закалка
имеет преимущества для получения более дешевых деталей массо-
вого производства, а цементация и другие методы химико-терми-
ческой обработки — для получения деталей с повышенным сопро-
тивлением изнашиванию, стоимость которых может быть сравни-
тельно высокой.
6
4
В последние рода на ЗИЛе разработан и внедрен епособ поверх-
ностной высокочастотной закалки при глубоком1 нагреве [42].
При этом способе определенная небольшая глубина закаленного
слоя получается за счет применения стали пониженной прокали-
ваемости. Кроме того, удается существенно повысить твердость
и прочность зоны, расположенной под закаленным слоем, получа-
ющей при закалке структуру троостита; существенно уменьшить
удельные мощности при нагреве и закалить детали сложной формы,
у которых путем поверхностного высокочастотного нагрева трудно
или невозможно получить равномерный закаленный слой. При-
менение глубокого высокочастотного нагрева и в этом случае дает
преимущества по сравнению с объемным нагревом в печи благо-
даря простоте и низкой стоимости процесса. Целесообразность
использования поверхностной закалки е глубоким нагревом
должна определяться в соответствии с конкретными условиями
работы изделия.
Высокочастотный метод может быть применен для поверхно-
стного или местного нагрева при закалке и отпуске цементованных
деталей. В настоящее время значительное число автомобильных
и тракторных заводов успешно использует этот метод.
Высокочастотный нагрев для сквозной закалки, улучшения,
нормализации, рекристаллизационного отжига применяется
для изделий, термическая обработка которых в печах вызывает
трудности, например, для длинных прутков, труб, листов, про-
волоки. Высокочастотный нагрев уменьшает окисление и обез-
углероживание, легче включается в поток производства. При
сквозной высокочастотной закалке и улучшении прутков из
арматурной стали, труб и проката обеспечиваются более высокие
и стабильные механические свойства, чем при других способах
термического упрочнения. Это связано не только с быстрым
и хорошо регулируемым нагревом, но также с весьма интенсивным
и равномерным охлаждением при закалке. Высокочастотный
нагрев применяют для цементации и других видов химико-терми-
ческой обработки. В ряде случаев использование высокочастотного
нагрева позволяет значительно сократить продолжительность
процесса. Однако этот метод пока находит ограниченное при-
менение из-за недостаточной его разработки.
1.2. МЕТАЛЛЫ И СПЛАВЫ, ПРИМЕНЯЕМЫЕ ДЛЯ ИЗДЕЛИЙ,
ОБРАБАТЫВАЕМЫХ ТВЧ
Химический состав, склонность к росту зерен и прокалива-
емость сталей, применяемых дл^ деталей, подвергаемых высоко-
частотной поверхностной закалке, должны обеспечивать получение
1 Примененный авторами работы [421 термин «глубинный» использован
в теории индукционного нагрева, когда глубина прогрева не выходит за пределы
глубины проиикновеиия тока в горячий металл. Поэтому здесь применен термин
«глубокий», что и по существу более правильно.
7
желательных свойств как в поверхностном слое, так и в сердце-
вине изделий.
При выборе стали для каждого конкретного требования в отно-
шении глубины, твердости, сопротивления изнашиванию и хруп-
кости закаленного слоя, а также прочности, пластичности и вяз-
кости сердцевины могут быть различными. Вследствие
этого желательно иметь достаточное число марок стали для
выбора.
При выборе марки етали в первую очередь следует определить
необходимое количество углерода в етали. В практике высоко-
частотной поверхностной закалки чаще применяют стали со
средним содержанием углерода (0,40—0,50%), которые позволяют
получить достаточно высокую твердость и сопротивление изнаши-
ванию поверхности и не обладают чрезмерной хрупкостью. Стали
с более высоким содержанием углерода имеют значительные
твердость и сопротивление изнашиванию, но склонны к образо-
ванию трещин или к хрупким разрушениям в условиях эксплу-
атации. Стали с более низким содержанием углерода (0,30—
0,40%) применяют в тех случаях, когда приходится сознательно
идти на снижение твердости и сопротивление изнашиванию с целью
уменьшения хрупкости поверхностно закаленного слоя и повы
шения вязкости всего изделия, а также для снижения склонности
к образованию закалочных трещин.
Применение легированной стали для изделий, подвергаемых
высокочастотной поверхностной закалке, должно быть огра-
ничено и может быть оправдано лишь при больших размерах
изделия и особо высоких требованиях, предъявляемых к меха-
ническим свойствам сердцевины или изделия в целом.
Для поверхностной закалки желательно применение таких
марок стали, которые менее чувствительны к колебаниям темпе-
ратуры нагрева при закалке. Однако многие легирующие эле-
менты, ограничивающие рост зерен аустенита, повышают мини
мальную температуру нагрева для поверхностной закалки и не
всегда дают ожидаемые результаты. В табл. 1.1 и 1.2 приведен
перечень основных марок углеродистой и легированной сталей,
применяемых в СССР для изделий с высокочастотной поверхно-
стной закалкой.
Подавляющее большинство деталей, подвергающихся высоко-
частотной поверхностной закалке, изготовляются из сталей ма
рок 45 и 40, причем в ряде случаев применяется сталь с несколько
суженными пределами по углероду (45с, 40с, 45А).
В автомобильной промышленности из стали 45 изготовляют
коленчатые валы и кулачковые валы, оси, пальцы, стержни,
вилки, штоки и многие другие детали. Из стали 40 выполняется
меньшее число деталей, среди которых карданные валы, муфты,
шайбы, ободья маховиков. Из стали 35 изготовляются детали,
вязкость которых должна быть повышена: толкатели, клапаны,
вилки включения сцепления и т. п.
8
Таблица 1.1
Углеродистые стали, применяемые в СССР
для высокочастотной закалки
Марка стали		Химический состав		. %	Твердость закаленного	Достижи-
		с	Si	Мп	слоя после отпуска HRC9	бина слоя, мм
35		0,32—0,40			50-55	3
40 45 50 60 70		0,37—0,45 0,42—0,50 0,47—0,55 0,55—0,65 0,65-0,75	0,17—0,37	0,50—0,80	53—58 55—60 57—62 59—63 60—64	4
35Г2 40Г2 _ 45Г2 50Г 65Г		0,30—0,40 0,35—0,45 0,40—0,50 0,45—0,55 0,60—0,70		1,40—1,80 0,70—1,00 0,90—1,20	53—58 54—59 56—61 57-62 59—63	5
	У7 У8	0,65—0,74 0,75—0,84	0,15-0,35	0,20-0,40	60-64	
	У10 У 12	0,95-1,04 1,15— 1,24		0,15—0,35		2
В автомобилестроении высокочастотную поверхностную за-
хну используют для деталей, изготовленных из легированных
.алей: для промежуточных и пазовых валов, полуосей, пальцев,
 1го.з толкателей, .птиксв и других деталей сталь 40Х; для вала
>,. , скол; • ящей чилки ст.-.л,.. 3GX; для фунта кардана, впуск-
cia: люи сталь ПX I\ЫА Стали с повышенным содержанием
ир.анца (36Г2, 10Г2, 15Г2, 50Г) применяют в тракторостроении
с сельскохозяйственном машиностроении.
Стали марок У7, У8, У10, У12 используются для режущего
л мерительного инструмента, проходящего поверхностную или
•квозную высокочастотную закалку; сталь 9Х — для валков
холодной прокатки, проходящих высокочастотную поверхностную
закалку.
За границей для изделий, подвергаемых высокочастотной
поверхностной закалке. йСпользуют стали, по составу и свойствам
близкие к сталям, применяемым в СССР (табл. 1.3 и 1.4).
Для деталей, подвергаемых поверхностной закалке, при глу-
боком нагреве применяют стали пониженной и регламентирован-
ной прокаливаемости [42]. Химический состав этих сталей при-
веден в табл. 1.5.
Поверхностная закалка мо^кет применяться для деталей из
серых и ковких чугунов с перлитной или перлитно-ферритной
металлической основой. Превращение перлита в аустенит в этих
чугунах происходит достаточно быстро, вследствие чего удается
получить твердые и достаточно тонкие закаленные слои. Чугуны
9
Таблица 1.2
Основные легированные стали, применяемые в СССР
для высокочастотной закалки
Марка стали	Химический состав, %				Твердость после за- калки и отпуска HRC3	Дости- жимая глу- бина слоя, мм
	с	Мп	Сг	Другие элементы		
35Х 40Х 45Х	0,30—0,40 0,35—0,45 0,40—0,50	0,50—0,80	0,80—1,10	—	52—57 54—59 56—61	6
35ХС 40ХС	0,30—0,40 0,37—0,45	0,30—0,60	1,30—1,60	1,0—1,3 Si 1,2—1,6 Si	52—57 54—59	
40ХН 40ХНМ	0,35—0,45 0,36—0,44	0,50—0,80	0,45—0,75 0,60—0,90	1,0—1,5 Ni 1,5 Ni; 0,2 Mo	55-60	8 ’
9Х ШХ15	0,80—0,95 0,95—1,10	0,25—0,35 0,20—0,40	1,40—1,70 1,30—1,65	—	63—67 62—64	
Таблица 1.3
Стали, применяемые для высокочастотной закалки в США [9]
Марка стали	Химический состав, %			
	С	Мп	Сг	Другие элементы
1035 1040 1045	0,32—0,38 0,37—0,44 0,43—0,50	0,60—0,90		—
1330 1335 1340	0,28—0,33 0,33—0,38 0,38—0,43	1,60—1,90	—	—
2335 2345	0,33—0,38 0,43—0,48	0,60—0,80 0,70—0,90	—-	3,25—3,75 Ni
3130 3140	0,28—0,33	0,60—0,80 0,70—0,90	0,55—0,75	1,10—1,40 Ni
4140 5150 8640	0,38—0,43	0,75—1,10 0,70—0,90 0,75—1,10	0,80—1,10 0,70—0,90 0,40—0,60	0,15—0,25 Mo 0,15—0,25 Mo; 0,40—0,70 Ni
10
Таблица 1.4.
Стали, применяемые для высокочастотной закалки
в Англин н ФРГ [9]
Страна	Марка или обозначение стали	Химический состав, %			
		с	Мп	Сг	Другие элементы
	Еп8	0,35—0,45	0,60—1,00	—	—
	Еп9 ЕпЮ	0,50—0,60	0,50—0,60	—	0,5—0,8 Ni
Англия	Enll .	0,50—0,70	0,50—0,80	0,50—	0,60—1,00 Ni
				0,80	
	Еп12	0,30—0,45	1,5	—	0,15—0,35 Mo
	Еп15	0,30—0,40	1,30—1,70	—	0,20—0,35 Mo
	Еп16	0,25—0,40	1,30—1,80	—	—
	С35, Ск35	0,35	0,55				
	С45, Ск45	0,45	0,65	—	•—
	Cf56	0,56	0,55	—	—
	Cf70	0,70	0,30	—	
	40Mn4	0,40	0,95	—	—
	42MnV7	0,42	1,80	—	0,1 V
ФРГ	37MnSi5	0,37	1,25	—	1,25 Si
	ЗбСгб	0,36	0,40	1,50	—
	41Сг4	0,41	0,65	1,00	0,2 Mo
	42СгМо4	0,42	0,65	1,00	1,0 Ni; 0,2 Mo
	36CrNiMo4	0,36	0,60	1,00	2,0 Ni; 0,3 Mo
	36CrNiMo8'	0,30	0,40	2,00	1,7 Ni; 0,2 Mo
1	55NiCrMoV6	0,55	0,60	0,70	0,1V
Таблица 1.5
Стали пониженной и регламентированной прокаливаемости
Марка стали	Химический состав, %							
	С	Мп	Si	Сг	Ni	Ti	р	S
55ПП	0,55—0,63	0,20	0,30	0,15	0,25			0,04	0,04
ПОПП	1,05—1,15	0,20	0,30	0,15	0,025	—	0,03	0,03
47ГТ	0,44—0,50	0,9—1,2	0,17	0,25	0,25	0,06— 0,12	—	—
45Г	0,44—0,50	0,7—1,0	0,17— 0,37	0,15	0,25	, —	——	. —
с ферритной металлической основой, а также ферритно-перлитной
основой, в которой преобладает феррит, удается закаливать лишь
при сравнительно длительной выдержке и высокой температуре
нагрева.	1	:
Быстрый высокочастотный нагрев опробован для объемной
термической обработки меди, алюминия, титана и их сплавов.
11
Доказана возможность достаточно быстрого протекания различ-
ных превращений в этих металлах и сплавах: рекристаллизации,
фазовой перекристаллизации, отпуска. Дальнейшие исследования
фазовых превращений при быстром нагреве цветных металлов
и сплавов позволят расширить использование высокочастотной
термической обработки этих материалов.
1.3. ЗАКОНОМЕРНОСТИ НАГРЕВА
Особенностью высокочастотного индукционного нагрева
металлов является генерирование тепловой энергии непосред-
ственно в нагреваемом изделии. Такой нагрев определяет характер
изменения температуры поверхности и распределение температуры
по сечению нагреваемого объекта.
При правильном сочетании размеров изделия и частоты при-
меняемого тока можно индукционным методом достичь очень
большой скорости нарастания температуры. В частности, при
поверхностной закалке применяют режимы, обеспечивающие на-
грев до температуры закалки за время от нескольких секунд
до десятых долей секунды.
При нагреве в печах или жидких средах режим нагрева харак-
теризуется одним фактором — температурой, при конечной тем-
пературе нагрева дается необходимая выдержка для выравнива-
ния температуры по сечению изделия и завершения фазовых пре-
вращений во всем объеме. При поверхностном индукционном
нагреве выдержка в большинстве случаев недопустима или не-
желательна, так как вследствие теплопроводности теряется эффект
поверхностного нагрева. Ограниченное время может оказаться
недостаточным для завершения фазовых превращений при нагреве
до рекомендуемых для данной стали температур. Полнота или
степень превращений кроме конечной температуры нагрева опре-
деляется временем пребывания стали в области температур фазо-
вых превращений — суммарным временем аустенитизации.
Время пребывания металла в области температур фазовых
превращений зависит, в первую очередь, от скорости нагрева.
Скорость нагрева стального изделия при использовании индук-
ционного метода не является постоянной во всем интервале тем-
ператур. Она изменяется вследствие изменения его сопротивления
и магнитной проницаемости стали. Удельное сопротивление стали
при нагреве растет и при достижении температуры закалки уве-
личивается по сравнению с исходным в 5—6 раз. Магнитная
проницаемость р при повышении температуры падает. Выше точки
Кюри она становится равной единице. Исходная магнитная
проницаемость стали зависит от напряженности магнитного поля
и в условиях индукционного нагрева составляет от 5 до 20. Одно-
временное изменение удельного сопротивления и магнитной про-
ницаемости по мере повышения температуры в большинстве слу-
чаев приводит к уменьшению передаваемой мощности при пере-
12
Рис. 1.1. Кривые высокочастотного иагрева:
/ — сталь У8, исходная структура — сорбит; 2 — сталь У8,
исходная структура — пластинчатый перлит; 3 — сталь Х12,
исходная структура — зернистый перлит
ходе через точку Кюри, если напряженность магнитного поля
остается постоянной.
Кроме изменения физических свойств на процесс нагрева
стали влияют фазовые превращения, сопровождающиеся поглоще-
нием теплоты, и тепловое излучение, которое резко увеличивается
при высоких температурах поверхности изделия. Тепловое излу-
чение особенно ощутимо при применении режимов нагрева с малой
мощностью, при которых подводимая к изделию мощность будет
компенсировать только потери на излучение и температура по-
верхности будет стабилизироваться на определенном уровне.
Такие режимы часто применяются при высокочастотной термиче-
ской обработке со сквозным или глубинным прогревом.
В результате комплексного действия перечисленных факторов
(изменение физических свойств стали, фазовые превращения,
тепловое излучение) кинетические кривые нагрева поверхности
изделия чаще всего имеют перегиб в интервале температур 700—
800 °C (рис. 1.1). Процесс нагрева разделяется на начальный
этап с относительно большой и почти постоянной скоростью
нарастания температуры и этап замедленного нагрева выше
температуры потери сталью магнитных свойств.
Потеря магнитных свойств -сталью в большинстве случаев
связана с развитием фазовых превращений. Образование первых
объемов немагнитного аустенита из зерен перлита, происходящее
при температуре критической точки Ас1г вызывает резкое падение
магнитной проницаемости. Выше температуры Асг половину
и более объема стали будет составлять аустенит. Дальнейшее
развитие фазовых превращений (растворение избыточных фаз)
будет протекать уже в энергетических условиях второго этапа
нагрева.	'
Таким образец первый этап нагрева —это нагрев до темпе-
ратуры начала фазовых превращений /к, он может характеризо-
'	13
ваться начальной скоростью нагрева он- Второй этап —? нагрев
от температуры начала фазовых превращений до конечной темпе-
ратуры /8ак — характеризуется вредней скоростью в' области
фазовых превращений Оф. Средняя скорость нагрева оср от начала
нагрева до конечной температуры нагрева не всегда объективно
характеризует процесс, так как зависит от соотношения ок и оф,
т. е. от настройки системы.
При нагреве под поверхностную закалку применяют относи-
тельно большие скорости нагрева и, следовательно, большие
удельные мощности. Поэтому исходная магнитная проницаемость
стали будет мала и сильного замедления скорости нагрева после
перехода через точку Кюри может не быть. При нагреве некоторых
сортов легированной стали или при глубоком прогреве изделия
скорость в области фазовых превращений должна быть небольшой.
Это достигается применением режимов с малой удельной мощ-
ностью или, что целесообразнее, соответствующей настройкой
колебательного контура генератора. В последнем случае на кри-
вых нагрева будет резкий перегиб.
На кривой нагрева кроме перегиба в период интенсивного
протекания фазовых превращений во многих случаях наблю-
дается горизонтальная или наклонная площадка, связанная
с остановкой или замедлением роста температуры. Наиболее
вероятно, что при нагреве стали основной причиной остановки
является интенсивное поглощение теплоты в процессе превраще-
ния перлита в аустенит. Превращение перлита в аустенит сопро-
вождается поглощением теплоты в количестве примерно 80 Дж/г,
поэтому на кривой нагрева должна образоваться площадка, по
времени соответствующая продолжительности нагрева на 100—
150 °C. Изотермическое или почти изотермическое превращение
возможно в том случае, если удельная мощность не превышает
некоторого предела, определяемого максимально возможной ско-
ростью превращения при данной температуре. Если передаваемая
в изделие удельная мощность оказывается меньше этой величины
или равной ей, то вся энергия будет расходоваться на превраще-
ние. При большей интенсивности нагрева часть энергии пойдет
на повышение температуры и перлитно-аустенитное превращение,
возникнув при температуре, близкой к равновесной, будет про-
текать в некотором интервале температур. Связь остановки на
кривой нагрева с фазовыми превращениями подтверждается
исследованиями быстрых процессов при контактном электро-
нагреве. В работе [25] появление площадки на кривой индук-
ционного нагрева связывается с перераспределением выделяемой
энергии по сечению изделия при достижении поверхностью тем-
пературы точки Кюри. Действительно, когда поверхностные слои
начинают терять ферромагнитные свойства, максимум интенсив-
ности выделения энергии смещается в глубь изделия, а нагрев
поверхности замедляется. Поэтому при нагреве чистого железа
при температуре точки Кюри наблюдается перегиб на кривой
14
нагрева, хотя фазовых превращений е поглощением теплоты при
этой температуре не происходит.
Таким образом, при нагреве металлов и сплавов, не имеющих
фазовых, превращений ниже точки Кюри, первые площадки
(остановки) на кривых индукционного нагрева связаны исключи-
тельно с потерей магнитных свойств. При нагреве стали, особенно
содержащей большое количество перлита, первичным является
фазовое превращение перлита в аустенит и площадка связана
с эндотермическим характером превращения. При больших ско-
ростях нагрева перлитно-аустенитное превращение может закан-
чиваться при температурах, превышающих точку Кюри. В этом
случае в точке магнитных превращений феррита будет происходить
замедление нагрева независимо от фазовых превращений.
На рис. 1.1 приведены кривые нагрева, записанные с помощью
шлейфного осциллографа для различных условий нагрева [71.
Кривая 1 получена при поверхностном нагреве образца диаметром
30 мм из стали, содержащей 0,85% С. Начальная скорость нагрева
700 °С/с. На кривой четко фиксируется фазовое превращение
перлита в аустенит при температуре 725 °C. Ферромагнитные
свойства сталь теряет одновременно е фазовым превращением,
поэтому второго перегиба, подобного перегибу на кривой 2 и
вызванного потерей ферромагнитных свойств сохранившимся до
этой температуры ферритом, на кривой нет. Кривая 3 получена
при нагреве полого цилиндрического образца диаметром 16 мм
с толщиной стенки 7 мм, изготовленного из стали Х12. Здесь
фиксируются два превращения: магнитное при 770 °C и фазовое
при 840 °C.
Описанная кинетика роста температуры на поверхности изде-
лия при индукционном нагреве справедлива для режимов, при
которых параметры нагрева меняются только вследствие изме-
нения физических свойств стали. При искусственной стабилизации
напряжения генератора эта картина искажается. В последнее
время 'разработаны методы регулирования скорости нагрева по
программе, причем в программе задается характер кинетической
кривой нагрева (рис. 1.2). Датчиком в системе регулирования
может служить термопара или фотоэлектрический пирометр.
Распределение температуры по сечению х стального изделия
при индукционном нагреве зависит от следующих факторов:
глубины проникновения тока в металл; теплопроводности стали;
скорости нагрева; температуры поверхности; размеров и формы
изделия.
Глубина проникновения тока в металл Д зависит от частоты
тока и физических свойств металла. В начале нагрева теплота
выделяется в слое Д, равном глубине проникновения тока в хо-
лодный металл, обладающий ферромагнитными свойствами. Для
стали эта глубина, как видно из табл. 1.6, небольшая; соответ-
ственно и температура в первый период нагрева (кривая /) будет
резко возрастать лишь в тонком поверхностном слое (рис. 1.3).
15
Рис. 1.2. Термические кривые, полученные при регулиро-
вании скорости высокочастотного нагрева: а — Пф — по-
стоянна; б — нагрев с изотермической выдержкой [42]
Когда температура поверхностного слоя металла достигнет точки
Кюри, магнитная проницаемость его станет близкой к единице;
количество теплоты, выделяющейся в этом слое, уменьшится
и повышение температуры замедлится. Значительная часть энер-
Рнс. 1.3. Распределение тем-
пературы по сечеиию х на-
греваемого цилиндра
Таблица 1.6
Глубина проникновения тока
в металл при разных частотах
Чгсгита, Гц	Глубина проникновения, мм ]		
	М -ць н р и	Ci ль при ц	} 0	1 Q	С.т.-.ль 1 нги =г'- i
50 500 2 500 10 000 50 000 250 000	10,0 до 1,3 0,7 0,3 0,13	10,0—5,0 3,0—1,5 1,5—0,7 0,70—0.35 0,30—0,15 0,15—0,07	70,8 22,0 10,0 5,0 2 2 1.0
Примечание. J1 — магнитная проницаемость.			
гии будет выделяться в более глубоких слоях, еще обладающих
ферромагнитными свойствами. Глубина проникновения тока уве-
личивается, и кривая 2 распределения температуры по сечению
искажается. Глубина проникновения тока будет увеличиваться
до тех пор, пока не достигнет значения, при котором почти вся
подводимая энергия будет поглощаться в горячем неферромагнит-
ном слое. Такая глубина обычно называется горячей глубиной
проникновения тока в металл Дк и для стали она в несколько раз
больше холодной глубины проникновения тока Д (табл. 1.6).
16
Рис. 1.4. Распределение тем-
пературы по сечению изде-
лия
Tai? как конечное распределение тем-
пературы устанавливается за определен-
ный промежуток времени, часть тепло-'
вой энергии за счет теплопроводности
будет отводиться в глубь изделия. Чем
быстрее нагрев, тем меньше влияние
фактора теплопроводности и тем более
резким будет спадание температуры за
горячим елоем; однако перепад темпера-
туры в пределах слоя, нагретого выше
точки Кюри, также будет в этом случае
увеличиваться.
При нагреве на глубину, близкую
к глубине проникновения тока в горя-
чий металл Дк или меньшую, полностью
используется особенность индукцион-
ного метода — глубинный нагрев, т. е.
нагрев непосредственным генерирова-
нием теплоты в слое заданной толщины.
При нагреве на глубину, значительно
превышающую Ак, характер нагрева будет приближаться к поверх-
ностному, и нужная температура на заданной глубине может
быть достигнута лишь за счет теплопроводности.
При поверхностном нагреве перепад температур в пределах
нагретого слоя большой и температура поверхности t3
з н а ч и те i ьн о п рев ыш а гь
слоя (кривая /, рис. (.4). К.'-к будет показано ниже, температуру
!оверхнс.сги можно гч-выишлiiinb до определенного предела,
(ли уменьшения • н.рн;.ада рагуры по сечению нагретого слоя
яри поверхностном н.п реве скорость нагрева приходится снижать,
что приводит к переносу значительного количества теплоты
в сердцевину изделия. При поверхностной закалке такой процесс
энергетически невыгоден, гак как количество полезно расходуемой
уменьшается. При глубинном (кривая 2) и сквозном
необходим именно такой процесс, при котором к концу
достигается минимальный перепад температуры по се-
за к МОЖет
па границе нагреваемого
! еплоты
нагреве
нагрева
чению.
Глубина проникновения тока, в металл зависит от частоты
тока (табл. 1.6). При нагреве током звуковой частоты горячая
глубина проникновения тока составляет несколько миллиметров.
В этом случае поверхностная закалка всегда осуществляется
на глубину, меньшую чем глубина проникновения тока в металл,
так как глубину закалки лимитирует прокаливаемость стали.
Ток радиочастоты (глубина проникновения которого мала) целесо-
образно применять только при поверхностной закалке на глубину
не более 1,5 мм.	;
Для закалки большинства конструкционных и инструменталь-
ных сталей нагрев ведется со значительным превышением темпе-
?i '	Песжавиа g 17
т.	। ш-.Л:овл	I 17
,1 * j 2 mKl-jw *
м	4..ж-и-и, ж»»
i
ратуры точки Кюри, причем нужная температура должна быть
достигнута на определенной глубине. Однако применение кратко-
временных нагревов затруднительно, так как приводит к большому
перепаду температуры в пределах нагретого слоя. Поэтому ско-
рость нагрева приходится уменьшать, и передача значительного
количества теплоты в глубь изделия за счет теплопроводности
становится неизбежной. В таких случаях 60—80% энергии рас-
ходуется непроизводительно: на нагрев сердцевины изделия [18].
При сквозном нагреве, как уже отмечалось, значительная доля
теплоты передается изделию путем теплопроводности из поверх-
ностных слоев, где теплота генерируется индукционным методом.
С увеличением размеров изделия процесс теплопередачи от по-
верхностных слоев к сердцевине приобретает все большее значе-
ние; относительная доля объема, в которой генерируется теплота,
становится меньше и уменьшается роль частоты тока. Однако
сохраняется общая закономерность, согласно которой с увеличе-
нием размеров нагреваемой заготовки необходимо увеличивать
глубину проникновения тока и, следовательно, понижать частоту
тока.
При поверхностной закалке изделий сложной формы трудно
достичь равномерности нагрева не только вследствие трудностей
в обеспечении нужного распределения генерируемой теплоты,
но и из-за различных условий теплоотвода в холодную массу
изделия. Особенно это ощутимо при нагреве поверхности с впади-
нами и выступами или переходами с галтелью. В галтелях проис-
ходит интенсивный отвод теплоты в глубь изделия, и для получе-
ния равномерной температуры поверхности в этих зонах необ-
ходимо концентрировать значительные удельные мощности по
сравнению с ровными участками поверхности. Равномерной тем-
пературы можно также достигнуть предельно кратковременным
нагревом, при котором теплоотдача предотвращается за счет
теплопроводности в глубь изделия.
1.4. СТРУКТУРНЫЕ ПРЕВРАЩЕНИЯ УГЛЕРОДИСТОЙ СТАЛИ
ПРИ БЫСТРОМ НАГРЕВЕ
На рис. 1.5 приведен участок диаграммы состояния сплавов
железо — углерод. Критические точки диаграммы соответ-
ствуют температурам превращений, протекающих в условиях
медленного нагрева и охлаждения. Пользуясь данными диаг-
раммы, устанавливают температуру нагрева при обычной терми-
ческой обработке стали, в частности при закалке. В условиях
быстрого нагрева без изотермической выдержки, свойственного
высокочастотному методу, диаграмма равновесия дает только
ориентировочные сведения, поэтому при выборе температуры
нагрева приходится вносить коррективы, и часто довольно суще-
ственные.
18
Рис. 1.5. Диаграмма
состояния системы
сплавов железо—угле-
род
Содержание углерода, %
Влияние скорости нагрева на кинетику превращения перлита
в аустенит. Журнал технической физики АН СССР в 1950 г. начал
дискуссию о кинетике превращения перлита в аустенит [7, 20].
На основании материалов дискуссии, а также последующих
исследований [9, 25, 391 можно дать наиболее вероятное пред-
ставление о протекании процесса превращения перлита в аустенит
при повышенных скоростях нагрева. Превращение перлита
в аустенит, которое при медленном нагреве в чистых сплавах
железо — углерод согласно диаграмме, приведенной на рис. 1.5,
происходит при температуре 727 °C (критическая точка AcJ,
определяется тем, что в этой точке свободная энергия аустенита
становится меньше свободной энергии перлита.
Механизм превращения состоит в том, что по границам между
ферритом и цементитом образуются участки, а затем слои аусте-
нита. Содержание углерода в этих слоях различно; на границе
с цементитом более высокое, а на границе с ферритом более низкое.
Превращение идет за счет диффузии углерода в аустенитном слое
от пластины или зерен цементита к пластинам или участкам
феррита. Кинетика превращения связана со скоростью выравни-
вания концентрации углерода по всему объему. На скорость
выравнивания концентрации оказывают влияние следующие фак-
торы: разность концентраций углерода на границах цементита
и феррита; скорость диффузии и пути диффузии, т. е. дисперс-
ность структуры.	:
В области температур, близких к равновесному положению
критической точки Аг, наибольшее влияние на скорость перлитно-
19
аустенитного превращения оказывает разность концентраций угле-
рода в пределах аустенитной прослойки между участками'цемен-
тита и феррита. Чем выше температура, тем больше разность
концентраций сц — сф (рис. 1.5) и тем быстрее завершаемся про-
цесс. Другим фактором, способствующим ускорению превращения,
является увеличение коэффициента диффузии при повышении
температуры. Однако влияние этого фактора оказывается суще-
ственным только при значительном повышении температуры.
Продолжительность превращения перлита в аустенит может
быть приближенно рассчитана на основе законов диффузии [91.
Если допустить, что продолжительность превращения опреде-
ляется скоростью перемещения атомов углерода в решетке гамма-
железа, то время изотермического превращения можно подсчи-
тать, используя второе уравнение Фика,
дс __ „ а2с
дх с дхг ’
где с — концентрация углерода; т — время; х — расстояние для
диффузии углерода; Dc — коэффициент диффузии.
Для условий перлитно-аустенитного превращения при тем-
пературе несколько выше А1г когда концентрация углерода
в аустените меняется от 0 до 0,8% , среднее значение коэффициента
диффузии (см2/с) может быть принято таким:
Ос = 0,2е“33 000/(/?7'>.
При расчете определялось время, необходимое для достижения
в центре ферритного участка перлита средней концентрации
углерода в стали, т. е. 0,8%. Поскольку насыщение ферритного
промежутка углеродом происходит с двух сторон, можно при-
нять, что за счет проникновения углерода с одной стороны фер-
ритного участка концентрация углерода в его центре должна
достигнуть 0,4%. Расчеты показывают, что для межпластиноч-
ного расстояния 6, равного 0,7 мкм, продолжительность выравни-
вания концентрации углерода составит приблизительно 0,1 с.
Примерно такие же результаты получены при приближенном
расчете, предполагающем, что главным фактором, влияющим на
скорость процесса, является разность концентраций углерода
на границах аустенитной прослойки сц — сф [19, 20]. В этом
случае продолжительность диффузионного распределения угле-
рода т выразится зависимостью
_________________________ Сдвт___
Сц сф 2DC ’
где сэвт — содержание углерода в перлите; 6 — толщина зоны
феррита (межпластиночное расстояние); h — толщина прослойки
аустенита.
Расчеты показывают, что для мелкопластинчатого перлита
с 6 = 0,5 мкм при Асг — А1г равном 10 °C, продолжительность
20
превращения равна примерно 0,2 с. Таким образом, превращение
перлита в аустенит по своей природе является быстропротека-
ющим процессом.
Расчеты также показывают, что продолжительность превра-
щения зависит от дисперсности структуры, т. е. от величины
необходимых путей диффузии углерода, а также от формы цемен-
титных включений. Так, длительность превращения крупно-
пластинчатого перлита (6 = 1,0 мкм) составляет при тех же усло-
виях около 0,8 с, т. е. в 4 раза больше, чем мелкопластинчатого.
Превращение в аустенит зернистого перлита с относительно малой
развитой поверхностью сфероидального цементита происходит
еще медленнее. Наоборот, превращение сорбита отпуска, в струк-
туре которого диаметр частиц цементита не превышает 0,02—
0,03 мкм, завершается в течение 0,01—0,02 с.
Перлитно-аустенитное превращение идет эндотермически
с поглощением теплоты в количестве около 80 Дж/г. Для того
чтобы процесс шел с теоретически возможной скоростью, т. е.
завершился в теоретически определенное время, надо за этот
промежуток времени обеспечить процесс необходимым количеством
тепловой энергии. Следовательно, кинетика процесса зависит не
только от структуры и свойств сплава, но и от условий и способа
нагрева.
При нагреве внешним источником энергии интенсивность
передачи металлу теплоты определяется коэффициентом тепло-
отдачи, который сравнительно невелик: 600—700 Вт/(м2°С) для
жидкой соляной ванны и 230—250 Вт/(м2-°С) для электропечи
[37 ]. В этих условиях даже для очень тонких пластин, у которых
отношение площади поверхности к массе велико, не удается
быстро передать необходимое для превращения количество энер-
гии и обеспечить теоретически возможную скорость превращения.
Для реальных изделий время нагрева исчисляется несколькими
минутами и даже часами. В изделие передается удельная тепловая
мощность, недостаточная для обеспечения теоретической скорости
превращения, и процесс искусственно тормозится. Создается
впечатление медленного протекания процесса, якобы свойствен-
ного перлитно-аустенитному превращению. В действительности
же это обуславливается чисто внешними факторами обеспечения
энергией.	• •
Подобные данные можно встретить как в научной литературе,
так и в учебниках. Приводятся, например, кинетические диаг-
раммы, из которых вытекает, что при температуре 730 °C превра-
щение перлита в аустенит начинается только через 4 мин, а за-
канчивается через 20 мин [14, 33]. Обычно такие диаграммы
строятся на основе экспериментов, проведенных с использованием
внешнего нагрева стальных пластин, при этом не учитывается
время нагрева образцов до температуры среды. Создается: иска-
женное представление о кинетике процесса. В действительности
само превращение обязательно идет при температуре, которая
21
ниже температура печи или ванны, так как это необходимо для
передачи теплоты, необходимой для превращения, при низком
значении коэффициента теплоотдачи.
При электронагреве, в частности при индукционном нагреве
токами высокой частоты, таких ограничений нет: в металл можно
передать мощность любого значения.
На основании вышеизложенного можно дать следующее пред-
втавление о кинетике развития перлитно-аустенитного превраще-
ния при интенсивном нагреве, не лимитируемом условиями тепло-
передачи.
Процесс начинается прн достижении температуры Дх, выше
которой существование аустенита энергетически более выгодно.
Однако в начальной стадии развития процесса количество подава-
емой энергии превышает потребляемую и температура продолжает
расти. С повышением температуры растет разность сц — сф,
процесс ускоряется и наступает момент, когда поступающая
энергия полностью расходуется на эндотермическое превращение.
На кинетической кривой нагрева появляется изотермическая
площадка. К концу процесса скорость его снижается, снова по-
даваемая энергия будет превышать потребляемую и начнется
рост температуры. Процесс закончится при температуре, не-
сколько превышающей температуру изотермической площадки.
При увеличении скорости нагрева уровень изотермической пло-
щадки и температура окончания превращения должны сдвигаться
в область более высоких температур. Следует отметить, что кине-
тика процесса не зависит от способа подвода энергии, если интен-
сивность нагрева одинакова (рис. 1.6).
Рассмотрим вопрос о том, в какой мере повышаются темпера-
тура и скорость превращения при увеличении уровня подачи
энергии и, следовательно, скорости нагрева. Исследования по-
казали, что влияние скорости нагрева на положение изотерми-
ческой площадки в значительной мере зависит от структуры пер-
лита. В стали с мелкой структурой даже при достаточно быстром
нагреве повышение температуры весьма мало. Это установлено
расчетом и подтверждено экспериментальной записью кинети-
ческих кривых нагрева перлитной стали.
Количество теплоты 80 Дж/с, необходимое для осуществления
перлитно-аустенитного превращения, равноценно количеству
теплоты, необходимому для нагрева металла на 100—150 °C.
При расчете приняты во внимание также данные теоретических
скоростей превращения перлита в аустенит, приведенные выше.
Расчеты показали определенную зависимость продолжительности
превращения от скорости нагрева. Приближенно можно считать,
что увеличение скорости нагрева в 10 раз сокращает период
изотермического превращения перлита тадже в 10 раз. На рис. 1.7
приведены экспериментальные данные зависимости продолжи-
тельности полного превращения перлита в аустенит для исходной
структуры троостита или сорбита — отпуска от скорости нагрева,
22
Рис. 1.7. Зависимость продолжи-
тельности превращения пер-
лита в аустенит от скорости
нагрева (процесс протекает при
о = 725 °С/с)
Рис. 1.6. Осциллограммы индукционного на-
грева стали с 0,85 % С:
1 — исходная структура — сорбит закалки,
средняя скорость индукционного нагрева до тем-
пературы A J оср = 100 °С/с; 2 — то же, нагрев
в печи, цср = 100 °С/с; 3 — то же, нагрев в печи,
иСр = 30 °С/с; 4 — исходная структура — грубо-
пластинчатый перлит, индукционный нагрев,
Vcp =, 100°С/с
учитывающего период от
начала изотермического
хода кривой нагрева (кри-
вая 1) до конца превраще-
ния (кривая 2). Темпера-
тура превращения во всех
елучаях экепериментально
находилась в пределах
725—730 °C, а по расчету составляла 729 °C для скорости нагрева
v = 200 °C/с, 730 °C — для v = 400 °С/с, 731 °C — для v = 550°С/с,
732 °C — для v = 700 °C/с.
Таким образом, расчеты показывают, что для стали с исходной
структурой троостита и сорбита отпуска (нагрев закаленных
образцов), а также троостита и сорбита закалки увеличение
скорости нагрева в пределах до 100 °С/с очень мало повышает
температуру превращения перлита в аустенит. Так, при скорости
нагрева 100 °С/с и времени превращения около 1 с температура
превращения повышается всего на 1—2 °C от равновесной точки
Аг. При экспериментальном исследовании температуры изотерми-
ческих площадок на кривых нагрева при медленном нагреве
и при нагреве со скоростью 100 °С/с практически совпадают, т. е.
отклонения находятся в пределах точности измерений. При ско-
рости нагрева 1000 °С/с и времени превращения 0,1 с смещение
критических точек составляет 1—10 °C в зависимости от дисперс-
ности структуры. Экстраполируя полученные результаты, можно
сказать, что увеличение скорости нагрева до 10 000 °С/с, свой-
ственной методу импульсной поверхностной закалки, сокращает
продолжительность превращения перлита в аустенит до 0,01 с;
при этом площадка не фиксируется на экспериментальных кине-
тических диаграммах нагрева.
Скорость превращения крупнопластинчатого и зернистого
перлита в аустенит при равных температурах значительно меньше,
чем скорость превращения рассмотренных мелких структур.
23
Рис. 1.8. Диаграмма аустенитизации
стали У8А, построенная по данным
дилатометрического анализа:
1 — закаленная сталь; 2 — нормализо-
ванная; 3 — отожженная (39]
Однако это различие почти не заметно при медленном нагреве.
Расчетная скорость превращения в аустенит пластинчатого перлита
с межпластиночным расстоянием 1 мкм в 100 раз меньше, чем
тростита с межпластиночным расстоянием 0,1 мкм. Это приводит
к заметному повышению температуры изотермического превра-
щения; превращение может протекать в некотором интервале
температур. При грубой структуре перлита интервал температур
превращения повышается, но продолжительность превращения
остается малой. В частности, по экспериментальным и расчетным
данным авторов для сравнительно крупнопластинчатого перлита
с межпластиночным расстоянием I мкм получены следующие
данные: при скорости нагрева 1G0 и продотжительно< тр.
превращения 1 с температура завершения, пщгтитно-аустенитного
превращения повышается пример'-о па 10 С. г. е о. ша  *4о V:
при скорости нагрева 1000 ‘С'с и нродолжителыю'ти i.^-враще-
ния 0,1 с температура окончания превращения повышается на
40 °C и становится близкой к 770 °C. Экспериментальные данные
для зернистого перлита со сравнительно мелкими зернами цемен-
тита близки к приведенным выше для перлита с межпластиночным
расстоянием 1 мкм.
В работе [39] приведены данные о влиянии скорости нагрева
на положение критической точки и интервал перлитно-аусте-
нитного превращения. Приведенные экспериментальные и рас-
четные данные несколько отличаются от приведенных выше в сто-
рону повышения (рис. 1.8). Однако это различие невелико и не
изменяет общего представления о высокой скорости превращения
и сравнительно слабом влиянии скорости нагрева на положение
критической точки Асг и кинетику самого процесса, особенно
при мелкой исходной структуре стали.
Влияние скорости нагрева на положение критической точки Ася.
В доэвтектоидной стали при любых, в том числе при больших
скоростях нагрева, в первую очередь происходит превращение
в аустенит перлитных участков. Перлит в этом случае является
мелкодисперсным и его превращение осуществляется достаточно
24
быстро. Лишь после этого происходит превращение избыточного
феррита.
Механизм превращения структурного свободного феррита при
больших скоростях нагрева в общем тот же, что н при нагреве
с обычной скоростью, обеспечивающей получение равновесных
состояний при каждой данной температуре. Однако можно отме-
тить некоторые особенности, связанные с тем, что при больших
скоростях нагрева превращение феррита заканчивается при зна-
чительно более высоких температурах, чем при медленном на-
греве.
При обычном нагреве превращение структурно-свободного
феррита проходит под влиянием диффузии углерода из зерен
аустенита, образовавшегося из перлита и имеющих повышенную
концентрацию углерода. Атомы углерода, проникая в феррит,
вызывают перестройку кристаллической решетки a-железа в у-же-
лезо, и аустенит, поглощая области феррита, постепенно занимает
весь объем металла.
При температурах, близких к равновесному положению точки
Ася, время, необходимое для перемещения (диффузии) углерода
из аустенитных участков в ферритные, хотя и достаточно мало,
но все же составляет десятки секунд и зависит от содержания
углерода в стали, размера зерен феррита и коэффициента диффу-
зии. Это время значительно больше, чем время превращения
перлита в аустенит. В частности, по приближенным подсчетам
для "стали 40 и среднем диаметре зерна феррита 0,05 мм при тем-
пературе S00 =С время заполнения зерен феррита углеродом
составляет 30 с, а при диаметре зерен феррита 0,02 мм — 5 с.
Следовательно, при больших скоростях нагрева завершение пре-
вращения невозможно без существенною повышения темпера-
туры.
При повышении температуры до 900 °C длительность диффу-
зионного перемещения углерода и, следовательно, длительность
превращения сильно уменьшаются вследствие увеличения раз-
ности концентрации углерода в аустените и повышения коэффи-
циента диффузии. В частности, при температуре 900 °C расчетная
длительность фазовых превращений в стали 40 уменьшится при-
близительно в 7 раз по сравнению с длительностью превращения
при температуре 800 °C и равна примерно'5 с для крупного феррита
и менее 1 с для феррита мелкозернистого. При дальнейшем повы-
шении температуры сокращение длительности превращения проис-
ходит только за счет повышения коэффициента диффузии. Расчет
показывает, что в интервале температур 900—1100 °C продолжи-
тельность превращения уменьшается примерно в 12 раз.
При всех режимах нагрева длительность превращения увели-
чивается с увеличением количества феррита и размера его зерен.
Критерием полноты превращения феррита может служить
структура закаленной стали. На рис. 1.9 нанесены линии, харак-
теризующие температуру полной закалки предварительно норма-
25
лизованной доэвтектоидной стали при
различных скоростях нагрева в обла-
сти фазовых превращений. График
построен по опытным данным, полу-
ченным при поверхностном индукци-
онном нагреве стальных образцов то-
ком частотой 2500 Гц.
Из рисунка видно, что в структуре
закаленной средне- и малоуглероди-
стой стали феррит может существо-
вать даже после закалки от темпера-
тур выше 911 °C—температуры аллот-
ропического превращения а-железа
в ^-железо. Это не значит, что выше
Рис. 1.9. Влияние содержания температуры 911 °C существует фер-
углерода на температуру полной рит. В действительности аллотропи-
вакалкн стали при различный ческое превращение a-железа в у-же-
лезо при этой температуре про-
исходит при любых скоростях нагрева. Другими словами,
при любой скорости нагрева в области температур выше 911 °C
вся масса стали находится в состоянии аустенита. Однако при
малых содержаниях углерода в стали и больших скоростях на-
грева выравнивания концентрации углерода в аустените к этому
моменту не достигается. Если прекратить нагрев выше темпера-
туры 911 °C, но ниже линии полной закалки (в соответствии со
скоростью нагрева), то после нагрева аустенит в местах, бывших
ранее ферритными участками, будет иметь низкое содержание
углерода. При охлаждении, даже резком, эти участки аустенита
снова будут претерпевать превращение в феррит, и в структуре
закаленной стали на общем фоне мартенсита будут наблюдаться
вкрапления феррита.
В работе [25] высказана гипотеза о возможности превращения
избыточного феррита путем зарождения зерен аустенита по гра-
ницам блоков мозаики феррита, где концентрация углерода может
достигать 0,2—0,3%. Вероятность такого превращения мала
вследствие низкой концентрации углерода в исходном феррите.
Кроме того, температурная область возможного существования та-
кого процесса ограничена, по-видимому, интервалом 850—911 °C.
Для установления температуры полной закалки доэвтектоид-
ной стали при быстром нагреве может быть использована теория
подобия. Эта теория применима при условии, что процесс превра-
щения избыточного феррита лимитируется только скоростью
диффузии углерода в аустените. Тогда может быть выведено урав-
нение, связывающее скорости нагрева v и и температуры Т и 7\
через критерий подобия = vjv.
Расчетная формула имеет вид
___1	___i_
<р2 kT 1
1 ie = nvl е ,
26
Рис. 1.10. Кривые подобия для рас-
чета температур закалки доэвтектоид-
ной стали
где k—постоянная Больцмана.
Наиболее простым методом
решения этого уравнения явля-
ется графический. На рис. 1.10
приведено семейство кривых
7\ = f («о) для серии исходных
температур Т.
Поскольку расчет сделан при
условии,что процесс лимитиру-
ется только скоростью диффу-
зии углерода, использование его
дает хорошие результаты в том
случае, если сравниваются тем-
пературы закалки 900 °C и выше,
соответствующие достаточно вы-
соким значениям скоростей на-
грева. При более низких темпе-
ратурах скорость превращения
определяется не только коэффициентом диффузии, но и разностью
концентраций углерода в аустените.
Примерный расчет режима нагрева дает следующее. Пусть для
данной доэвтектоидной стали установлено, что при нагреве со
скоростью 200 °С/с температура полной закалки равна 1175 К
(900 °C). Требуется определить температуру нагрева со скоростью
700 °.С/с. По графику находим, что для По = 3,5 при Т = 1175 К
температура 7\ — 1255 К (980 °C).
Следует отметить, что описанный выше метод подобия не дает
возможности сравнивать индукционный нагрев с печным, так как
в последнем случае процесс лимитируется ие скоростью диффузии
углерода, а скоростью подвода тепловой энергии, необходимой
для протекания превращения.
Влияние скорости нагрева иа положение критической точки Аст.
В некоторых работах, посвященных исследованию структурных
превращений в заэвтектоидной стали при высокочастотном на-
греве, отмечалось специфическое воздействие тока, вызывающее
ускорение растворения вторичного цементита. Это связывалось
с неравномерностью распределения плотности тока по сечению
нагреваемого слоя вследствие гетерогенности структуры и свойств.
Расчет и опыты не подтверждают этого предположения. Можно
считать установленным, что при быстром нагреве полное раство-
рение вторичного цементита смещается в область более высоких
температур. В общем здесь устанавливаются те же качественные
закономерности, что и при нагреве доэвтектоидной стали. Наблю-
дается повышение как окончания растворения вторичного це-
ментита (точка Аст), так и температуры диффузионного
выравнивания концентрации углерода в аустените, кото-
рое при обычном печном нагреве практически совпадает с
точкой Аст.
27
Абсолютное значение температуры точки А ст и температуры
гомогенизации аустенита зависит от содержания углерода в стали,
скорости нагрева и размера зерен аустенита. При увеличении
размера зерен пути диффузионного перемещения углерода от
цементита до средней части зерна возрастают и время превраще-
ния существенно увеличивается. Наблюдаются случаи, когда
при больших скоростях нагрева цементит сохраняется до темпе-
ратуры начала плавления в обогащенных углеродом участках.
В таких случаях при необходимости растворения цементита
приходится применять более низкие скорости нагрева.
Положение точки Кюри при быстрых нагревах стали. Темпера-
тура полной потери сталью ферромагнитных свойств на диаграмме
состояния сплавов железо — углерод (см. рис. 1.5) отмечается
линией MOSK.
Температура магнитного превращения феррита (отрезок МО)
не зависит от скорости нагрева и равна 768 °C. При содержании
углерода менее 0,5% полная потеря магнитных свойств происходит
в точке Кюри для железа, т. е. при 768 °C, так как при любой
скорости нагрева превращение избыточного феррита в аустенит
завершается выше этой температуры.
В эвтектоидной и заэвтектоидной сталях (отрезок SK) потеря
магнитных свойств происходит вследствие превращения перлита
в аустенит, не обладающий свойствами ферромагнетизма при
любой температуре. Так как даже при относительно больших
скоростях нагрева основная масса перлита претерпевает превра-
щение в аустенит при температуре, близкой к Лс1; температура
потери магнитных свойств такой сталью практически не зависит
от скорости нагрева.
В доэвтектоидной стали (отрезок OS) при содержании углерода
более 0,5% полная потеря магнитных свойств связана с превра-
щением структурно свободного феррита. Однако феррита в исход-
ной структуре относительно мало, и большая часть металла теряет
магнитные свойства после окончания перлитного превращения.
Значение точки Кюри учитывается при расчете электромагнит-
ных процессов индукционного нагрева. Практически для всех
углеродистых сталей может быть принято одно усредненное
значение точки Кюри — 750 °C.
Гомогенизация аустенита. Аустенит, полученный после бы-
строго индукционного нагрева, характеризуется неоднородностью
концентрации углерода. При этом можно различать микронеодно-
родность, т. е. неравномерность концентрации углерода между
зернами, и субмикроскопическую, внутризеренную неоднород-
ность. Внутризеренная неоднородность не является отрицатель-
ным явлением и, по-видимому, не отражается существенно на
свойствах закаленной стали. Предполагают, что возникающие
в закаленной структуре вследствие ее неоднородности дополнитель-
ные напряжения второго рода являются одной из причин получе-
ния при поверхностной закалке повышенной твердости (на 1 —
28
Рис. 1.11. Распределение угле-
рода в структуре стали со сред-
ним содержанием углерода
0,18% после закалкн от различ-
ных температур:
1 — содержание углерода в объе-
мах бывших перлитных участков;
2 — то же в объемах бывших фер-
ритных участков 125]
избежать, но на практике
2 единицы по HRCa). Микроскопиче-
ская неоднородность, как правило,
нежелательна, так как является
причиной получения неоднородных
свойств мартенсита, что снижает ка-
чество закаленной стали. Большая
микронеоднородность получается,
главным образом, в малоуглероди-
стой стали.
На рис. 1.11 представлено полу-
ченное методом авторадиографии рас-
пределение углерода в закаленной
при разных условиях индукционного
нагрева стали 20. Из кривых видно,
что в этой стали даже при сравни-
тельно небольших скоростях нагрева
и высокой температуре закалки со-
храняется большая неоднородность
концентрации углерода в мартенсите.
Близкая к этой картина может
быть получена и в среднеуглероди-
стой стали. Правда, в этих сталях
неоднородность аустенита сохраня-
ется лишь при больших, чем в малоуг-
леродистой стали, скоростях нагрева.
Микронеоднородности стараются
с нею приходится мириться, если она не сильно отражается на
свойствах, в частности на твердости, закаленного слоя. Это вы-
звано тем, что для полной гомогенизации аустенита необходимы
повышенные температуры нагрева, что приводит к нежелатель-
ному росту зерен аустенита.
Рост, зерен аустенита. В результате перекристаллизации стали
при быстром нагреве происходит измельчение зерен. В зависи-
мости от состава стали степень измельчения зерен и роль быстрого
нагрева могут быть различными.
В эвтектоидной и заэвтектоидной сталях перекристаллизация
связана только с перлитным превращением. Так как в этих сталях
для получения аустенита с достаточной равномерностью распре-
деления углерода не требуется существенно превышать темпера-
туру нагрева по сравнению с температурой завершения пере-
кристаллизации, рост зерен проявляется слабо. В результате при
закалке высокоуглеродистой стали легко получить структуру
безыгольчатого мартенсита.
В доэвтектоидной стали превращение перлита в аустенит
происходит только в части объема металла, и тем меньшей, .чем
меньше углерода в стали. Значительная, а иногда и большая
доля металла превращается в аустенит путем постепенного роста
образовавшихся новых зерен аустенита за счет феррита. Превра-
29
Рис. 1.12. Зависимость величины верна аустенита от температуры нагрева под
закалку при различных скоростях нагрева [25]
щение феррита заканчивается при высокой температуре, при
которой наблюдается рост зерен аустенита. Поэтому в доэвтекто-
идной стали получение мелких зерен аустенита и безыгольчатого
мартенсита затруднительно. Однако при быстром нагреве можно
получить более мелкие зерна аустенита, чем при медленном
нагреве. На рис. 1.12 приведены кривые роста зерен аустенита
сталей 40 (а) и У10 (б) при индукционном нагреве под закалку [25 ].
Кривые построены опытным путем при различных скоростях
нагрева. Как видно из графиков, при режимах нагрева, обеспе-
чивающих получение оптимальных свойств, размер зерен аусте-
нита после кратковременного нагрева значительно меньше, чем
при сквозной закалке с нагревом в обычных условиях.
Особенности превращений легированных сталей. Введение
в сталь легирующих элементов вносит существенные особенности
в кинетику фазовых превращений при нагреве. Легирующие
элементы оказывают влияние на структуру стали и фазовые
превращения при нагреве: изменяют исходное структурное со-
стояние стали; изменяют температуру начала фазовых превраще-
ний; увеличивают или уменьшают стойкость карбидной фазы;
изменяют скорость диффузии углерода в железе. Это влияние
по-разному сказывается на сталях, относящихся к различным
классам.
В сталях перлитного класса, широко распространенных в ма-
шиностроительной промышленности, влияние легирующих эле-
ментов на температуру начала перлитного превращения сравни-
тельно мало. Легирующие элементы действуют различно. Никель,
марганец снижают критическую точку Aclt а хром, вольфрам,
титан, кремний повышают ее. В сталях перлитного класса при
сравнительно небольшом содержании легирующих элементов сме-
щение критической точки Act обычно не превышает 20—30°.
30
Более заметным является влияние легирующих элементов на
содержание углерода в эвтектоиде. При равном содержании
углерода в структуре доэвтектоидной легированной стали, как
правило, больше перлита и меньше феррита, чем в углеродистой
стали. Легирующие элементы влияют на скорость диффузии угле-
рода в твердом растворе. Элементы, которые в стали не образуют
карбидов (например, никель, кобальт), понижают устойчивость
карбидов, увеличивают скорость их распада и способствуют бы-
строму завершению фазовых превращений при нагреве стали.
Из карбидообразующих элементов слабо влияет на коэффициент
диффузии марганец. Кроме того, стойкость карбида марганца
мало отличается от стойкости цементита. Вследствие этого для
сталей, легированных малым количеством марганца, никеля или
кобальта, справедливы, в основном, закономерности, установлен-
ные для углеродистой стали.
Кремний не образует в стали карбидов, но уменьшает коэффи-
циент диффузии углерода в железе. Кроме того, добавки кремния
сильно смещают вверх критический интервал температур фазовых
превращений. Все это приводит к необходимости нагрева крем-
нистой стали при высокочастотной закалке до сравнительно высо-
ких температур и подготовки исходной структуры предваритель-
ной термической обработки (улучшение). Закалка отожженной
кремнистой стали должна выполняться при медленном нагреве,
скорость которого не превышает 50—100 °С/с (в зависимости от
размера зерен феррита).
Карбидообразующие легирующие элементы: хром, вольфрам,
ванадий и некоторые другие — существенно замедляют процессы
фазовых превращений. Это может быть связано главным образом
с большой стойкостью карбидов, а также с некоторым уменьше-
нием скорости диффузии углерода в железе.
При быстром нагреве стали, легированной карбидообразу-
ющими. элементами, превращение перлита в аустенит протекает
в интервале температур. Температура, при которой процесс пре-
вращения легированного перлита в аустенит протекает наиболее
интенсивно, смещается в область более высоких температур и
обычно совпадает с температурой магнитного превращения стали.
В некоторых случаях при сильном легировании фазовые превра-
щения начинаются выше точки Кюри, как это представлено на
кинетической кривой нагрева стали Х12 на рис. 1.1.
В связи с тем что превращения в стали, легированной карбидо-
образующими элементами, идут значительно медленнее, чем в угле-
родистой стали, возрастает роль исходной структуры. Так, на
образцах из стали 40Х повышение твердости начинается при
закалке со скоростью нагрева 150 °С/с от температуры 760—
780 °C независимо от состояния исходной структуры. Однако
полная закалка улучшенной стали 40Х получается при 870—
880 °C; при температуре нагрева выше 900 °C наблюдается уже
перегрев. Для отожженной стали полная закалка получается лишь
31
Рис. 1.13. Зависимость твер-
дости стали ШХ15 от тем-
пературы аакалки, осю —
= 50 °C/с
при нагреве до 920 °C и выше, перегрев
наблюдается только при температур^
выше 1000 °C.	*
На рис. 1.13 приведены кривые за^
виснмости твердости стали ШХ15 от тем*;
пературы закалки при нагреве ео ско-
роетью в области фазовых превращений,
равной 50 °С/с.	?
Нормализованная сталь с исходной
структурой пластинчатого перлита (кри-
вая 1) приобретает твердость, близкую
к максимальной твердости (64 HRCb)
уже при закалке от 800—810 °C, а отож-
женная сталь с исходной структурой
зернистого перлита (кривая 2)—толь-
ко при закалке от температуры 900 °C.
Влияние хрома на кинетику раство-
рения карбидной фазы иллюстрирует рис. 1.14, на котором приве-
дена зависимость концентрации углерода в мартенсите сталей,
содержащих 1 (а) и 5% (6} Сг [25]. Приведенные кривые свидетель-
ствуют о значительном влиянии скорости нагрева на полноту фазо-
вых превращений при закалке хромистой стали.
Исследования, проведенные при высокочастотном нагреве стали
Х12 карбидного класса, содержащей 12,2% Сг и 2,12% С, под-
тверждают сделанные выше выводы [9]. На рис. 1.15 представ-
лена зависимое!'!, химического состава аустенита этой стали
при закалке от различных температур со скоростью нагрева в об-
ласти фазовых превращений равной ’С/с. Ьасыцение аусте-
нита хромом и углеродом происходит ней нагреве до 1200 °C.
При температуре выше 1200 С начинается интенсивное растворе-
ние карбидов. Уменьшение количества карбидной фазы при за-
Темпеоатира закалки.'С- зма/чш.Т
Рис. 1.14. Влияние хрома на растворение карбидчей фазы (кон-
центрацию углерода в мартенсите) при различных скоростях
нагрева цср стали с 0,6% С
32
Рис. 1.15. Влияние темпера-
туры нагрева на содержа-
ние хрома и углерода в аус-
тените стали Х12прноСр =
=--- 100°С/с (исходное состоя-
ние — сталь отожженная)
Рис. 1.16. Зависимость твер-
дости стали ХВГ от тем-
пературы закалки, осп =
= 50 °С/с:
1	улучшенная сталь; 2-—отож-
женная сталь
.члке от температур, превышающих 1260—1270 °C, вызвано
началом плавления стали и появлением в структуре стали, за-
,а.’?нной от этих температур, участков ледебуритной эвтектики.
Аналогично действуют и другие карбидообразующие эле-
менты. Например, карбиды вольфрама цементитного типа, име-
:1'|'.г:<еся в структуре стали перлитного класса, менее стойки, чем
-’,-рбиды хрома. Соответственно при одинаковых режимах высоко-
 тотеого нагрева полнота растворения вольфрамовых карбидов
г’1 Так, при температуре 960 °C и скорости нагрева 20Q °С/с
• • tbg углерода, перешедшего в твердый раствор, в стали
' составляет 0,62%. в то время как в стали с 1% Сг при тех
. ловиях - - лишь 0,33 % [25].
.'ольфрам действует благоприятно и на кинетику фазовых
s ращений при нагреве сталей, легированных хромом. На
о'с. 1.16 приведена зависимость твердости стали ХВГ после
галки от различных температур. Сопоставление этих кривых
.-.ривыми твердости для стали ШХ15 (см. рис. 1.13) показывает,
о при нагреве стали ХВГ со скоростью 50 °С/с максимальная
г-ч-пдость стали достигается при закалке от 800 °C, а стали
.  X 15 —- от 850—-900 °C.
Аналогичное влияние оказывает.вольфрам и на растворение
•'.рбидной фазы в стали карбидного класса. Однако, несмотря
на это, для получения удовлетворительных структур закалки
пали, имеющие в структуре легированные карбиды, .должны
нагреваться медленно, что ограничивает применение поверхно-
шой закалкн инструмента, изготовленного из стали карбидного
класса.
Следует напомнить, что основным фактором, от которого
зависит температура закалки при высокочастотном нагреве, :яв-
сяется суммарное время аустенитизации, складывающееся из
г 9иода нагрева, паузы и периода охлаждения. При закалке
2	Головин Г. Ф. и др.	33
стали, легированной карбидообразующими элементами, большую
роль играет второй период (пауза—выдержка), который может
быть искусственно затянут путем использования специальной
автоматики в схеме индукционного нагревателя или с помощью
термостатов, куда нагретое изделие помещается после достижения
заданной температуры. Тогда уровень максимальной температуры
нагрева может быть снижен. Это позволяет добиться достаточной
полноты растворения эвтектоидных и вторичных легированных
карбидов без опасения перегрева и получения недопустимой
степени игольчатости мартенсита.
Влияние легирующих элементов при сквозном нагреве менее
значительно. Однако при выборе режима сквозного нагрева ста-
лей, легированных карбидообразующими элементами, необходимо
учитывать особенности фазовых превращений при ускоренном
нагреве; в ряде случаев главным фактором, обусловливающим
ограничение скорости нагрева этих сталей, являются не тепловые
процессы, а необходимость обеспечения полноты растворения
избыточных фаз.
1.5. ОХЛАЖДЕНИЕ И СТРУКТУРНЫЕ ПРЕВРАЩЕНИЯ
ПРИ ОХЛАЖДЕНИИ
Высокочастотная термическая обработка существенно отли-
чается от обычной термической обработки с нагревом в печах не
только по скорости и температуре нагрева, но также по методу
и скорости охлаждения. Эти отличия особенно заметны при по-
верхностном и местном нагреве для закалки, когда объем охла-
ждаемого металла составляет часть объема всего изделия. В этих
случаях охлаждение ускоряется вследствие увеличения отношения
площади охлаждаемой поверхности к объему нагретого металла.
Охлаждение в жидкостях и душем. Применение жидкостей
позволяет резко ускорить процесс охлаждения при закалке.
Основными закалочными жидкостями являются вода, водные
растворы и различные масла, охлаждающая способность которых
меняется в широких пределах. Скорость охлаждения зависит от
типа жидкости, ее циркуляции или способа подачи, а также от
размеров охлаждаемого изделия или нагретой зоны. Подробные
сведения о свойствах различных охлаждающих сред имеются
в литературе [11 ]. Процесс охлаждения в воде и в масле состоит
из нескольких этапов или периодов. Пока температура поверх-
ности значительно (на сотни градусов) превышает температуру
кипения жидкости, на охлаждаемой поверхности создается и
удерживается пленка пара (период пленочного кипения). Эта
пленка замедляет процесс охлаждения. При более низких темпе-
ратурах пленка разрушается и охлаждение идет за счет образова-
ния пузырьков пара (период пузырькового или ядерного кипения).
Поскольку пузырьковое кипение потребляет значительное коли-
чество энергии, в этом периоде скорость отвода теплоты резко
34
увеличивается, несмотря на значи-
тельное уменьшение разности темпе-
ратур. После того как температура
поверхности станет ниже темпера-
туры кипения жидкости, процесс ох-
лаждения продолжается за счет дви-
жения — конвекции жидкости без
кипения. Скорость охлаждения при
этом существенно уменьшается.
Для сравнения охлаждающей спо-
собности различных жидкостей часто
используют характеристические кри-
вые, показывающие зависимость ско-
рости охлаждения какого-либо тела
(чаще всего серебряного шарика
диаметром 20 мм) от температуры.
Температура центра образца "С
Рис. 1.17. Характеристические
кривые скоростей охлаждения
методом погружения
На рис. 1.17 приведены подобные кривые для охлаждения погру-
жением в воду (кривая 1) и в масло (кривая 2). Эти кривые поз-
воляют приближенно сравнить различные жидкости, но этого,
к сожалению, недостаточно для определения скоростей охлажде-
ния в закаливаемых стальных деталях. Такие скорости могут
быть определены только экспериментально или путем сложных
приближенных расчетов.
Охлаждение в жидкостях методом погружения при высоко-
частотной поверхностной закалке применяется сравнительно
редко. При поверхностном нагреве неизбежно быстрое распро-
странение теплоты от нагретого слоя к сердцевине в период пере-
носа изделия из индуктора к закалочной ванне. При малой глу-
бине нагретого слоя или значительном времени переноса вслед-
ствие высокой теплопроводности стали температура поверхности
может оказаться ниже закалочной, что приведет к резкому сни-
жению твердости. Особенно трудно осуществить охлаждение
погружением при непрерывно-последовательной закалке. Тем не
менее в отдельных случаях применение закалки методом погру-
жения можно рекомендовать. В частности, такое охлаждение
может оказаться целесообразным при использовании масла,
а также при местной сквозной закалке.
Наиболее удобным способом охлаждения при высокочастотной
поверхностной и сквозной закалке является охлаждение водяным
душем. Первоначальной причиной использования душа было
стремление к сокращению разрыва во времени между окончанием
нагрева и началом охлаждения. При одновременной закалке
душ позволяет производить охлаждение на месте без переноса
в закалочный бак, вследствие чего охлаждение можно начинать
сразу после завершения нагрева. При непрерывно-последователь-
ной закалке применение душа позволяет обеспечивать равномер-
ность охлаждения всей закаливаемой поверхности. Практика
использования душевого охлаждения при высокочастотной за-
2*
35
калке показала, что этот вид охлаждения имеет и другие весьма
существенные преимущества. Правильно сконструированный душ
охлаждает гораздо быстрее и равномернее, чем та же жидкость
при закалке погружением, разрушает и смывает окалину и заг
грязнения, препятствующие нормальному охлаждению. Очень
сильное увеличение интенсивности охлаждения при использова-
нии душа по сравнению с охлаждением погружением связано,
по всей вероятности, с воздействием на паровую пленку.
Несмотря на резкое повышение скорости охлаждения при
закалке душем, увеличения склонности к образованию трещин
не наблюдается, поскольку трещины возникают, как правило,
не от слишком резкого охлаждения, а от неравномерности охла-
ждения. В работе [10] показано, что образование трещин харак-
терно для некоторых промежуточных скоростей охлаждения
душем, при которых создаются условия локального скопления
паров воды, что не обеспечивает равномерного охлаждения: при
более низких скоростях охлаждения (масло) и очень больших
скоростях охлаждения душем трещины почти не возникают.
При интенсивном душевом охлаждении наблюдаются более равно-
мерное распределение напряжений и уменьшение деформации.
Интенсивность душевого охлаждения зависит от нескольких
факторов: расхода воды, давления, скорости струй в момент их
попадания на поверхность, диаметра и частоты расположения
отверстий, условий отвода охлаждающей воды. Поэтому оценка
интенсивности душа ио одной из перечисленных характеристик,
в частности по давлению или расходу воды, может рассматри-
ваться только как некоторое приближение.
Опыты по изучению душевого охлаждения были поставлены
во ВНИИ ТВЧ [22, 23]. Проводилось сравнение охлаждения
погружением в воду и водяным душем различной интенсивности
при изменении диаметра и расположения отверстий. Для изучения
интенсивности душевого охлаждения была применена медная
пластина толщиной 1 мм, встроенная в специальную державку.
Пластина нагревалась в печи до заданной температуры и охла*
ждалась с одной стороны душем или погружением в жидкость.
Температура образца записывалась на шлейфном осциллографе
при помощи нихромконстантановой термопары диаметром 0,1 мм,
приваренной к неохлаждаемой поверхности образца. Обработка
осциллограмм обеспечивала точность замера температуры 2—3%
от измеренной величины. Несмотря на небольшую толщину
пластин и высокую теплопроводность меди, разность температур
охлаждаемой и неохлаждаемой поверхностей медной пластины
существенна. Так, при очень большом для обычного охлаждения
погружением в жидкость значении коэффициента теплоотдачи
а = 104 Вт/(м2-°С) максимальная разность температур в верхнем
интервале составляет 10—15 °С/мм. При очень высоких значениях,
характерных для душа, например при а = 6-104 Вт/(м2-°С),
в верхнем интервале температур эта разность составляет 50—
36
Рис. 1.18. Характеристические
кривые для скоростей охлажде-
ния погружением в воду (кри-
вая /) и водяным душем (кри-
вые 2—б) при различных дав-
лениях:
2 — 0,2 кПа; 3 — 0.3 кПа; 4 —
0,4 кПа; 5 — 0,5 кПа; 6	0,75 кПа
Рис. 1.19. Зависимость коэффи-
циентов теплоотдачи от темпе-
ратуры поверхности медной
пластины толщиной 1 мм, ох-
лаждаемой водой:
1 — очень сильный душ; 2 — силь-
ный душ; 3 — погружением
70 °С/мм. Более высокие значения коэффициента теплоотдачи
получены в интервале 300- 200 °C, при этом разность температур
оказывается около 100 °С/мм. На основании экспериментальных
кривых охлаждения для внутренней неохлаждаемой поверхности
строились расчетным путем кривые охлаждения для наружной
поверхности. Соответствующие кривые зависимости скорости охла-
ждения медной пластины толщиной 1 мм от температуры поверх-
ности, полученные при охлаждении погружением в воду и интен-
сивным водяным душем, приведены на рис. 1.18. Как видно из
графиков, применение душа приводит к резкому ускорению
охлаждения во всех температурных интервалах.
Душ, по-видимому, сильно деформирует и сжимает паровую
пленку, но не уничтожает ее полностью, поэтому на кривых
образуется площадка^в интервале температур поверхности 800—
600 °C. Максимум скорости охлаждения в интервале температур
250—150 °C связан, как и при охлаждении погружением, с раз-
рушением паровой пленки и весьма интенсивным пузырьковым
кипением. При увеличении давления и, следовательно, количества
подаваемой воды форма кривой почти не изменяется, но абсолют-
ные значения скорости охлаждения возрастают. Скорость охла-
ждения медной пластины при максимальном из опробованных
давлении 0,75 МПа, соответствующем подаче воды 1 м3/(с-м2),
в период пленочного кипения достигает 10 000 °С/с, а в период
37
пузырькового кипения — 20 000 °С/с. Из данных для скоростей
охлаждения путем расчета можно получить кривые зависимости
коэффициентов теплоотдачи от температуры охлаждаемой поверх-
ности (рис. 1.19).
Значения а, полученные прн охлаждении водяным душем,
оказываются исключительно высокими и достигают 6-10* Вт/(м2 X
X °C) в период пленочного кипения и 35-10* Вт/(м2-°С) в период
ядерного кипения. Среднее по температуре или так называемое
эффективное значение коэффициента теплоотдачи достигает при-
мерно 10-104 Вт/(м2-°С). Все эти значения примерно в 10 раз
больше значений коэффициентов теплоотдачи, определенных для
хорошо циркулирующей воды при охлаждении методом погру-
жения.
Весьма высокие коэффициенты теплоотдачи приводят к полу-
чению совершенно необычных значений для плотности теплового
потока. В период пленочного кипения при аэкв = 6,0-104 Вт/(м2 х
X °C) и температуре поверхности 800—1000 °C плотность тепло-
вого потока достигает 5—6 кВт/см2, а в период пузырькового
кипения при аакв = 35-104 Вт/(м2.°С) и температуре поверхности
220 °C — даже 7 кВт/см2. Столь же эффективным оказывается
применение масляного душа [11]. При одностороннем охлаждении
масляным душем медной пластины толщиной 1 мм скорость охла-
ждения в интервале 800—500 °C достигает 2000—3000 °С/с, в то
время как при охлаждении погружением в масло максимальная
скорость охлаждения наблюдается в интервале 500—400 °C и
равна всего 250 °С/с (рис. 1.20). Коэффициент теплоотдачи при
охлаждении масляным душем достигает максимума в интервале
температур 600—500 °C, где он равен (1,74-2,0) 104 Вт/(м2-°С)
(рис. 1.21).
Повышение температуры воды и некоторые примеси могут
несколько уменьшить интенсивность душевого охлаждения. Од-
нако роль этих факторов значительно меньше, чем при охлаждении
погружением. Интенсивность душевого охлаждения наиболее
удобно регулировать путем изменения количества поставляемой
воды или масла за счет изменения давления.
Расчеты показывают, что увеличение интенсивности охлажде-
ния за счет душа оказывается весьма полезным и при сквозном
высокочастотном или печном нагреве, особенно при закалке слабо
прокаливающихся, в частности низкоуглеродистых сталей. При-
менение душа приводит к значительному увеличению скоростей
охлаждения изделий сравнительно небольшого размера, а также
поверхностных зон изделий большого сечения.
Рассмотрим некоторые результаты тепловых расчетов.
Для длинного стального цилиндра диаметром 10 мм скорость
охлаждения в интервале 850—430 °C в осевой зоне при переходе
от охлаждения погружением в циркулирующую воду к охлажде-
нию интенсивным водяным душем увеличивается более чем
в 2 раза — от 220 до 500 °С/с, а при переходе от охлаждения
38
Рис. 1.20. Характеристиче-
ские кривые для скорости
охлаждения масляным душем
при различных давлениях:
1 — 0,2 кПа; 2 — 0,3 кПа: 3 —
0,4 кПа; 4 — 0,5 кПа (Н. В. Зи-
мин)
Рис. 1.21. Зависимость коэф-
фициента теплоотдачи от тем-
пературы поверхности при
охлаждении маслом:
1 — очень сильным душем; 2 —
сильным душем; 3 — погруже-
нием
в циркулирующем масле к охлаждению масляным душем в 5 раз —
от 60 до 300 °С/с. При этом скорость охлаждения масляным душем
оказывается выше, чем при охлаждении в циркулирующей воде
погружением. Для стального цилиндра диаметром 20 мм скорость
охлаждения в осевой зоне в том же интервале температур возра-
стает при переходе от охлаждения погружением в циркулирующую
воду к охлаждению сильным душем — от 75 до 130°С/с, а при
переходе от охлаждения погружением в циркулирующее масло
к масляному душу — от 25 до 100 °С/с, т. е. в 4 раза. Эффектив-
ность водяного душа особенно заметна в зонах, расположенных
вблизи от поверхности. В частности, для зоны на глубине 2 мм
от поверхности в длинном цилиндре диаметром 20 мм скорость
охлаждения в интервале температур 870—445 °C составляет
150 °С/с при охлаждении .погружением в циркулирующую воду
и 650 °С/с при охлаждении интенсивным водяным душем. Для
зоны на глубине 4 мм от поверхности в цилиндре диаметром 20 мм
при охлаждении погружением в воду скорость охлаждения со-
ставляет 100 °С/с, а при охлаждении интенсивным водяным ду-
шем — 250 °С/с. Для зоны на глубине 4 мм от поверхности в ци-
линдре диаметром 40 мм скорость охлаждения увеличивается от
60 °С/с при охлаждении погружением в воду до 180°С/с при
охлаждении интенсивным душем.
Расчетная скорость охлаждения самой поверхности при ис-
пользовании водяного душа настолько велика (примерно
20 000 °С/с), что первый период охлаждения практически близок
39
Расстояние от центра, мм
Рис. 1.22. Распределение твердости по глубине при различ-
ном охлаждении сталей 45 (а) и 20 (б):
I — в энергично перемешиваемой воде; 2 — интенсивным душем
Расстояние от центра, мм
к мгновенному охлаждению. Скорость же охлаждения поверх-
ности погружением в воду составляет всего 300—350 °С/с. При
охлаждении масляным душем скорость охлаждения поверхности
близка к 2000 °С/с, а при охлаждении погружением в масло —
всего 40 °С/с.
Приведенные данные показывают, что при использовании
душевого метода охлаждения можно добиться существенного
увеличения прокаливаемости стали и, в частности, увеличения
критического диаметра, а также увеличения глубины закаленного
слоя при несквозной закалке.
Увеличение прокаливаемости при использовании душа под-
тверждается экспериментальными исследованиями. На
рис. 1.22, а приведены кривые распределения твердости по глу-
бине после закалки со сквозным индукционным нагревом цилин-
дрических образцов диаметром 40 мм из стали 45. При условии
одинакового нагрева закалка водяным душем по сравнению с за-
калкой погружением в воду дает повышение твердости на поверх-
ности от 56 до 63 HRCa и увеличение глубины закаленного слоя
(до полумартенситной структуры) с 3,8 до 5 мм. Повышение твер-
дости связано с существенным увеличением скорости охлаждения
в интервале 400—100 °С/с при закалке душем и предотвращением
отпуска образующегося мартенсита. Еще заметнее сказывается
изменение условий охлаждения на закалке стали 20 с более низ-
ким содержанием углерода (рис. 1.22, б).
Особенности охлаждения нагретого поверхностного слоя. Про-
должительность и скорость охлаждения нагретого поверхностного
слоя существенно отличаются от соответствующих величин при
охлаждении после сквозного нагрева. При охлаждении нагретого
поверхностного слоя по сравнению со сквозным нагревом сильно
увеличивается отношение охлаждаемой поверхности к объему
нагретого металла, что приводит к значительному увеличению
скоростей охлаждения во всем температурном интервале.
40
Охлаждение за счет теплопроводности1.
Если нагреть высокочастотным методом
тонкий слой на массивной стальной плите,
то охлаждение его за счет теплопроводно-
сти в сердцевину в начальный период мо-
жет происходить очень быстро. Расчет по
методам теории теплопроводности показы-
вает, что скорость охлаждения слоя глу-
биной 1 мм при условии полного отсутст-
вия нагрева прилегающего к нему металла
может достигать 1500 °С/с в интервале
1000—500 °C. Расчетная скорость охлаж-
Рис. 1.23. Влияние глу-
бины нагретого слоя х на
скорость охлаждения по-
верхностных слоев за счет
теплопроводности
дения сильно уменьшается при снижении
температуры.
На рис. 1.23 приведена кривая зависи-
мости расчетной скорости охлаждения за
счет теплопроводности в интервале 1000—
500 °C от глубины х нагретого слоя. Расчеты дают достаточно точные
результаты в тех случаях, когда толщина сердцевины во много раз
(в 10 и более) превышает толщину нагретого слоя. Возможность
получения весьма высоких скоростей охлаждения за счет тепло-
проводности подтверждается, в частности, при радиочастотной
сварке труб из малоуглеродистой стали 10 и при импульсной
закалке сталей У8 и У9. В обоих случаях в пределах нагретого
слоя частично (сталь 10) или полностью (сталь У8) структура
мартенсита получается без интенсивного внешнего охлаждения.
В большинстве случаев при поверхностной высокочастотной
закалке деталей для машиностроения не только из углеродистой,
но и из низколегированной стали не удается осуществить за-
калки слоя на мартенсит без сильного внешнего охлаждения.
Одна из причин состоит в том, что не удается создать резкого
-перехода от нагретого слоя к сердцевине. Получающийся пере-
ходный нагретый слой существенно уменьшает скорость охлажде-
ния. Однако это не является главным препятствием для закалки.
При наличии нагретого до температуры закалки слоя толщиной
1 мм и переходного слоя толщиной 1 мм можно получить высокие
скорости охлаждения в верхнем интервале температур, достаточ-
ные для закалки углеродистой стали. Для легированной стали
такие скорости могут быть получены при общей глубине нагретого
и переходного слоя 4—10 мм и даже более.
Рассмотрим нагрев и закалку цилиндрического тела — вала.
Если глубина слоя, нагретого до температуры закалки 850 °C,
составляет 10% от радиуса (например, 2 мм при диаметре 40 мм)
и переходного слоя, в котором температура падает от закалочной
до исходной, также 10% от радиуса, то общее количество введен-
1 При расчете потери теплоты за счет излучения и конвекции ие учитыва-
лись.
41
ного тепла достаточно для нагрева всего вала до температуры
примерно 250 °C. При глубине слоя 20% от радиуса и наличии
такого же переходного слоя средняя температура вала после вы-
равнивания достигает 425 °C. Разогрев прилегающих слоев и
сердцевины приводит к резкому замедлению охлаждения при
температуре выше мартенситной точки и препятствует получению
мартенсита не только в углеродистой, но также и в легированной
стали. Если средняя температура, полученная после выравнива-
ния, оказывается ниже мартенситной точки и замедление охла-
ждения в конце процесса не приводит к получению немартенсит-
иых продуктов превращения, то закалка за счет теплопроводности
становится возможной. Однако и в этом случае твердость мартен-
сита будет пониженной вследствие его отпуска при медленном
охлаждении.
Охлаждение душем. Точный расчет охлаждения поверхностно
нагретого слоя с учетом неравномерности распределения темпе-
ратуры по глубине, наличия переходного слоя и охлаждения
одновременно за счет охлаждающей среды и теплопроводности
к сердцевине связан с большими трудностями. Расчет может быть
сделан лишь при определенных упрощающих допущениях.
В работе [42 ] приняты допущения о параболическом распре-
делении температур после поверхностного нагрева и бесконечно
быстром охлаждении поверхности. Были использованы средние
значения теплофизических констант для аустенита, хотя это ие
является достаточно обоснованным, так как при поверхностном
нагреве сердцевина имеет перлитно-ферритную структуру в тече-
ние всего периода охлаждения, а превращение аустенита в мар-
тенсит приводит к существенному увеличению тепло- и темпера-
туропроводности. Это обстоятельство, однако, изменяет не обна-
руженные закономерности, а лишь некоторые количественные
результаты.
Как видно из табл. 1.7, расчетная скорость охлаждения
в верхнем интервале температур наименьшей устойчивости аусте-
нита (700—500 °C), когда возможно перлитное превращение, при
поверхностном нагреве в 1,5—2,0 раза выше, чем при сквозном
нагреве. Еще сильнее (в 3—4 раза) увеличивается скорость охла-
ждения поверхностно нагретого слоя в интервале температур,
мартенситного превращения (300—100 °C). Увеличение скорости
охлаждения в этом интервале подавляет процесс отпуска мартен-
сита и способствует повышению твердости закаленного слоя.
В качестве другого упрощающего допущения можно принять,
что нагретый поверхностный слой отдает теплоту только охла-
ждающей среде и не имеет теплообмена с сердцевиной. В этом
случае рассматривается одностороннее охлаждение пластины или
слоя толщиной, равной глубине нагрева. При таком допущении
расчетная скорость охлаждения в верхнем интервале температур
получится несколько меньшей, чем действительная. В интервале
низких температур расчетная скорость будет больше действи-
42
Таблица 1.7
Скорость охлаждения в поверхностных слоях
и в сердцевине цилиндрического стального тела [42]
Дна- метр, мм	Отно- ситель- ный ра- днуа	Расстоя- ние от по- верхности до эле- мента объема, мм	Сквозной нагрев до 850 °C		Сквозной нагрев до 1000 °C		Поверхностный нагрев до 1000 “С	
			Скорость охлаждения (®С/о) в тем- пературных интервалах, °C					
			700—600	300 — 100	700—500	300 — 100	700—500	300—100
10	0,9 0	0,5 5	7800 525	310 163	5700 550	230 160	11 200	810
15	0,9 0	0,75 7,5	3450 230	139	2540 247	102 71	5000	370
30	0,9 0	1,5 15	860 58	34 18	637 62	25 17	1260	90
60	0,9 0	3,0 30	216 14	8 4	160 15	6 4	315	22
100	0,9 0	5 50	77 5	3 1	57 5	2 1	112	8
> Примечание. Критерий БИО равен бесконечности; температура ох-
лаждающей поверхности 20 °C; коэффициент температуропроводности а •= 4,4 х
X 10“® м*/с.
тельной, так как при этих температурах тепловой поток направлен
от сердцевины к поверхностному слою. При одностороннем охла-
ждении пластины или слоя максимальная длительность охлажде-
ния и минимальные скорости получаются на неохлаждаемой сто-
роне пластины, которая соответствует границе нагретого слоя.
Для расчета использовано решение дифференциального уравнения
теплопроводности при заданной постоянной температуре охла-
ждающей среды (граничное условие третьего рода) в следующем
виде:
* — *ср	ф( ах • 065 • —
^нач— ^ср	\ S2 % s J
где t — искомая температура; 7ор — температура охлаждающей
среды; /Нач — начальная температура — температура нагрева;
а — температуропроводность стали; т — время охлаждения;
s — толщина слоя; а — коэффициент теплоотдачи; X —-тепло-
проводность стали; х — расстояние от неохлаждаемой поверх-
ности до рассматриваемой точки.
Решение уравнения и цифровые данные приведены в рабо-
тах [37 и др.]. Выбор теплофизических констант для стади пред-
ставляет определенные трудности, так как они зависят от струк-
туры стали и температуры. В расчете использованы средние по
43
. .	Таблица 1.8
Скорость охлаждения стальных пластин в различных средах
после различного нагрева [42]
Тол- щииа пласти- ны, мм	Расстоя- ние от по- верхно- сти, мм	Скорость охлаждения (°С/с) в интервале 870 — 445 °C					
		погружением в масло		погружением в воду		водяным душем	
		Нагрев сквозной	Нагрев поверх- ности	Нагрев сквозной	Нагрев поверх- ности	Нагрев сквозной	Нагрев поверх- ности
10	1	25'	150	100	500	1300	4000
	2	24	70	80	200	400	1100
20	2	12	70	50	200	400	1100
	4	11	30	40	80	100	300
40	4	6	30	30	80	100	300
	8	5	12	13	30	30	75
Примечание. Глубина поверхностного нагрева во всех случаях равна
расстоянию от соответствующей точки до поверхности.
температуре теплофизические константы для аустенита средне-
углеродистой стали: 1 = 24 Вт/(м2-°С) и а = 4,4- 10"’ м2/с. Из
литературных данных выбраны следующие средние по темпера-
туре (эффективные) значения для коэффициента теплоотдачи
[Вт/(м2-°С)] от поверхности нагретой стали к различным средам:
Для циркулирующего масла ..................... 0,12-I04
» циркулирующей воды ....................... 0,46- 104
» интенсивного водяного душа................ 14,0-104
В табл. 1.8 приведены полученные расчетные данные для сред-
них скоростей охлаждения стальных пластин после сквозного
и поверхностного нагрева. Из таблицы видно, что скорость охла-
ждения соответствующих точек поверхностно нагретых пластин
во всех случаях значительно больше, чем пластин, нагретых
насквозь. Это различие особенно велико при малых глубинах
и менее интенсивном охлаждении. Скорость охлаждения в зоне,
расположенной на глубине 1 мм, при поверхностном нагреве на
глубину 1 мм и охлаждении в масле в 6 раз больше, чем после
сквозного нагрева; при охлаждении в воде в 5 раз больше; при
охлаждении душем в 3 раза больше. Для зон, расположенных
на глубине 4—8 мм, скорость охлаждения после поверхностного
нагрева в 2—3 раза больше, чем после сквозного нагрева.
Экспериментальное определение скоростей охлаждения после
поверхностного нагрева связано с трудностями. Из расчетов
следует, что существенное увеличение скоростей охлаждения
после поверхностного нагрева наблюдается в зонах, расположен-
44
Рис. 1.24 Сравнение скоро-
сти охлаждения прн сквоз-
ном (/) и поверхностном (2)
нагреве
ных вблизи границы нагретого слоя, и
при малых отношениях глубины слоя
к толщине или диаметру. При больших '
отношениях глубины слоя к диаметру
различие скоростей охлаждения после
сквозного и поверхностного нагрева
уменьшается. На рис. 1.24 приведены
экспериментальные кривые зависимости
расчетной скорости охлаждения от тем-
пературы в цилиндрической стальной
детали (из стали 20) диаметром 40 мм на
глубину 4 мм от поверхности при нагреве
насквозь и на глубину 6—7 мм. Из ри-
сунка видно, что, несмотря на то что точ-
ка замера температуры расположена на глубине, меньшей глубины
нагрева, скорость охлаждения при поверхностном нагреве в зоне ми-
нимальной устойчивости аустенита значительно выше, чем скорость
охлаждения при сквозном нагреве. Увеличение скорости охла-
ждения после поверхностного нагрева может обеспечить получение
глубины закаленной зоны в 1,5 —2,0 раза большей, чем глубина
закалки при сквозном нагреве.
Наибольший эффект может быть получен в том случае, если
глубина нагретого слоя близка к ожидаемой глубине закалки,
а переходный слой имеет минимальную глубину. Такое распре-
деление температуры можно, в частности, получить при нагреве
током повышенной частоты на глубину, меньшую горячей глубины
проникновения Дк. По расчету в этом случае у изделия большого
диаметра из стали 45 оказывается возможным получить слой
глубиной 5—6 мм с твердостью выше 55 ИКС,., (90% мартенсита),
что подтверждается практикой поверхностной высокочастотной
закалки больших изделий из стали 45.
Для валков холодной прокатки из стали 9Х или ШХ15 зона
максимальной твердости (выше 65 HRG,) при закалке со сквозным
нагревом имеет глубину 3 мм, а при высокочастотной поверхност-
ной закалке — 6 мм. В этом случае абсолютное значение твердости
при поверхностной высокочастотной закалке выше, чем при закал-
ке с печным нагревом, что, вероятно, также связано с более резким
охлаждением в области температур ниже 300 "С. При поверхност-
ной высокочастотной закалке деталей крупногабаритных подшип-
ников из сталей ШХ15 и ШХ15СГ также удается получить слой
глубиной 5—6 мм с твердостью более 65 HRCa. Наряду с душевым
охлаждением при высокочастотной закалке стальных изделий с
успехом применяется охлаждение водяным потоком, направ-
ленным перпендикулярно или вдоль охлаждаемой поверх-
ности .
Охлаждающая способность перпендикулярного водяного потока
высокой интенсивности на 20—25% меньше, чем охлаждающая
способность наиболее интенсивного водяного душа.
45
Охлаждение продольным водяным потоком имеет еще меньшую
йнтенсивность, но обеспечивает возможность равномерного охлаж-
дения длинных изделий (валов, осей). Охлаждение водяным пото-
ком наиболее широко применяется при одновременной объемно-
поверхностной закалке (закалка с глубоким нагревом). По данным
работы [42], скорость движения потока воды, которая обеспечи-
вает достаточно интенсивное и равномерное охлаждение, должна
достигать 10 м/с и более.
В тех случаях, когда требуется менее интенсивное охлаждение
поверхности, приводящее к получению структур троостита и сор-
бита закалки (например, при закалке рельсов), с успехом приме-
няются водовоздушные закалочные среды, которые позволяют по-
лучить среднюю, или эффективную, величину коэффициента тепло-
отдачи от 600 до 20 000 Вт/(м2-°С). Путем изменения соотношения
количеств подаваемой воды и воздуха и других параметров можно
существенно изменять охлаждающую способность водовоздушной
смеси и, в частности, достигать охлаждающей способности, близкой
к охлаждающей способности масляной ванны. Недостатком водо-
воздушных смесей как закалочного средства является довольно
значительная неравномерность теплоотвода по поверхности и во
времени. В качестве заменителей масла при закалке погружением
предложены и ограниченно применяются самые разнообразные
жидкости, в основном растворы на водной основе. Некоторые из
таких жидкостей, в частности растворы поливинилового спирта,
аквапласта, полиакриламида, османила, триэтаноламина, предло-
жены и опробованы для душевой закалки после поверхностного
высокочастотного нагрева. Однако их внедрение связано с труд-
ностями .
Влияние условий охлаждения на структуру и свойства зака-
ленной стали. При поверхностной закалке обычно применяется
быстрое охлаждение. Необходимость такого охлаждения опреде-
ляется, во-первых, некоторыми технологическими и тепловыми
факторами; во-вторых, особенностью строения аустенита, получен-
ного после быстрого высокочастотного нагрева.
При поверхностном нагреве добиваются определенного распре-
деления температуры по сечению нагреваемого слоя. Быстрое
охлаждение предотвращает выравнивание теплоты по сечению
изделия, позволяет сохранить поверхностный характер нагрева,
за исключением тех случаев, когда по технологическим соображе-
ниям задается небольшая пауза между нагревом и охлаждением.
Кроме того, быстрое охлаждение дает возможность сделать соизме-
римыми продолжительность нагрева и продолжительность охлаж-
дения, что облегчает построение графика режима термической
обработки, закладываемого в автоматизированные устройства.
Как отмечалось выше, в результате быстрого нагрева аустенит
сохраняет неоднородность концентрации углерода и примесей
других элементов. В то же время устойчивость аустенита при охла-
ждении в сильной степени зависит как от содержания углерода,
46
Рис. 1.25. Схематические кривые изотермического распада
аустенита углеродистой стали после медленного нагрева (/),
после быстрого нагрева в зонах, обогащенных углеродом (2)
и обедненных углеродом (3):
т,, тЕ, т, — продолжительность инкубационного периода; ОЕ, о»,
оа — критические скорости охлаждения
так и от концентрации и равномерности распределения легирую-
щих элементов и неизбежных примесей. На рис. 1.25 схематически
показано влияние однородности аустенита на положение кривых
изотермического распада аустенита. Из соотношения кривых
видно, что если аустенит получен при медленном нагреве средне-
углеродистой доэвтектоидной стали и по окончании нагрева он
однороден, то распад его с образованием ферритно-цементитной
смеси в интервале температур минимальной устойчивости начи-
нается дерез некоторый период времени тх (кривая 1). Если аусте-
нит получен при быстром нагреве, то в нем сохраняется неоднород-
ность состава. Участки аустенита, бывшие ранее перлитом, могут
к концу нагрева иметь концентрацию углерода, близкую к эвтек-
тоидной, и период устойчивости в этих участках т2 будет соответ-
ственно больше (кривая 2). Участки аустенита, бывшие в исходной
структуре ферритом, сохранят пониженную концентрацию угле-
рода, и период устойчивости его т8 окажется меньше (кривая 3).
Таким образом, если для среднеуглеродистой быстро нагретой
стали применить тот же режим охлаждения, что и для стали,
нагретой медленно (цохл = ц2), то в областях, обогащенных
углеродом, скорость охлаждения будет заведомо больше У1; необ-
ходимой для получения мартенситной структуры, а на участках,
обедненных углеродом, скорость охлаждения будет недостаточна
(v3 > ЦОхл) и превращение аустенита в них произойдет в верхнем
интервале температур. Следовательно, для получения мартенсита
во всем объеме закаливаемого металла скорость охлаждения
47
Рис. 1.26. Диаграмма распада аустенита
стали 45 при непрерывном охлаждении:
Uj >	— кривые охлаждения; т, <
< rf < Tt ~ период охлаждения до начала
превращения аустенита; Дт> < &rt — про-
должительность пребывания в интервалах
температур отпуска мартенсита
Рис. 1.27. Влияние интенсив-
ности охлаждения на содержа-
ние углерода в мартенсите угле-
родиетой стали [24]:
1 — охлаждение водяным душем.
аэкв ~ 10е Бт/(м#-с); 2 — погру-
жение в воду. сс. кь — 4000 Вт.'Х
X (м1- е)
должна быть большей, чем в условиях обычной термической
обработки.
Такая особенность поведения аустенита наиболее заметно
проявляется в малоуглеродистых сталях и в сталях, легированных
карбидообразующими элементами, в которых при быстром нагреве
затруднено получение однородного по составу аустенита. При
недостаточной скорости охлаждения структура после закалки
может содержать мартенсит и троостит, причем последний будет
располагаться сеткой вокруг мартенситных объемов в отличие от
того случая, когда однородный аустенит охлаждается с умеренной
скоростью и выделившийся в верхнем интервале температур
троостит располагается в виде окруженных гнезд на общем фоне
мартенсита.
Необходимость быстрого непрерывного охлаждения в интер-
вале температур минимальной устойчивости аустенита неизбежно
приводит к ускорению охлаждения в области мартенситного пре-
вращения. При охлаждении душем в области 300—150 °C, т. е.
в период образования мартенсита, скорость охлаждения очень
велика (см. рис. 1.17). Это отражается на структуре закаленной
стали.
В углеродистой стали основная масса аустенита превращается
в мартенсит вблизи температуры начала превращения 7ИТ(, т. е.
в области температур 250—350 °C, зависящей от концентрации
углерода в аустените. Однако этот уровень температур соответ-
ствует температуре отпуска мартенсита. Следовательно, в процессе
48
охлаждения мартенсит будет иодвергатьея отпуску — концентра-
ция углерода в переохлажденном твердом растворе будет умень-
шаться. Степень отпуска зависит как от температуры, нри которой
идет процесс, так и от времени пребывания стали в области темпе-
ратур отпуска. На рис. 1.26 на диаграмму превращения аустенита
при непрерывном охлаждении нанесены две кривые охлаждения
с различной скоростью — и о8. Оба режима охлаждения обеспе-
чивают получение структуры мартенсита. Однако режимы охлаж-
дения различаются продолжительностью пребывания структуры
закалки в зоне отпуска: Дт8 Дтх. Следовательно, степень отпуска
будет различной. С помощью рентгеноструктурного анализа опре-
делялась концентрация углерода в мартенсите стали трех марок:
с содержанием углерода 0,45, 0,66 и 0,79%. Образцы толщиной
5 мм нагревались в печи и охлаждались в воде или интенсивным
душем. В обоих случаях происходил заметный отпуск мартенсита,
гак как концентрация углерода в мартенсите ни в одном случае
не достигает определенной химическим анализом (рис. 1.27). В то
же время мартенсит, полученный при охлаждении душем, сохра-
няет углерода в 1,5—2 раза больше, чем при охлаждении погруже-
нием в воду.
Таким образом, как условия нагрева, так и условия охлаждения
играют существенную роль в определении конечной структуры и
свойств закаленной стали. Быстрый нагрев и интенсивное душевое
охлаждение могут быть источниками повышения качества закален-
ного изделия. Эти условия достигаются при поверхностной закалке
-;а деталях машин любого размера. На изделиях малого сечения
они могут быть созданы и нри сквозном нагреве.
Глава 2
ПОВЕРХНОСТНАЯ ЗАКАЛКА
2.1.	ЗАКАЛКА СТАЛЬНЫХ ИЗДЕЛИЙ
Выбор температуры нагрева. Особенности, вносимые быстрым
индукционным нагревом в кинетику фазовых превращений, опре-
деляют уровень температур, необходимых для завершения про-
цесса аустенитизации. Режимы нагрева устанавливаются в зави-
симости от состава стали и требуемых ее свойств в закаленном
состоянии.
При закалке с нагревом в печах температура нагрева опреде-
ляется в основном маркой стали, причем колебания в химическом
составе стали в пределах одной марки мало отражаются на режи-
мах нагрева. Иногда учитываются состояние исходной структуры
и скорость последующего охлаждения. Несколько повышают тем-
49
Рис. 2.1. Диаграммы преимущественных режимов закалки стали с 0,36% С
[25]: а — для мелкого зерна; б — для крупного зерна;
зоны / и Ill ~ допустимые режимы; зона II ~ оптимальные режимы
пературу нагрева для грубых исходных структур при охлаждении
в масле по сравнению с охлаждением в воде.
При высокочастотной поверхностной закалке, для которой
характерны быстрый нагрев и кратковременное пребывание зака-
ливаемых слоев в нагретом состоянии, зависимости более сложны.
Температурный режим нагрева стали определяется не только поло-
жением критических точек, но и скоростью нагрева и временем
пребывания стали в области температуры фазовых превращений,
а также в сильной степени зависит от исходной структуры.
В настоящее время имеется много экспериментальных данных,
по которым устанавливается зависимость температуры закалки
сталей от средней скорости нагрева в области фазовых превраще-
ний, предложенной в свое время в качестве основного фактора,
определяющего режим нагрева. Для каждой стали имеется в зави-
симости от скорости нагрева некоторый интервал температуры,
закалка от которой обеспечивает удовлетворительную структуру
мартенсита. В работе [25] приведены диаграммы преимуществен-
ных режимов закалки, в основу которых положены данные измере-
ния твердости закаленной поверхности. На диаграммах, приведен-
ных на рис. 2.1, нанесены кривые равной твердости. Между двумя
средними кривыми находятся режимы закалки (температура и
скорость нагрева), обеспечивающие получение наилучших свойств
закаленного слоя. Учитывая, что на практике не всегда можно
обеспечить равномерный нагрев изделия и выдержать в пределах
закаливаемой зоны жесткий режим нагрева, на диаграммах при-
веден более широкий интервал температур закалки, ограниченный
двумя крайними кривыми. Таким образом, выделяются дополни-
тельно две зоны: зона закалки с несколько заниженной температу-
рой и зона небольшого перегрева. Однако в обоих случаях после
закалки получается достаточно высокая твердость, свидетельст-
вующая о получении удовлетворительной структуры закаленного
слоя.
Как указывалось выше (см. п. 1.4), температура закалки в
значительной мере зависит от размера зерен, в первую очередь от
50
Рис. 2.2. Диаграммы преимущественных
режимов нагрева при закалке стали 38ХА
139]: а — отожжеииое состояние; б —
закаленное состояние:
I — эона эакалкн при медленном нагреве;
ZZ, ZZZ, IV — зоны недогрева, закалки и
перегрева при быстром нагреве
Рис. 2.3. Кинетическая кривая нагрева
и охлаждения стали в процессе закалки
(Д<?1 — температура начала фазовых пре-
вращений; /зак — температура закалки
размера зерен структурно свободного феррита. На рие. 2.1 приведе-
ны две диаграммы преимущественных режимов для стали 40 с раз-
личной исходной структурой. Из диаграмм видно, что для стали
е более крупными зернами следует применять режимы, характери-
зующиеся более высокими температурами по сравнению со сталью
мелкозернистой. Практика показывает, что для получения опти-
мальных-структур, твердости и механических свойств закаленного
слоя исходный размер зерен феррита не должен быть больше 5-го
балла.
Диаграммы преимущественных режимов, построенные по дан-
ным измерения твердости, при всем удобстве их построения и
пользования ими не дают возможности правильно установить
верхнюю границу интервала температур закалки. Если недогрев,
связанный с сохранением после закалки в структуре участков
исходного феррита, приводит к резкому снижению твердости, то
перегрев обнаруживается в первую очередь по микроструктуре,
а твердость может сохраниться на высоком уровне или снизиться
в пределах нормы.
Предпочтительнее диаграммы, построенные на основе анализа
микроструктуры закаленного слоя [39 Г. В качестве примера таких
диаграмм можно привести диаграммы преимущественных режимов
закалки стали 38ХА в отожженном и закаленном исходных состоя-
ниях (рис. 2.2).
51
Выбирая по тем или иным диаграммам режим нагрева, нужно
учитывать, что требуемая температура закалки должна быть
достигнута на заданной глубине от поверхности. Следовательно,
на поверхности температура должна быть выше. Это приходится
учитывать при нагреве током высокой частоты (радиочастот), при
которой глубина проникновения тока мала и требуемая глубина
прогрева достигается в значительной мере путем теплопроводности.
В условиях глубинного нагрева (при правильном выборе частоты
тока) поверхностный слой металла, подлежащий закалке, прогре-
вается почти одновременно по всей толщине и температура нагре-
того слоя будет находиться в пределах узкого допустимого интер-
вала.
Кроме того, все известные диаграммы преимущественных
режимов обладают одним общим недостатком: они не учитывают,
что главным фактором, от которого зависит конечная температура
нагрева, является не скорость или время нагрева, а суммарное
время пребывания металла в области температур, при которых
идут процессы образования аустенита и его гомогенизация, т. е.
суммарное время аустенитизации. Весь цикл закалки состоит из
пяти периодов (рис. 2.3): 1-й — аб — период нагрева до начала
фазовых превращений, который может быть охарактеризован
начальной скоростью нагрева; 2-й — бв — период нагрева в об-
ласти фазовых превращений, может характеризоваться средней
скоростью нагрева в области фазовых превращений; 3-й -- вг —
период, во время которого падение температуры незначительно
(пауза); 4-й — гд — период искусственного охлаждения в области
температур фазовых превращений; 5-й — де — период оконча-
тельного охлаждения. Из этих периодов три (2, 3, 4-й) составляют
суммарное время аустенитизации, в течение которого независимо
от того, идет ли нагрев или охлаждение, происходят превращение
исходных фаз, гомогенизация аустенита, рост зерен.
Многие исследования выполнены при контактном нагреве
образца. В этом случае на режиме нагрева не сказывается измене-
ние магнитных свойств стали и поэтому скорости нагрева, началь-
ная и в области фазовых превращений, почти одинаковы. Так как
при контактном нагреве применяются образцы тонкого сечения,
пауза между нагревом и охлаждением как для поверхностных
слоев, так и для сердцевины может быть минимальной. Краткость
периода суммарного времени аустенитизации приводит к тому, что
для ускорения диффузионных процессов должны быть использо-
ваны относительно высокие температуры.
Наименьшие необходимые для закалки температуры полу-
чаются при индукционном нагреве током средних частот (2,5—
10 кГц) и глубинах слоя от 3 мм и более, что объясняется неизбеж-
ностью значительной паузы между нагревом и охлаждением. При
поверхностной закалке можно создать условия, при которых для
поверхности пауза будет практически отсутствовать, хотя это тех-
нически непросто и может отразиться на стабильности результатов
52
закалки. Пауза оказывается неизбежной для слоев металла, уда-
ленных от поверхности, так как нагретый влой сравнительно велик
и из-за условий теплопередачи охлаждение в глубине слоя не
может начаться сразу после подачи на поверхность охлаждающей
жидкости. Естественная пауза может достигать 0,5—1 с, а искус-
ственная пауза часто создается для выравнивания температуры
на поверхности изделия и в глубине нагретого слоя. Таким обра-
зом, суммарное время аустенитизации оказывается сравнительно
большим, что позволяет применить более низкие температуры при
закалке.
Индукционный нагрев током высокой частоты (60 кГц и выше)
применяется для получения небольших глубин закаленного слоя.
Поэтому пауза между нагревом и охлаждением небольшая, а
необходимая температура закалки оказывается выше, чем при
индукционном нагреве током средней частоты, но ниже, чем при
контактном нагреве. В табл. 2.1 приведена температура нагрева
сталей наиболее употребляемых марок при условии нагрева током
средней частоты, т. е. с использованием в качестве источников
тока машинных или тиристорных преобразователей. Температура
дана в зависимости от суммарного времени аустенитизации для
стали с различной исходной структурой, а также с учетом реальной
паузы между окончанием нагрева и началом искусственного
охлаждения.
Макростроение закаленного слоя. Температура в нагретом слое
неравномерна: на поверхности максимальна; на заданной глубине
равна минимальной, Необходимой для завершения процесса
аустенитизации, а затем спадает до исходной. Это определяет и
распределение структуры по сеченню изделия. В то же время зна-
чительную роль играет исходная структура стали, зависящая от
ее состава и предварительной термической обработки.
На рис. 2.4 приведено распределение структуры в закаленном
слое доэвтектоидной стали.
Весь "прогретый слой можно разбить на три зоны. Зона / нагре-
вается до температуры, лежащей выше температуры получения
остаточно однородного аустенита, т. е. выше критической точки
.4с8, смещенной в условиях быстрого нагрева. После закалки в пре-
делах этой зоны будет получаться мартенсит. Так как температура
первого слоя не одинаковая; а меняется от максимальной на по-
верхности до минимальной, равной Дс8, на границе слоя, структура
мартенсита может быть различной. Вблизи поверхности наблю-
дается, как правило, игольчатый мартенсит. На границе слоя
игольчатость едва заметна.
Зона // нагревается выше температуры превращения перлита в
иустенит (Д^), но полного растворения избыточного феррита
в этой зоне не достигается. После закалки наряду с мартенситом
сохраняются участки феррита, количество которых увеличивается
по мере отдаления от поверхности. Зона /11 нагревается ниже кри-
тической точки Aclt и в ней еохраняется исходная структура стали.
53
Температура нагрева некоторых сталей
Таблица 2.1
Марка стали	Предваритель- ная термиче- ская обработка	Температура нагрева, °C			
		в печи (в — прн ох- лаждении в воде, м — в масле)	при высокочастотном поверхност- ном нагреве (охлаждение водяным душем) н суммарном времени ау- стенитизации, с		
			10	3	I
35	Отжиг Нормализация Улучшение	840—860в 840—860в 840—860в	880—900 860—880 840—860	900—940 880—920 860—900	940—980 920—960 900—940
40	Отжиг Нормализация Улучшение	820—840в 820—840в 820—840в	860—880 840—860 820—840	880—920 860—900 840—880	920—960 900—940 880—920
45; 50	Отжиг Нормализация Улучшение	810—830в 810—830в 810—830в	850—870 830—850 810—830	870—910 850—890 830—870	910—950 890—930 870—910
45Г2, 50Г	Отжиг Нормализация Улучшение	820—840м 820—840м 820—840м	840—860 820—840 800—820	860—900 830—870 810—850	880—920 860—900 840—880
65Г	Отжиг Нормал изация Улучшение	790—820м 790—820м 790—820м	820—840 800—820 790—820	840—880 810—850 790—830	860—900 850—890 830—870
40Х; 45Х; 40ХНИ; 38ХНМА	Отжиг Улучшение	830—850м 830—850м	880—920 840—880	920—960 860—900	940—980 880—920
40ХС; ЗОХГС	Отжиг Улучшение	880—900м 880—900м	920—940 880—900	940—980 920—960	960—1000 940—980
ШХ15; ШХ12; 9Х	Отжиг Улучшение	830—850м 830—850м	890—930 850—870	920—960 880—920	940—980 900—940
ШХ6; ШХ9; ШХ4	Отжиг Улучшение	820—840м 820—840м	880—920 840—860	900—940 860—900	920—960 880—920
У8; У9; У10; У11; У12	Отжиг Улучшение	760—780в 760—780в	780—800 760—780	820—860 800—840	840—880 820—860
ХВГ	Отжиг Улучшение	800—830м 800—830м	860—880 820—840	840—880 820—860	860—900 840—880
54
Рис. 2.4. Распределение тем-
пературы по глубине нагретого
слоя стали 45 и твердость HRCa
после закалки (хк — глубина
закаленного слоя; in — темпера-
тура поверхности)
Рнс. 2.5. Распределение струк-
туры и твердости после поверх-
ностной закалки сталей с раз-
личным содержанием углероду
(хо — общая глубина закалки):
I — сталь 30; 2 — сталь 45; 3 —
сталь У8
На рис. 2.5 приведено распределение структуры и твердости по
сечению закаленного слоя для сталей с различным содержанием
углерода. В зависимости от содержания углерода меняется соот-
ношение перлита и феррита в исходной структуре и, следовательно,
уровень температур критических точек Дс8(/) и Дс3(2). На графике
нанесены: кривая распределения температуры по сечению нагре-
того слоя Z; интервал температур перлитного превращения Ас1У
который не зависит от содержания углерода в стали, но зависит
от скорости нагрева (заштрихованная область); температуры Ас3,
соответствующие окончанию превращения и меняющиеся в зави-
симости от содержания углерода.
На том же графике нанесены кривые распределения твердости
по сечению закаленного слоя. При содержании углерода, равном
эвтектоидному (инструментальная' сталь), исходная структура
состоит из перлита, превращение происходит практически при
постоянной температуре или в очень узком интервале температур
Ас± и переход от зоны со структурой полной аустенитизации к зоне
с исходной структурой очень резкий. Соответственно и твердость
после закалки резко спадает от максимальной в поверхностном
слое к низкой исходной твердости в сердцевине (кривая 3).
Уменьшение содержания углерода в стали приводит сначала к
появлению точки Ас3, а затем к ее смещению в область повышенных
температур. Доля зоны с переходной структурой в общем слое
увеличивается. Переход от высокой твердости закаленного слоя
---	55
Рис. 2.6. Распределение струк-
туры н твердости после закалки
доэвтектоидиой стали при раз-
ных режимах (/, 2) нагрева
(хо — общая глубина закалки;
хм — толщина слоя с мартен-
ситной структурой)
Рис. 2.7. Зависимость твердости
закаленной стали от содержа-
ния углерода:
Яп<3 ““ поверхностная закалка;
Нс 3 — диапазон твердости, полу,
чаемой при закалке со сквозным
нагревом; Ни 3 — уровень твердо-
сти, достигаемой при высокоскоро-
стных режимах поверхностной за-
калки; Ht0 — твердость полумар-
тенснтиой структуры
к исходной твердости делается все более плавным (кривые 1, 2).
Получение одинакового соотношения глубины закаленного слоя
и переходной зоны у сталей с различным содержанием углерода
возможно только при изменении режима нагрева.
В то же время для одной стали, варьируя режим нагрева,
можно получить разные значения переходной зоны (рис. 2.6).
Действительно, хотя при увеличении скорости нагрева и появ-
ляется необходимость повышения температуры поверхности (/„ >
> /п). что способствует увеличению глубины прогрева, продолжи-
тельность нагрева сокращается, явление теплопроводности играет
меньшую роль и перепад температуры в переходной зоне будет
более резким. Общая глубина закаленного слоя (до исходной
структуры) при ускорении нагрева будет уменьшаться преиму-
щественно за счет сокращения зоны неполной закалки.
При нагреве участка поверхности изделия распределение темпе-
ратуры, приведенное на рис. 2.4, имеет место не только по сечению
закаливаемого слоя, но и на поверхности изделия на границе
нагрева. Распределение структур и твердости на границе слоя будет
похожим на распределение их по сечению слоя.
Определение глубины закаленного слоя. В связи с неоднород-
ным распределением структурных составляющих по сечению по-
верхностно закаленного изделия возникает необходимость опре-
деления понятия глубины закаленного слоя хк.
56
Закаленный слой выявляется при рассмотрении макрострук-
туры. После травления закаленный слой обнаруживается в виде
темной каймы по периферии изделия. Границей темной каймы
является переход к исходной твердости и, следовательно, к исход-
ной структуре. Таким образом, макроструктура выявляет слой,
прогреваемый в процессе закалки выше критической точки Аси
т. е. слой, в котором совершаются структурные превращения.
В пределах же такого слоя соотношение мартенситной зоны и
переходной структуры зависит от режима нагрева, причем воз-
можны такие изменения в режиме, при которых глубина слоя,
измеряемая по макроструктуре, будет увеличиваться при одновре-
менном снижении толщины мартенситной зоны.
Конструкторов, задающих технические условия на термиче-
скую обработку изделия, обычно интересует слой равной твер-
дости. Однако такой слой не определяет всех свойств закаленного
изделия. Кроме того, часто при закалке не удается получить
площадки равной твердости: твердость вследствие снижения ско-
рости охлаждения по мере удаления от поверхности постепенно
уменьшается. В то же время общий уровень твердости остается
высоким. Следует также отметить, что при отпуске, закаленного
изделия, когда твердость слоя снижается, толщина зоны равной
твердости может несколько увеличиваться по сравнению с толщи-
ной зоны в закаленном состоянии.
Наиболее удобно и правильно определять глубину закаленного
слоя как расстояние от поверхности до зоны со структурой, содер-
жащей 50% мартенсита. Этот слой наиболее полно характеризует
свойства всей закаленной зоны. Когда закалка производится
с целью упрочнения изделия, разные зоны закаленного слоя
неодинаково влияют на повышение прочности изделия. На проч-
ность существенно влияет слой, содержащий более 50% мартен-
сита. При закалке с целью увеличения износостойкости изделия
наибольший интерес представляет зона максимальной твердости.
Однако- статистический анализ результата исследования многих
деталей показывает, что и в этом случае можно ограничиться
измерением глубины закаленного слоя до зоны с 50% мартенсита.
Зону с 50% мартенсита можно установить по твердости, так как
этот показатель полумартенситной структуры известен для рас-
пространенных марок стали.- На рис. 2.4 и 2.5 глубина закаленного
слоя характеризуется положением точки хк. На рис. 2.7 приведена
зависимость твердости полумартенситной структуры от содержания
углерода в стали. Пользуясь ею, можно по кривой распределения
твердости Нво по сечению изделия определить глубину закаленного
слоя хк. Следует отметить, что приведенные на рис. 2.7 данные
по твердости полумартенситной структуры относятся к структуре,
содержащей кроме мартенсита троостит или троостит с ферритом.
Такая структура получается при частичном распаде аустенита
в верхнем интервале температур вследствие недостаточной ско-
рости охлаждения. При поверхностной закалке глубина прогрева
57
обычно не превышает глубины прокаливаемости, поэтому скорость
охлаждения в переходной зоне оказывается достаточной для
предотвращения распада аустенита в верхнем интервале темпера-
тур и переходная зона, появляющаяся вследствие постепенного
спада температуры нагрева, содержит мартенсит и феррит. Твер-
дость такой структуры должна отличаться от Твердости структуры,
содержащей мартенсит и троостит. Однако это отличие невелико
и пользоваться кривой Нво (рис. 2.7) можно с достаточной для
практики точностью. При глубоких прогревах эта погрешность
становится меньше.
Кривые, приведенные на рис. 2.7, построены для структур зака-
ленных, но неотпущенных углеродистых и легированных сталей.
Низкий отпуск, уменьшающий твердость мартенсита на 2—6 ед.
по HRCa, на твердости полумартенситной зоны сказывается незна-
чительно. Таким образом, эти данные могут быть использованы
и при оценке глубины закаленного слоя после самоотпуска или
низкого отпуска.
Микроструктура и твердость поверхностно закаленного слоя.
При поверхностной закалке стремятся получить слой определенной
глубины со структурой мартенсита. Для этого на заданной глубине
должна быть достигнута температура полной аустенитизации
стали.
Температура полной закалки эвтектоидной стали лишь немного
превышает критическую точку Aclt что облегчает условия получе-
ния однородного аустенита с мелкими зернами. В результате
у эвтектоидной стали чаще всего получают структуру безыголь-
чатого мартенсита. Однако в закаленной стали с исходной струк-
турой грубопластинчатого перлита при травлении часто
выявляется рисунок, напоминающий исходное строение перлита,
в то время как твердость соответствует твердости безыгольчатого
мартенсита.
Рисунок перлита получается прежде всего при неполной закал-
ке стали, когда в стали сохраняются остатки исходной структуры.
Травление пикратом натрия выявляет включения тонких пласти-
нок цементита. Наличие в такой структуре феррита подтверждается
появлением при дальнейшем нагреве остановки или замедления
роста кинетической кривой нагрева в районе магнитного превра-
щения феррита (см. рис. 1.1). При быстрых нагревах включения
цементита могут сохраняться, в то время как феррит полностью
исчезнет, так как процесс образования аустенита заканчивается
при повышенной температуре и аустенит может существовать при
пониженной концентрации углерода.
Другой причиной перлитного рисунка в мартенсите может слу-
жить неравномерность концентрации углерода в аустените после
нагрева. При быстром нагреве грубопластинчатого перлита пре-
вращение перлита в аустенит протекает в широком интервале тем-
ператур и может закончиться при температуре на 30—60° выше
температуры начала превращения в критической точке Ас±. При
58
такой температуре в устойчивом состоянии может находиться
аустенит с различной концентрацией углерода, зависящей от
скорости нагрева (см. рис. 1.5).
Появление игольчатого мартенсита в поверхностных слоях
изделия, изготовленного из высокоуглеродистой стали, свидетель-
ствует о существовании при нагреве повышенной температуры по
сравнению с оптимальной. Однако применение режимов нагрева,
вызывающих образование на поверхности игольчатого мартенсита,
часто оказывается неизбежным, если необходимо получить отно-
сительно большую глубину закаленного слоя. Наличие игольча-
того мартенсита с видимыми участками остаточного аустенита
является недопустимым и свидетельствует о перегреве. В заэвтек-
тоидной стали получение структуры перегрева наиболее вероятно,
что объясняется насыщением аустенита углеродом при частичном
растворении избыточного цементита. Остаточный аустенит сохра-
няется преимущественно возле включений цементита. Стремление
добиться полного растворения избыточного цементита всегда
приводит к перегреву стали, даже если нагрев производится
быстро.
При нагреве доэвтектоидной стали до температуры полной
аустенитизации и нужной степени гомогенизаций аустенита трудно
избежать роста зерен, так как превращение избыточного феррита
протекает главным образом диффузионным путем за счет роста
первичных аустенитных зерен. Закалка приводит к получению
мартенсита разной степени игольчатости — мелко-, средне- и
крупноигольчатого.
В случае быстрого нагрева стали с грубой структурой феррита
или при обработке деталей со сложной поверхностью, когда
затруднительно осуществить равномерный’ нагрев, приходится
мириться с некоторой неоднородностью структуры мартенсита.
Обычно структура разнотравящегося мартенсита получается в
тех случаях, когда применяется достаточно интенсивное охлажде-
ние, чтобы зафиксировать мартенсит в зонах с пониженной кон-
центрацией углерода. При недостаточной интенсивности охлажде-
ния или в отдельных участках при малой концентрации углерода
можно наблюдать пятна троостито-мартенситной структуры, кото-
рые в исходной структуре часто ориентированы по сетке феррита.
Следует отметить, что разобранные случаи неравномерности мар-
тенсита характерны только для стали, имеющей в структуре диф-
ференциальные участки феррита и перлита. Чем грубее исходная
структура, тем труднее добиться при закалке с высокочастотным
нагревом мартенсита равномерного состава. В случаях резко
выраженной полосчатости и скоплений феррита при быстрых
нагревах неизбежна неравномерность концентрации углерода в
аустените, которая исчезает только при заметных перегревах.
Конструкционная легированная сталь обычно менее склонна к
росту зерен аустенита, чем углеродистая. Поэтому к закаленное
структуре такой стали могут быть предъявлены более жесткий
59
требования по етепени игольчатости мартенсита. В структуре
закаленной инструментальной стали должны быть безыгольчатый
мартенсит и включения карбидов. Особенно высокие требования
предъявляются к структуре шарикоподшипниковой стали, рабо-
тающей в тяжелых условиях контактной усталости.
В настоящее время разработана шкала, которая позволяет ту
или иную структуру характеризовать определенным баллом.
При разработке технологии высокочастотной поверхностной
закалки следует устанавливать допустимые баллы микрострук-
туры, причем они могут быть различными в зависимости от исход-
ной структуры стали, сложности формы поверхности, требуемых
свойств закаленного слоя и т. д. Состояние микроструктуры опре-
деляет уровень твердости закаленной стали. Максимальная твер-
дость достигается при полной закалке сталей, структура мартен-
сита которых достаточно равномерна.
На рис. 2.7 приведены кривые поверхностной твердости в зави-
симости от содержания углерода в стали. Эти кривые характерны
как для углеродистой, так и для легированной стали. Максималь-
ная твердость после высокочастотной закалки превышает макси-
мально достижимую после обычной закалки на 2—3 ед. по HRQ,.
Это явление, часто называемое явлением сверхтвердости, пока не
имеет однозначного объяснения.
В некоторых работах указывается, что твердость после поверх-
ностной закалки превышает твердость аналогичной стали после
обычной закалки на 5—10 и более единиц HRC3. Однако такое
различие получается в тех случаях, когда при обычной закалке
не обеспечено получение максимально достижимой твердости.
Если при обычной и поверхностной закалке получается струк-
тура 100%-ного мартенсита, то причиной повышенной твердости
должны быть особенности структурного или напряженного состоя-
ния стали. Эти особенности могут быть вызваны различными фак-
торами. Во-первых, условиями нагрева, обеспечивающими получе-
ние мелкозернистого аустенита с оптимальной степенью субмикро-
скопической неоднородности. Во-вторых, возникновением значи-
тельных сжимающих остаточных напряжений в поверхностном
слое. В-третьих, благоприятными условиями охлаждения, при
которвтх можно полностью или частично предотвратить отпуск
образовавшегося мартенсита в период существования его при
температуре выше 100 °C. Каждый из этих факторов вносит свою
долю в увеличение поверхности мартенсита. Однако при распро-
страненных режимах поверхностной закалки стали третий фак-
тор — частичное или полное подавление распада мартенсита в
период интенсивного закалочного охлаждения — является, по-
видимому, преимущественным. Как указывалось выше (см.
рис. 1.26), мартенсит, полученный при охлаждении интенсивным
душем, сохраняет в твердом растворе углерода в 1,5— 2 раза боль-
ше, чем при охлаждении погружением в воду. Это существенно
отражается на твердости (рис. 2.8). Кривые 1 и 2 относятся к
60
Рис. 2.8. Твердость мартенсита в завися- HRC3
мости от содержания углерода в стали
124]:
1	— нагрев в печи, оСр = 1 °С/с, охлаждение 65
погружением в воду, а9кв « 4000 Вт/(м'.°С);
2	— нагрев такой же, охлаждение водяным
душем, а9кв « 100 000 ВтДм’.'С): 3 — нагрев
индукционный, оср = 100 “С/с, охлаждение
водяным душем, а9кв <•> 100 000 Вт/(м*.°С)
55
закалке образцов толщиной 5 мм
после нагрева в печи. Только за 50
счет увеличения екороети охлаж-
дения твердость повысилась на
2—3 ед. HRCa. После закалки от 4S
индукционного нагрева со скоро-
стью 100 °С/с получен прирост твер-
дости на 1—2 ед. HRCa, по-видимому, за счет измельчения блоч-
ной структуры мартенсита.
Повышение твердости закаленной структуры особенно ощутимо
при импульсной закалке стали, близкой по составу к эвтектоидной.
По-видимому, здесь равносильны два фактора: измельчение блоч-
ной структуры за счет быстрого йагрева с продолжительностью
суммарного времени аустенитизации в десятые и даже сотые доли
секунды и большая интенсивность охлаждения за счет теплоотвода
в массу холодной части детали, которая практически исключает
процесс отпуска образовавшегося мартенсита на последней стадии
охлаждения. На рис. 2.7 приведен уровень твердости, достигаемый
при закалке в импульсном режиме. В практике возможность полу-
чения сверхтвердости может быть использована не всегда. Быстрый
нагрев оказывает положительное влияние на тонкую структуру
мартенсита только при соблюдении оптимальных условий нагрева,
что в заводской практике, как правило, неосуществимо, особенно
при закалке деталей сложной формы. Сжимающие остаточные
напряжения в значительной мере снимаются закалкой с самоот-
пуском или последующим отпуском закаленного изделия.
При объемной закалке с увеличением размеров изделия твер-
дость поверхности уменьшается. Это связано с усилением подвода
теплоты из нагретой сердцевины. При .поверхностной закалке
твердость поверхности не зависит от размеров сечения изделия, так
как сердцевина остается холодной и подвод теплоты практически
отсутствует (рис. 2.9).
Вблизи поверхности возможны некоторые отклонения от нор-
мального хода кривой распределения твердости по глубине зака-
ленного слоя (рис. 2.10). Иногда наблюдается резкое снижение
твердости в тонком поверхностном слое. Причиной такого сниже-
ния чаще всего служит обезуглероживание при предварительной
термической обработке изделия или подстуживании поверхности
при применении воздушного дутья под индуктор.
61
Рис. 2.9. Зависимость поверхностной
твердости стали 40 (------) и стали 50
(------) от диаметра изделия D:
1 — поверхноегная закалка; 2—еквозная
закалка
Рис. 2.10. Возможные ано-
малии в распределении твер-
дости по глубине закален-
ного слоя:
/ — нормальное распределение;
2 — обезуглероживание; 3 —
перегрев поверхности; 4 — не-
достаточное время нагрева
Постепенное увеличение твердости по мере удаления от поверх-
ности для стали с высоким содержанием углерода вызывается
перегревом закаленного слоя, который сопровождается получением
у поверхности грубоигольчатого мартенсита с заметным количе-
ством остаточного аустенита. Удовлетворительная структура
получается лишь на некотором расстоянии от поверхности, где
температура нагрева была нормальной. Перегрев чаще всего связан
с прогревом на значительную глубину, поэтому максимум кривой
твердости может не достичь оптимального для данной стали значе-
ния из-за невозможности создания на большой глубине нужных
условий охлаждения.
Твердость может снижаться сразу же по мере удаления от
поверхности. Это значит, что температура закалки была достиг-
нута только вблизи поверхности.
Структура переходного слоя, т. е. слоя с неполной закалкой,
также зависит от режима и глубины нагрева. При малой глубине
нагретого слоя интенсивное поверхностное охлаждение может
создать на внутренней границе нагретого слоя скорость охлажде-
ния, обеспечивающую получение мартенсита. Тогда структура
переходного слоя доэвтектоидной стали будет состоять из мартен-
сита и феррита. При высоком содержании углерода переходный
слой минимальный, он будет состоять из мартенсита с остатками
исходной перлитной структуры.
Увеличение глубины прогрева приводит к тому, что на внут-
ренней границе слоя скорость охлаждения оказывается недостаточ-
ной для образования мартенсита. В этом случае структура пере-
ходного слоя доэвтектоидной стали будет состоять из феррита и
мартенсита, отороченного каймой сильнотравящегося троостита.
Снижение интенсивности охлаждения или увеличение глубины
62
прогрева может привести к полному отсутствию мартенсита на
границе слоя, а структура переходной зоны будет изменяться от
трооститно-мартенситной до трооститно-ферритной.
В переходной зоне возможны некоторые аномалии в распреде-
лении твердости, проявляющиеся в виде зоны пониженной твер-
дости на границе между переходным слоем и сердцевиной. На
макрошлифе эта зона выявляется в виде светлой полоски рядом
с темной каймой закаленного слоя. Такая зона пониженной твер-
дости имеет место в тех случаях, когда закаливается сталь, под-
вергнутая предварительному улучшению и имеющая исходную твер-
дость, повышенную по сравнению с твердостью стали в отожженном
состоянии. При поверхностном нагреве под закалку в зоне, нагре-
той до температуры, близкой к Лсх, произойдет дополнительный
отпуск с закономерным снижением твердости.
2.2.	ЗАКАЛКА ИЗДЕЛИЙ ИЗ ЧУГУНА
Структурные превращения в металлической основе серого или
ковкого чугуна при нагреве имеют те же закономерности, что и в
стали. Следовательно, при применении быстрого индукционного
нагрева имеют место процессы, описанные в гл. 2. Однако в струк-
туре чугуна находится свободный графит, который при нагреве
может служить источником углерода, что вносит некоторые особен-
ности в закалку.
Закалка перлитного и перлитно-ферритного чугуна. Для за-
калки чугуна с перлитной структурой металлической основы при
нагреве необходимо обеспечить превращение перлита в аустенит.
В сером чугуне из-за наличия в составе металлической основы до
2—2,5%Si интервал критических температур перемещается в
область более высоких температур, причем и в равновесных усло-
виях нагрева превращение перлита в аустенит происходит не при
постоянной температуре, а в интервале температур (в зависимости
от состава чугуна). На тройной диаграмме состояний сплавов желе-
зо—цементит—кремний критический интервал температуры пре-
вращения перлита в аустенит при 2—3% Si составляет 800—
850 °C. Следовательно, температура закалки серого перлитного
чугуна должна быть выше Д50 °C. Если учесть влияние скорости
нагрева, принимая во внимание общие закономерности фазовых
превращений при быстром нагреве, то при поверхностной индук-
ционной закалке может быть принята температура нагрева, равная
850—900 °C.
Мартенсит, полученный после закалки металлической основы,
имеет безыгольчатое строение. При быстрых нагревах возможно
сохранение рисунка перлита. Переходная зона очень небольшая,
что связано с узким интервалом перлитного превращения. Распре-
деление микротвердости металлической основы по глубине закален-
ного чугунного изделия подтверждает это положение: высокая
63
твердость на границе мартенситного слоя резко падает до исходной.
Образование игольчатого мартенсита, вызванное чрезмерно вы-
сокой температурой нагрева, обычно еопровождается появлением
участков аустенита, сосредоточенных по границам графитовых
включений. При нагреве до высоких температур графит частично
растворяется в аустените, насыщая его до концентрации, превы-
шающей концентрацию углерода в эвтектоиде, что способствует
сохранению остаточного аустенита. Поэтому в структуре жела-
тельно иметь некоторое количество феррита, сосредоточенного,
как это обычно и наблюдается, по границам графитовых включе-
ний. В исходной структуре перлитного чугуна практически можно
допустить 5—10% феррита. Такое количество феррита не требует
специального повышения температуры нагрева для выравнивания
концентрации углерода в аустените. Однако и в этом случае в
закаленной структуре трудно избежать появления отдельных
участков остаточного аустенита, количество которых до 5—10%
можно допустить без ущерба для качества закалки.
При наличии феррита больше 10% практически исключается
возможность применения поверхностной закалки. Гомогенизация
аустенита у серого чугуна с такой структурой достигается при
повышенной температуре, зависящей от скорости нагрева. Приме-
нение сравнительно больших скоростей нагрева неизбежно при
поверхностной закалке, поэтому и температура нагрева должна
быть высокой. Это приводит к опасности образования трещин.
Последнее усугубляется еще тем, что в чугуне с повышенным коли-
чеством феррита часто наблюдается неблагоприятное распределе-
ние графитовых включений (междендритный или сетчатый графит)
что, в свою очередь, способствует возникновению трещин при
быстром нагреве и охлаждении. Нежелательной является также
розеточная форма графита. Скопления графитных включений
в виде розеток обычно располагаются на фоне феррита. При закалке
в этих местах образуются мягкие пятна.
Так как структура серого чугуна в значительной мере зависит
от размеров изделия и условий изготовления отливки, трудно зара-
нее точно определить нужный химический состав. Для большинства
деталей машиностроения, имеющих сравнительно небольшие раз-
меры, суммарное содержание углерода и кремния должно быть в
пределах 4,7—5,5%. В этом случае обеспечивается получение не-
обходимой структуры металлической основы. Количество связан-
ного углерода не должно быть меньше 0,6%.
Качество произведенной термической обработки характеризует
распределение твердости по сечению закаленного слоя, полученное
при замере микротвердости металлической основы. Усредненная
твердость с учетом влияния графитовых включений значительно
ниже: обычно она составляет 44—52 HRC3 в зависимости от коли-
чества, формы и величины графитовых включений. Крупные
хлопья графита наиболее сильно снижают значения усредненной
твердости.
64
Структура высокопрочного чугуна отличается от структуры
обычного серого чугуна характером графитовых включений, кото-
рые имеют глобулярную форму. Это обусловливает меньшую склон-
ность такого чугуна к растрескиванию при термической обработке:
допустимы более высокие температуры и большие скорости охлаж-
дения, чем при закалке обычного литейного чугуна. Феррит в
исходной структуре металлической основы высокопрочного чугуна
окаймляет графитовые включения. При нагреве под закалку насы-
щение ферритных участков происходит не только за счет углерода
аустенита, но и за счет включений графита. В переходной зоне,
где закалка неполная, включения графита окаймляются сначала
слоем мартенсита, а затем феррита. В закаленном слое мартенсит
имеет безыгольчатое или мелкоигольчатое строение. Усредненная
твердость закаленного высокопрочного чугуна обычно находится
в пределах 52—57 HRC3.
При закалке деталей сложной формы из серого и высокопроч-
ного чугуна встречаются затруднения. Местные чрезмерные пере-
гревы в выточках, вблизи отверстий, в тонких сечениях и т. п.
неизбежно приводят к образованию трещин и даже к оплавлению
кромок. Технология изготовления таких деталей строится с учетом
этих особенностей.
Закалка ферритного и ферритно-перлитного чугуна. Из феррит-
ных и ферритно-перлитных чугунов закалке с применением высоко-
частотного нагрева подвергаются ковкий и высокопрочный чугун.
Для получения высокой твердости закаленного слоя в твердом
растворе необходимо иметь около 0,45—0,6% С. Поэтому в про-
цессе нагрева добиваются растворения свободного графита в аусте-
ните и образования в железе твердого раствора углерода нужной
концентрации. Благодаря округленной и гнездообразной форме
графита в высокопрочном и ковком чугуне снижается склонность
к образованию трещин при закалке. Это дает возможность осущест-
влять закалку таких сортов чугуна от повышенных температур и
позволяет иметь в исходной структуре металлической основы
повышенное количество феррита. Отметим, что, несмотря на округ-
ленную форму графита, высокопрочный чугун все же склонен к
образованию закалочных трещин. Наличие в структуре фосфидной
эвтектики — твердой и хрупкой составляющей с низкой темпера-
турой плавления — повышает опасность образования трещин.
Содержание фосфора свыше 0,2% следует считать недопустимым.
При поверхностной закалке ферритного чугуна для растворения
необходимого количества графита требуются высокие температуры,
близкие к температурам начала плавления чугуна. Такой нагрев
неизбежно приводит к значительной неравномерности концентра-
ции углерода в металлической основе и скоплению масс остаточ-
ного аустенита возле включений графита. Для того чтобы умень-
шить возможность образования структуры с большим количеством
остаточного аустенита, а значит, иметь равномерное распределение
углерода в твердом растворе нужной концентрации, приходится
3 Головин Г. Ф. н др.	65
уменьшать скорость нагрева. Это, по еущеетву, приводит к невоз-
можности получения у деталей из ферритного чугуна небольших
слоев поверхноетной закалки — прогрев производится на относи-
тельно большую глубину.
2.3.	ЗАКАЛКА ПРИ ГЛУБОКОМ НАГРЕВЕ
Поверхностная закалка может быть получена не только при
нагреве слоя необходимой глубины, но и при более глубоком, в том
числе и при сквозном, нагреве. Использование высокочастотного
нагрева, вероятно, наиболее рационально для глубокого поверх-
ностного или местного нагрева, хотя в отдельных случаях может
оказаться целесообразным и сквозной индукционный нагрев всего
изделия. В дальнейшем нагрев для поверхностной закалки на
глубину, существенно большую, чем необходимая глубина твер-
дого закаленного слоя, будем называть глубоким нагревом.
Эффект получения твердого закаленного слоя, толщина которого
меньше глубины нагрева, получается, в частности, за счет непол-
ной прокаливаемости стали. Для наиболее широко используемой
для высокочастотной закалки стали марок 40 и 45 глубина прока-
ливаемости при охлаждении водяным душем достаточно велика и
равна 3—6 мм до слоя с 50% мартенсита. Вследствие этого метод
закалки с глубоким нагревом для этих сталей может быть исполь-
зован лишь для изделий достаточно большого размера. Примерно
такой же прокаливаемостью обладают и другие марки углеродистой
стали. Для получения более тонких твердых слоев при глубоком
нагреве разработаны особые стали пониженной, или регламенти-
рованной, прокаливаемости, что позволило создать новые техноло-
гические процессы и получить изделия, сочетающие высокую твер-
дость поверхностного слоя с повышенной твердостью и прочностью
подкоркового слоя [42].
В ряде случаев целесообразно применение глубокого нагрева
для закалки цементованных изделий, у которых различие в твердо-
сти и других механических свойствах слоя и сердцевины дости-
гается за счет различия в содержании углерода.
Закалка изделий из стали с ограниченной и регламентирован-
ной прокаливаемостью. Поверхностная закалка с глубоким на-
гревом для изделий из стали с ограниченной прокаливаемостью
в первую очередь применяется для шестерен малого модуля, порш-
невых пальцев и других изделий, обычная поверхностная высоко-
частотная закалка которых связана с трудностью равномерного
нагрева закаливаемой поверхности. Главные особенности метода
заключаются в следующем [42]. Для изготовления деталей исполь-
зуется сталь с 0,5—0,8% С, которая за счет минимального содержа-
ния кремния и марганца, а также введения небольших количеств
титана имеет очень низкую прокаливаемость, дающую при глубо-
ком или сквозном нагреве слой высокой твердости (1—2 мм).
При высокочастотном нагреве упрочняемые элементы, например
зубья шестерен, нагреваются насквозь до температуры закалку.
66
Такой нагрев 'требует значительно меньшей мощности, чем поверх-
ностный нагрев. В зависимости от необходимой глубины прогрева
применяют удельные мощности 0,05—0,2 кВт/сма. При закалке
высокоинтенсивный душ обеспечивает быстрое и равномерное
охлаждение поверхности, что позволяет в ряде случаев заменять
цементацию поверхностной закалкой. При этом возможна замена
дорогой легированной стали дешевой сталью пониженной прокали-
ваемости. Закалка с глубоким нагревом при условии мелкой
исходной структуры и правильной температуры закалки позволяет
получить особо мелкие зерна аустенита (балл 11—12) и, следова-
тельно, очень мелкоигольчатый мартенсит. После низкого отпуска
удается получить высокие механические свойства закаленного
слоя и сердцевины.
К недостаткам метода следует отнести: трудности производства
стали ограниченной прокаливаемости; существенное увеличение
прокаливаемости стали при перегреве, что может быть причиной
нестабильности результатов закалки; возможность получения мяг-
ких пятен при недостаточно резком охлаждении отдельных участ-
ков поверхности (последнее существенно при закалке деталей
сложной формы).
Состав стали пониженной прокаливаемости марки 55ПП был
приведен в табл. 1.5.
Стали регламентированной прокаливаемости имеют значительно
большую, чем сталь 55ПП, но определенную прокаливаемость.
Сталь, названная 45РП (регламентированной прокаливаемости),
соответствует заводским маркам 47ГТ и 45Г, применяется для
деталей толщиной или диаметром 40—50 мм. Химический состав
стали приведен в табл. 1.5.
При глубоком нагреве должны быть получены мелкие зерна
аустенита для обеспечения как необходимой прокаливаемости, так
и структуры мелкоигольчатого мартенсита. Скорость нагрева в
"области фазовых превращений должна быть сравнительно низкой
(2—10°С/с), а скорость нагрева до температуры превращения
может быть выше. В некоторых случаях целесообразна изотерми-
ческая выдержка. Разработаны и применяются программные регу-
ляторы режима нагрева.
Охлаждение в процессе закалкц с глубоким нагревом является
очень ответственным этапом. Охлаждение водяным душем или
водяным потоком со скоростью около 10 м/с должно быть интенсив-
ным и равномерным. Интенсивное охлаждение не только обеспечи-
вает полную закалку поверхностного слоя, но и упрочняет сердце-
вину. Наличие упрочненной сердцевины со структурой троостита
и сорбита закалки с твердостью 300—350 НВ, ов = 1100 ч-
4- 1300 Н/мма, <тт = 800 4- 900 Н/мма, ф = 45 4- 50% и KCU =
= 60 ч- 70 Дж/см2 для ряда деталей оказывается весьма полезным.
Увеличение прочности сердцевины значительно повышает общую
прочность поверхностно закаленных деталей при изгибе и круче-
нии, а также их усталостную прочность.
3*
67
Однако условия работы изделий могут быть более сложными,
чем условия испытаний на изгиб и выносливость, вследствие чего
возможны случаи, когда для сердцевины более важным оказы-
вается не повышение прочности, а высокие пластичность и вязкость.
В этих условиях цементованные и правильно обработанные детали
из легированной, в частности хромоникелевой, стали могут ока-
заться прочнее и надежнее, чем детали из стали с пониженной
прокаливаемостью.
В настоящее время поверхностная закалка при глубоком на-
греве успешно применяется на заводах машиностроения для шесте-
рен среднего модуля, поршневых пальцев, полуосей и некоторых
других деталей автомобилей. Новый метод обработки обеспечивает
возможность поверхностной закалки шестерен модуля с т =
= 6,5 мм по контуру зуба. Твердость на поверхности 58—62 HRCg,
твердость сердцевины зуба 30—40 HRCg. Успешно закаливают
также полуоси автомобиля диаметром 48 мм из стали 45РП. Глу-
бина слоя мартенсита составляет 7,0—7,5 мм. Полуоси после за-
калки проходят отпуск при 250 °C, после чего твердость поверх-
ностного слоя составляет 52—55 HRCg, а твердость сердцевины
300—350 НВ.
Высокочастотная закалка цементованных изделий. В настоя-
щее время ряд автомобильных и тракторных заводов используют
индукционный метод нагрева для закалки деталей, изготовленных
из углеродистой и легированной цементуемой стали и прошедших
обычную цементацию в газах или твердых карбюризаторах.
При высокочастотной закалке цементованных деталей удается
полностью избежать закалки зон детали, предназначенных для
механической обработки, например внутренней части шестерен,
а в ряде случаев существенно снизить деформацию при закалке.
Благодаря высокому содержанию углерода на поверхности
цементованные детали по твердости и сопротивлению изнашиванию
не уступают деталям после цементации и обычной закалки.
Выполнение операции поверхностного высокочастотного на
грева в этом случае значительно облегчается по сравнению с обыч-
ной поверхностной закалкой вследствие возможности применения
нагрева на глубину, большую, чем цементованный слой, без риска
охрупчивания изделий. После закалки высокую твердость при-
обретает лишь цементованный слой. Прогрев сердцевины или части
сердцевины до температур закалки приводит к повышению твер-
дости и прочности при закалке в ограниченных пределах, причем
сохраняется достаточная пластичность и вязкость этих зон.
Хорошие результаты могут быть получены при нагреве на такую
глубину, которая обеспечивает закалку всего цементованного
слоя и подкалку части сердцевины. У шестерни, например, можно
целиком прогревать весь зуб и прилегающую к зубу часть венца,
не считаясь с неравномерностью прогрева по глубине. Охлаждение
деталей в этом случае может производиться в масляном баке, а
также водяным или масляным душем. При сравнительно неглубо-
68
ком прогреве скорость охлаждения почти не влияет на деформацию
и образование трещин.
Из автомобильных цементуемых деталей проходят высокочас-
тотную закалку следующие: шестерни коробки скоростей (сталь
12Х2Н4А); шаровой палец (сталь 12ХНЗА); ось блока шестерен и
ось паразитной шестерни (сталь 15Х); ось педали, кривошип регу-
лятора, валик, распорная втулка (стали 15 и 20) и др.
Детали после цементации и высокочастотной поверхностной
закалки обеспечивают получение высокой твердости — во многих
случаях в пределах 58—62 HRCa, а также вполне удовлетвори-
тельную структуру и свойства цементованного слоя. В связи
с местным характером нагрева при высокочастотной закалке
возможно некоторое повышение температуры нагрева, в частности
для устранения цементитной сетки.
Н. М. Бодяко показал возможность повышения качества це-
ментованных деталей при замене обычной закалки на высоко-
частотную [9]. Изучено влияние на структуру и свойства ско-
рости охлаждения после цементации дополнительной термической
обработки и параметров высокочастотной закалки. Показано, что
при соблюдении определенных условий и правильном выборе
параметров высокочастотная закалка приводит к повышению
ряда, свойств цементованных изделий по сравнению с закалкой
при обычном нагреве в печах. В частности, возможно повышение
ударной вязкости на образцах без надреза, а также повышение
твердости, предела выносливости, предела прочности на изгиб.
2.4.	НАПРЯЖЕНИЯ И ДЕФОРМАЦИИ
Условия возникновения и существования внутренних напря-
жений. Внутренние напряжения в изделиях появляются при
нагреве, охлаждении и некоторых видах обработки в результате
неоднородного изменения объема смежных участков металла.
Благодаря сплошности металла и, следовательно, невозможности
произвольного изменения объема эти участки претерпевают упру-
гую деформацию и оказываются напряженными, причем величина
и знак напряжений зависят от величины упругих деформаций.
Для оценки влияния внутренних напряжений на поведение
изделия особенно важно знать распределение напряжений в макро-
объемах, т. е. знать знак и величину напряжений первого рода.
Действительное напряженное состояние элемента объема ха-
рактеризуется группой действующих иа него векторов напряже-
ний, которые могут быть сведены к трем главным векторам,
расположенным взаимно перпендикулярно в трех плоскостях.
Для цилиндрического изделия главными- напряжениями будут
напряжения радиальные, осевые и тангенциальные. Исследова-
ние напряжений сводится к определению главных векторов на-
пряжений.
В процессе термической обработки стальных изделий возни-
кают два вида напряжений: 1) тепловые, или термические, вызваи-
69
ные неравномерностью распределения температуря по сечению
изделия или при зональных нагревах; 2) структурные, или фазо-
вые, которые возникают вследствие того, что фазовые превраще-
ния протекают неодновременно во всем объеме. Оба вида напря-
жений могут быть как временными, так и остаточными. Временные
напряжения возникают в процессе термической обработки. Оста-
точные сохраняются после окончания обработки и являются
следствием имеющих место в процессе термической обработки
зональных пластических деформаций. Временные напряжения
не определяют свойств термически обработанных изделий, но
об их величине и знаке (растягивающие или сжимающие) можно
судить по возникновению закалочных трещин и деформации из-
делия. Остаточные напряжения в значительной мере влияют на
механические свойства изделий, поэтому важным является зна-
ние их величины и знака. Существующие методы исследования
остаточных напряжений позволяют с достаточной точностью опре-
делить величину и характер распределения остаточных напряже-
ний только в изделиях простой формы — цилиндрических, пло-
ских. Поэтому основные закономерности устанавливаются обычно
на таких изделиях и количественную оценку напряженного
состояния сложного изделия оказывается возможным сделать
только приближенно. При этом учитывается, что в каждом сече-
нии изделия остаточные напряжения, сжимающие и растягиваю-
щие, должны быть уравновешены. Подробные исследования оста-
точных напряжений, возникающих при высокочастотной поверх-
ностной закалке, выполнены во ВНИИ ТВЧ им. В. П. Вологдина.
Исследован механизм возникновения внутренних остаточных на-
пряжений после термической обработки. Рассмотрены также
условия возникновения остаточных напряжений при поверх-
ностной закалке с нагревом токами высокой частоты. На основе
результатов многих работ, посвященных изучению распределения
остаточных напряжений в поверхностно закаленных изделиях,
может быть представлена следующая схема возникновения тепло-
вых и структурных остаточных напряжений при поверхностном
нагреве и закалке цилиндрического изделия.
Тепловые напряжения возникают в начале нагрева за счет
объемного расширения нагреваемого наружного слоя. Благодаря
связи этого слоя с относительно холодной сердцевиной расширение
его может быть только односторонним — в радиальном направле-
нии. В осевом и тангенциальном направлениях расширение не-
возможно и эти размеры остаются почти без изменения. Таким
образом, нагретый слой оказывается как бы деформированным
в этих направлениях, сжатым, а следовательно, и напряженным,
причем внутренние сжимающие напряжения пропорциональны
степени упругой деформации. Если температура нагрева невелика
и сжимающие напряжения не -Превосходят предела упругости
материала, то после охлаждения изделие возвратится к исходным
размерам и внутренние напряжения будут сняты.
70
Рис. 2.11. Схема возникновения теп-
ловых напряжений: а — начало ох-
лаждения; б — конец охлаждения;
I и II — зоны нагрева
Рис. 2.12. Тангенциальные остаточные
напряжения (от) в поверхностно зака-
ленном цилиндре диаметром 39 мм из
железа Армко (0,04% С); температура
закалкн 880—900 °C
При закалке температура нагрева высокая и материал пла-
стичен. Предел упругости стали, нагретой выше 550—600 °C,
очень мал, и возникшие в начале нагрева значительные внутрен-
ние-напряжения оказываются больше предела упругости. Горя-
чий слой претерпевает пластическую деформацию. Можно счи-
тать, что после нагрева внутренние напряжения в поверхностном
слое почти полностью снимаются.
При резком охлаждении поверхностный слой начинает быстро
сокращаться в объеме. Этому сокращению будут препятствовать
внутренние близлежащие слои, которые остывают медленнее.
Возникают внутренние напряжения. Так как материал в первый
момент охлаждения еще горячий и предел упругости его низкий,
под влиянием внутренних напряжений поверхностный слой пла-
стически деформируется — растягивается в тангенциальном и
осевом направлениях. Объем слоя становится несколько больше,
чем это могло быть при свободном сокращении.
Начиная с некоторого момента охлаждения, пластическая
деформация в охлаждающемся поверхностном слое будет затруд-
нена: вследствие теплового сокращения он будет сжимать сердце-
вину, создавая в ней напряжения сжатия. Поверхностные слои
будут, в свою очередь, испытывать напряжения растяжения
(рис. 2.11, а).
При резком охлаждении нагретый слой охлаждается неодно-
временно, поэтому характер распределения напряжений меняется
во времени. Когда наружная корка делается холодной и перестает
сокращаться в размерах, более глубокие слои металла продол-
жают охлаждаться и сокращаться. Сокращающиеся слои;стяги-
вают наружную твердую корку, ослабляя в ней растягивающие
напряжения. Максимум растягивающих напряжений смещается
от поверхности в глубь изделия. После относительно глубокого,
71
а также еквозного прогрева еокращение внутренних елоев пол-
ностью снимает раетягивающие напряжения в поверхностном
слое и вызывает в нем остаточные напряжения сжатия (рис. 2.11, б).
Такое представление о роли тепловых напряжений подтверждается
опытом закалкн образцов из железа Армко с 0,04% С (рис. 2.12).
При малой глубине прогрева возможно сохранение на поверх-
ности или вблизи нее растягивающих тепловых напряжений.
Структурные напряжения также возникают в процессе на-
грева и охлаждения стали. При нагреве их появление связано
с уменьшением удельного объема металла при превращении пер-
лита и феррита в аустенит. Однако эти напряжения невелики,
так как при высоких температурах металл уже при небольших
напряжениях претерпевает пластическую деформацию. Можно
считать, что после нагрева структурные напряжения так же, как
и тепловые, почти полностью снимаются и ие определяют конеч-
ного распределения остаточных напряжений в закаленном изделии.
В процессе охлаждения структурные напряжения возникают
в момент превращения аустенита в мартенсит, так как это превра-
щение сопровождается значительным увеличением удельного
объема. Образование мартенсита происходит при понижении
температуры до 300—200 °C, когда материал непластичен и имеет
высокий предел упругости, поэтому появление в поверхностном
слое изделия мартенсита сразу вызывает большие внутренние
напряжения. Наружная корка как бы стремится оторваться от
сердцевины. Однако, будучи связанной с сердцевиной, она испы-
тывает напряжения сжатия. В свою очередь, в сердцевине воз-
никают напряжения растяжения (рис. 2.13, а).
По мере развития процесса в глубь изделия изменяется перво-
начальное распределение структурных напряжений. При увели-
чении удельного объема металла, лежащего в более глубоких
слоях, будет растягиваться наружная корка, что приведет к сни-
жению в ней первоначальных сжимающих напряжений. Макси-
мум сжимающих напряжений будет смещаться от поверхности
в глубь изделия. При большой глубине нагрева, в частности при
сквозном нагреве, возможно не только полное снятие сжимающих
напряжений в поверхностном слое, но даже возникновение растя-
гивающих напряжений. При поверхностной закалке можно счи-
тать, что растягивающие структурные напряжения на поверх-
ности не появляются. Конечная картина их распределения соот-
ветствует рис. 2.13, б.
Таким образом, действие структурных объемных изменений
противоположно по знаку действию тепловых напряжений. Однако
последние имеют место в процессе охлаждения в слое, нагретом
выше 550—600 °C (зоны I и //), в то время как фазовые превраще-
ния протекают только в слое, нагретом выше температуры эвтек-
тоидного превращения (зона I). Полной компенсации тепловых и
структурных напряжений к концу процесса, как правило, не
наблюдается.
72
Рис. 2.13. Схема возникновения структурных
напряжений: а — начало мартенситного пре-
вращения; б — конец превращения;
/ — зона, нагретая до закалочной температуры;
II -- зона, нагретая выше температуры Аг
На рис. 2.14 приведена суммарная
кривая распределения остаточных на-
пряжений по сечению поверхностно
Рис. 2.14. Суммар-
ное распределение
остаточных напря-
жений в поверх-
ностно закаленном
изделии (хк — глу-
бина закаленного
слоя);
/ — зона повышен-
ной твердости; II —
закаленного изделия. Такой харак-	3°на,55Воа-Рбоо °свыше
тер распределения наблюдается для
тангенциальных и осевых остаточных напряжений. Радиальные на-
пряжения всегда растягивающие; на поверхности они равны нулю,
на границе закаленного слоя достигают максимального значения,
а затем снова уменьшаются. Радиальные напряжения обычно
бывают невелики, на свойства изделия влияют мало, поэтому
наиболее тщательно изучены осевые и тангенциальные остаточные
напряжения.
Общая картина распределения остаточных напряжений в по-
верхностно закаленном цилиндре представлена на рис. 2.15. При-
ведены эпюры распределения трех главных векторов напряжений:
тангенциальных ат, осевых стос и радиальных сгн. Значения на-
пряжений получены на образцах из стали 45 диаметром 65 мм при
глубине закаленного слоя 5 мм. Как видно из графика, для осевых
и тангенциальных остаточных напряжений характерны не только
одинаковое распределение по сечению цилиндра, но и близость
их абсолютных значений. Особенно это относится к области растя-
гивающих напряжений, поэтому об их величине часто судят по
данным измерения только одного вектора. Такой близости значе-
ний может не быть при поверхностной закалке деталей, у которых
ярко выражен один из размеров (диаметр или высота).
При закалке изделий простой формы значения остаточных
напряжений могут быть рассчитаны приближенно [9]. Методика
такого расчета учитывает тепловое объемное расширение стали
в соответствии с распределением температуры по сечению нагре-
73
Рис. 2.15. Распределение трех главных векторов остаточ-
ных напряжений (оц, Ог>с, оп) в образце диаметром 05 мм
из стали 45
того изделия, а также линейную деформацию, связанную с уве-
личением удельного объема при мартенситном превращении.
При расчете по приближенным формулам было получено вполне
удовлетворительное совпадение расчетных кривых с опытными
(рис. 2.16).
В практике поверхностной закалки деталей машин часто
встречается зональная закалка участков, наиболее подверженных
изнашиванию. На поверхности изделия образуется граница между
закаленным и незакаленным участками. При зональной закалке
необходимо знать распределение остаточных напряжений по по-
верхности изделия, и особенно на границе закаленного участка.
На рис. 2.17 приведено характерное распределение твердости
и остаточных напряжений на поверхности закаленного образца
диаметром 65 мм. Температура нагрева при закалке составляет
880—900 °C. Общее время нагрева 4,5 с. Из графика видно, что
остаточные напряжения сжатия вблизи границы участка закалки
постепенно снижаются и переходят в растягивающие напряжения,
максимум которых располагается в незакаленной зоне на некото-
ром расстоянии от границы закалки и достигает 150—200 Н/мм2.
74
Рис. 2.16. Распределение танген-
циальных остаточных напряжений
в образце диаметром 65 мм из стали
45. Глубина закаленного слоя х„ =
= 4,5 мм:
1 — тепловые; 2 — структурные; 3 —
суммарные расчетные напряжения
(Г. К. Шрейбер, А. Г. Каи); 4 —
суммарные экспериментальные напря-
жения
О 10 20 30 40 50 60 70 80
Длина образца,мм
Рис. 2.17. Распределение твердости
и остаточных напряжений от и аос
иа поверхности цилиндрического
изделия с местной закалкой из стали
45 диаметром 65 мм при частоте
тока 8000 Гц
Такой характер распределения
остаточных напряжений опре-
деляется тепловыми объемными изменениями, что подтверждается
исследованиями образцов из железа Армко (рис. 2.18), закален-
ного по тому же режиму, что
Сопоставление графиков,
приведенных на рис. 2.17 и
2.18, показывает, что растя-
гивающие остаточные напря-
жения проявляются на гра-
нице нагретого участка, где
нагрев осуществлялся на не-
большую глубину и где темпе-
ратура поверхности не дости-
гает температуры закалки.
Факторы, определяющие
величину и характер остаточ-
ных напряжений. Величина и
распределение остаточных
напряжений зависят от мно-
гих факторов: твердости и
и образец, описанный на рис. 2.17.
точных напряжений иа поверхности по
длине I цилиндрического образца диамет-
ром 65 мм из железа Армко (0,04% С);
температура закалки 880 °C
75
точных напряжений от диа-
метра D изделия при одина-
ковой глубине закаленного
слоя (хк = 2,5 мм), полу-
ченных при газопламенной
закалке (X. Бюлер):
/ — (Тод в сердцевине; 2 — О/
в сердцевине; 3 — аос в зака-
ленном слое; 4 — от в закален-
ном слое
глубины закаленного слоя; режима на-
грева и охлаждения; качества матери-
ала; распределения закаленного слоя на
поверхности изделия. При изучении ос-
таточных напряжений эти факторы труд-
но разделить, однако на основе матери-
ала, полученного в ряде работ, можно
установить некоторые закономерности.
Исследование остаточных напряже-
ний при различных глубинах закалки
показывает, что по мере увеличения глу-
бины закаленного слоя пик растягиваю-
щих напряжений смещается к центру,
что является благоприятным фактором.
Однако при некоторой глубине закален-
ного слоя полезные сжимающие напря-
жения вблизи поверхности начинают
снижаться и при значительных глубинах
этого слоя сжимающие остаточные на-
пряжения на поверхности могут быть
очень небольшими.
Для каждого размера изделия су-
ществуег определенная глубина зака-
ленного слоя, при которой сжимающие
остаточные напряжения еще не начи-
нают снижаться, в то время как пик рас-
тягивающих напряжений удален от поверхности на значительное
расстояние. У деталей машин небольшого и среднего размеров
благоприятное распределение остаточных напряжений наблю-
дается в том случае, когда общая глубина закаленного слоя со-
ставляет 10—20% от радиуса изделия. У крупных деталей это
соотношение может быть меньше.
При одинаковой глубине закаленного слоя численное значение
остаточных напряжений будет зависеть от размера изделия.
На основании анализа многих данных по исследованию напряже-
ний в поверхностно закаленных изделиях при нагреве ТВЧ, а
также по аналогии с результатами исследования изделий, зака-
ленных при нагреве кислородно-ацетиленовым пламенем [9],
можно сделать вывод, что при одинаковой глубине закаленного
слоя с увеличением размера изделия растут сжимающие остаточ-
ные напряжения в поверхностном закаленном слое и снижают-
ся растягивающие напряжения в незакаленной сердцевине
(рис. 2.19).
На распределение остаточных напряжений по глубине зака-
ленного слоя влияет распределение в нем твердости, т. е. соот-
ношение глубины мартенситного слоя и переходной зоны от зака-
ленного слоя к исходной структуре. При резком спаде твердости
на границе слоя получается такое распределение напряжений,
76
Таблица 2.2
Режимы нагрева, твердость и глубина закаленного слоя
поверхностно закаленных образцов
Часто- та тока, Гц	Мощ- ность, кВт	Время нагре- ва, с	Темпе- ратура поверх- ности, °C	Твердость поверхности HRCg	Общая глу- бина закален- ного слоя, мм	Глубина закаленного слоя, содер- жащего бо- лее 50% мартенсита, мм
8000	140	3,0	890—900	64	2,3	1,8
8000	ПО	4,5	880—900	63	3,3	2,9
8000	80	8,0	870—900	63	5,0	3,5
8000	60	13,0	870—900	64	6,7	3,9
2500	65	15,0	870—890	64	4,0	3,2
при котором максимум растягивающих напряжений располагается
вблизи закаленного слоя, очень близко от поверхности. Роль
сжимающих напряжений в упрочнении изделия оказывается
ничтожной, так как разрушение начинается под слоем, в месте
максимума растягивающих напряжений. При очень широкой пере-
ходной зоне опасные растягивающие напряжения меньше, чем
при узкой, и удалены от поверхности, однако полезные сжимаю-
щие напряжения на поверхности также снижаются. Оптимальным
соотношением можно считать такое, при котором ширина переход-
ной зоны составляет 25—30% от глубины закаленного слоя.
Режим нагрева существенно влияет на распределение остаточ-
ных напряжений по поверхности изделия. В табл. 2.2 приведены
режимы нагрева под закалку, твердость и глубина закаленного
слоя для нескольких образцов диаметром 65 мм из стали 45. По мере
увеличения общей глубины закаленного слоя, а значит, увеличе-
ния глубины прогрева максимальные сжимающие напряжения
в середине закаленного слоя растут. В данном случае не было
достигнуто соотношения глубины слоя и радиуса, при дальнейшем
увеличении которого сжимающие напряжения в слое начинают
снижаться. Можно также отметить смещение максимума растяги-
вающих напряжений от поверхности по мере увеличения глубины
прогрева. Влияние подогрева образцов перед поверхностной за-
калкой на остаточные напряжения изучалось на образцах из
стали 45 [9]. Предварительный подогрей способствует уменьше-
нию растягивающих напряжений в сердцевине и сдвигу макси-
мума этих напряжений к центру изделия.
На величину остаточных напряжений влияет исходная струк-
тура стали. Исследования стали 45 показали, что в улучшенном
состоянии с увеличением твердости сердцевины растут растяги-
вающие напряжения под закаленным слоем. Это относится как
к осевым, так и к тангенциальным остаточным напряжениям.
Такое явление можно объяснить высоким пределом упругости
стали с повышенной твердостью.
77
Рис. 2.20. Схема возникновении
остаточных напряжений а при
поверхностной закалке;
Совтав и ивходвая структура ста-
ли влияют на теплоустойчивость, т. е.
на температуру, до которой сохраня-
ется высокое значение предела теку-
чести стали, и температуру начала
мартенситного превращения, при ко-
торой происходит изменение удель-
ного объема металла, изменяющее ха-
рактер напряженного состояния.
Влияние этих факторов на величину
остаточных напряжений схематиче-
ски может быть представлено сравни-
тельными кривыми изменения внут-
ренних напряжений по мере нагрева
и охлаждения образца, закреплен-
ного в жестком каркасе (рис. 2.20).
В начале нагрева вследствие тепло-
вого объемного расширения в образ-
1 - среднеуглероднстая сталь; 2 - це ВОЗНИКЗЮТ СЖИМЭЮЩИе НЭПряЖв-
высокоуглеродистая сталь; 3 —	1
среднеуглеродистая легированная НИЯ, уВвЛИЧИВЭЮЩИвСЯ С ВОЗрЯСТЗ”
сталь; бдение °ХЛа’ Нием Температуры. При Некоторой
температуре сталь начинает терять
упругие свойства и напряжения снижаются. При темпе-
ратуре 750—800 °C напряжения полностью снимутся, чему способ-
ствуют структурные превращения, идущие с образованием аусте-
нита. В период охлаждения сталь быстро приобретает упругие
свойства и в образце возникают растягивающие напряжения,
которые растут до момента, при котором начнутся превращения
с образованием мартенсита. Резкое увеличение удельного объема
металла при образовании мартенсита вызовет напряжения сжа-
тия в металле. Кривые 1 и 2 (рис. 2.20), относящиеся к углероди-
стой стали, совпадали практически до конца нагрева. Среднеуг-
леродистая сталь сохраняет прочность до более высокой темпе-
ратуры, однако к концу нагрева напряжения снимаются. При рез-
ком охлаждении фазовые превращения с образованием мартен-
сита начинаются прежде всего в среднеуглеродистой стали.
В высокоуглеродистой стали этот процесс начинается при более
низкой температуре, поэтому кривая 2 для этой стали смещена
влево. Поскольку объемный эффект мартенситного превращения
у высокоуглеродистой стали больше, чем у доэвтектоидной,
конечные значения сжимающих напряжений приблизительно оди-
наковы. В легированной стали мартенситное превращение проис-
ходит при еще более низкой температуре, что приводит к получе-
нию пониженного значения конечных сжимающих напряжений
(кривая 3).
Остаточные напряжения в районе галтели изучались на ци-
линдрических образцах из стали 45. Диаметр меньшего ци-
линдра — 65 мм, большего — 100 мм, радиус галтели 5 мм. Уча-
78
Таблица 2.3
Результаты измерения остаточных напряжений
в образцах диаметром 65 мм с галтелью
№ образца	Место измерения	xQ, мм	Расстояние от закален- ного слоя, мм			Остаточные напря- жения, Н/мм*	
			до бурта	до сере- дины гал- тели	до точки измере- ния	°т	°ос
3	Г алтель	7,5	5,0	2,5	2,5	—290	— 170
4	Шейка	7,5	8,0	5,5	2,0	— 150	—60
4	Галтель	7,5	8,0	5,5	5.0	—50	0
5	Шейка	.7,5	10,0	7,5	3,0	0	0
5	Галтель	7,5	10,0	7,5	7,0	+260	+ 120
6	Шейка	7,5	12,0	9,5	2,0	— 180	0
6	»	7,5	12,0	9,5	6,0	+ 100	+ 40
6	Галтель	7,5	12,0	9,5	9,0	+60	+80
11	»	4,5	5,0	2,5	2,5	— 170	— 170
12	Шейка	4,5	8,0	5,5	2,0	—220	—40
12	Галтель	4,5	8,0	5,5	5,0	0	+ 40
13	Шейка	4,5	10,0	7,5	3,0	—70	0
13	Г алтель	4,5	10,0	7,5	7,0	+210	+ 100
14 '	»	4,5	12,0	9,5	9,0	+ 120	+50
Примечание. xQ — общая глубина закаленного слоя.
1
сток образца диаметром 65 мм закаливался на глубину 4,5 мм при
частоте тока 8000 Гц и на глубину 7,5 мм — при частоте 2000 Гц.
Напряжения исследовались методом вырезки столбиков и из-
мерения деформации кристаллической решетки рентгеновским
методом. Анализ полученных данных (табл. 2.3) показывает, что
ггри максимальном приближении закаленного слоя к галтели
можно создать благоприятные сжимающие напряжения в этой
зоне (образцы 3, 4, 11, 12). По мере удаления границы закален-
ного слоя от галтели сжимающие напряжения снимаются и пере-
ходят в растягивающие, максимум которых достигается при от-
далении слоя на 10 мм. Дальнейшее смещение слоя снова вызы-
вает переход к сжимающим остаточным напряжениям.
В настоящее время на некоторых заводах станкостроительной
промышленности применяется поверхностная закалка крупно-
габаритных деталей при нагреве их малыми индукторами. Полу-
чается ленточная или спиральная закалка с полосами пониженной
твердости. Однако исследования показывают, что при таком ме-
тоде закалки следует опасаться появления в стыке двух закален-
ных участков значительных внутренних напряжений, способных
вызвать образование трещин (рис. 2.21).
В табл. 2.4 приведены режимы нагрева, а также данные иссле-
дования макроструктуры, поверхности и остаточных напряжений
для образцов диаметром 45 и длиной 90 мм из стали 45, закален-
79
Таблица 2.4
Остаточные напряжения в отыхе двух заиленных вон
Частота тока, температура и время нагрева	S к » 5 g° 5g Ч 5 S U Ч 2	Расстояние ме- жду зонами, мм	Ширина участ- ка термическо- го влияния, мм	Минимальная твердость в сты- ке зон НRСэ	Снижающее напряжение ‘ в слое, Н/мм1		Максималь- ное значение растягиваю- щих напря- жений в сты- ке, Н/мм*	
					ат	°ос	O(j	°ос
		—8 *	17	33	820	900	550	200
250 кГц;		—5	15	34	850	850	430	200
900—920’С;	2,5	— 1	10	33	780	820	480	180
3,5 с		1	7	30	780	750	550	300
		3	5	30	720	820	420	150
		1	17	22	850	850	850	480
8 кГц;		2	15	22	800	720	750	400
880—900 °C;	3,0	3,5	13	27	900	700	720	400
4,5 с		4,5	10	25	750	630	680	400
		8,0	7	25	800	760	330	260
2 кГц; 880—900 °C	4,0	—2	25	28	850	780	720	550
	3,9	—3	30	23	750	530	750	550
	3,8	—0,5	30	25	780	750	680	520
О с	3,8	—3	19	25	800	680	650	370
* Отрицательные значения соответствуют совмещению слоев.								
них со стыком закаленных участков, расположенных на разных
расстояниях друг от друга.
В пределах первого участка наблюдается зона отпуска, в ко-
торой твердость снижается до 25—35 HRCg в период нагрева вто-
рого закаленного участка. В стыке закаленных участков возни-
кают остаточные растягивающие напряжения. Даже при расстоя-
нии между слоями в 1 мм остаточные напряжения имеют большие
значения. В отдельных случаях растягивающие остаточные на-
пряжения достигают 750 Н/мм2. Наибольшее значение имеют тан-
генциальные напряжения. Максимум растягивающих напряжений
во всех случаях располагается в зоне, закаленной первой, где
при вторичном нагреве происходит отпуск мартенсита до твердости
40—45 HRC3. Сопоставление данных при закалке на разные глу-
бины показывает, что при глубине закалки 2,5 мм растягивающие
напряжения были наименьшими. При закалке с нагревом током
радиочастоты на форсированных режимах можно получить зака-
ленный слой еще меньшей глубины, что, по-видимому, приведет
к дальнейшему снижению вредных остаточных напряжений, так
как при этом уменьшается зона термического влияния. Поэтому
в случае неизбежности применения такого способа закалку нужно
производить на минимально допустимую глубину. Однако у за-
80
каленных таким еяовобом изделий возможно иоявление иоверх-
ностных трещин.
Образование трещин при поверхностной закалке. При поверх-
ностной закалке возможно возникновение трещин, имеющих раз-
личное происхождение. Выше указывалось, что в поверхностном
слое сохраняются, как правило, сжимающие остаточные напря-
жения. Эти напряжения не могут служить причиной образования
трещин, так как последние возникают при растягивающих уси-
лиях. Следовательно, трещины образуются под действием времен-
ных растягивающих напряжений, возникающих в период охла-
ждения и достигающих в определенные моменты значительной
величины.
При одновременном сиособе закалки, при котором индуктор-
спрейер неподвижен относительно закаливаемой поверхности,
возникают трещины в местах удара струй воды о поверхность
охлаждения. Выявляются паукообразные очаги разветвленных
трещин. Эти трещины очень неглубокие, распространяются далеко
не на всю толщину закаленного слоя и весьма тонкие, так как
сжаты значительными остаточными напряжениями, действующими
в закаленном слое. Это дало основание отнести их к микротрещи-
нам, хотя в большинстве случаев они видны невооруженным
глазом.
Если изделие после закалки подвергают шлифованию, то
такие трещийы чаще всего снимаются. Однако вероятность их
наличия в тонком поверхностном слое и после шлифования все же
сохраняется.
Степень влияния описанных выше поверхностных микротре-
щин на свойства изделий зависит от условий эксплуатации.
На прочность изделия и его выносливость при переменных на-
грузках такие микротрещины не влияют. Это объясняется тем,
что для их развития должны быть приложены значительные рас-
тягивающие усилия, которые должны прежде всего преодолеть
сжимающие остаточные напряжения. Их, по-видимому, можно
отнести к числу поверхностных микродефектов, действие которых
на концентрацию внешних напряжений полностью компенсируется
остаточными сжимающими напряжениями. Однако в некоторых
конструкциях закаленная поверхность контактирует с подшип-
ником скольжения, материал которого намного мягче. При сколь-
жении материал подшипника может «затираться» в щель, созда-
вая в ней давление, противоположное действию сжимающих
остаточных напряжений, и постепенно раскрывая трещину. Могут
появиться задиры, вызывающие прогрессирующий выход из
строя подшипника. Также недопустимы микротрещины при ра-
боте закаленного слоя в условиях контактного нагружения,
когда поверхностный дефект становится очагом контактного раз-
рушения и способствует преждевременному образованию питтинга.
Можно дать следующее пояснение механизма образования
трещин в местах удара струй охлаждающей воды. При резком
81
охлаждении нагретого слоя наступает момент, когда температура
поверхности достигает 500—55Q °C; при этом сталь становится
непластичной, и в охлаждаемом слое возникают значительные
тепловые растягивающие напряжения. При этом в местах падения
струй воды температура будет значительно ниже средней, и
мартенситное превращение начнется в первую очередь на этих
участках. Таким образом, фазовое превращение, в процессе кото-
рого некоторое время существуют две фазы: аустенит, обладаю-
щий высокой пластичностью, и мартенсит с высокой твердостью
и хрупкостью — протекает в условиях действия растягивающих
напряжений. Структура, содержащая фазы с резко различаю-
щимися свойствами, обладает пониженной прочностью. Действую-
щие растягивающие напряжения могут привести к появлению
микротрещии на границе двух фаз, которые, развиваясь, вызовут
разрушение первых участков закаленной структуры. Развитие
процесса мартенситного превращения по всей поверхности зака-
ливаемого участка вызывает возникновение сжимающих напря-
жений, которые сдерживают развитие трещин и локализуют
их в тонком поверхностном слое. Возможно появление трещин
уже в процессе фазового превращения аустенит—мартенсит, когда
существуют только тонкие разрозненные поверхностные пла-
стинки мартенсита повышенной хрупкости. Увеличение удельного
объема при появлении первых пластинок мартенсита, по вели-
чине относительно небольших, не может компенсировать дейст-
вия тепловых растягивающих напряжений, отчего появляются
трещины.
Наиболее действенной мерой борьбы с поверхностными микро-
трещинами является создание равномерного потока охлаждаю-
щей жидкости [10, 42]. При поверхностной закалке цилиндриче-
ских изделий это осуществляется вращением детали, что приводит
к скольжению воды по поверхности в общем потоке. При закалке
плоских поверхностей или деталей сложной формы вращение
применять нельзя. Делаются попытки создать «вращение» воды,
т. е. скольжение ее по поверхности путем изготовления наклон-
ных отверстий, или «козырьков», направляющих воду под углом
к поверхности. Такие средства до некоторой степени эффективны.
Однако применение их требует тщательного исполнения остальных
элементов охлаждающих устройств, обеспечивающих равномер-
ность распределения воды. В противном случае появляются мест-
ные неоднородности охлаждения, вызывающие образование тре-
щин. Так, при закалке без вращения цилиндрической поверхности
(например, шейки коленчатого вала) необходимо обеспечить рав-
номерность зазора по окружности. При неодинаковом зазоре
скорость движения воды по окружности будет меняться, что при-
ведет к местным завихрениям потока и к нарушению равномерно-
сти охлаждения.
Удовлетворительные результаты по равномерности охлажде-
ния получаются при увеличении зазора между спрейерами и охла-
82
ждаемой поверхностью. При зазоре, в 3—4 раза превышающем
расстояние между отверстиями спрейера, струи воды, расширяясь
при выходе из отверстий, сливаются в единый поток, направлен-
ный перпендикулярно к поверхности. Если спрейер конструк-
тивно совмещен в индуктором и увеличение зазора нецелесооб-
разно, то можно изготовить индуктор с толщиной активного про-
вода 10—12 мм и коническими отверстиями для подачи воды для
закалки, что равносильно увеличению зазора между спрейером и
поверхностью детали. Во всех случаях необходимо следить за
регулярным удалением воды из закаливаемой зоны.
Крупные закалочные трещины, приводящие изделие в негод-
ность, получаются главным образом на изделиях сложной формы.
Одной из причин появления трещин является неоднородность
охлаждения поверхности, упомянутая в предыдущем разделе.
Изучение мест завихрения воды, обеспечение свободного выхода
охлаждающего потока из зоны охлаждения являются действен-
ными мерами против трещинообразования. В некоторых техноло-
гических процессах оказывается целесообразным применение не
душа, а мощного потока воды [42]. Водяной поток, направлен-
ный вдоль охлаждаемой поверхности, хотя и уступает по интен-
сивности спрейеру со струями, нормальными к закаливаемой по-
верхности, но оказывается достаточно эффективным и обеспечи-
вает равномерность охлаждения.
При закалке деталей сложной формы могут возникнуть такие
условия, которые почти неизбежно приводят к образованию
трещин. Это можно рассмотреть на примере закалки зубчатых
колес, для которых характерно появление трещин. Индуктор,
помещенный между зубьями колеса, нагревает поверхностный
слой впадины. Этот слой увеличивается в объеме, однако он за-
ключен в жесткий каркас (зуб—обод—зуб) и в нем возникают
большие напряжения сжатия, под влиянием которых по достиже-
нии закалочной температуры происходит пластическая деформа-
ция, направленная перпендикулярно к рабочей поверхности
зуба и впадине. Контур впадины после нагрева изменится и будет
короче.
При резком охлаждении быстро фиксируется новый профиль
и последующее тепловое сокращение будет сопровождаться воз-
никновением растягивающих напряжений в поверхностном слое.
Это почти неизбежно приводит к образованию трещин. Примене-
ние замедленного охлаждения не всегда приводит к положитель-
ным результатам, так как может не обеспечить получения мар-
тенсита в закаленном слое.
Появлению во впадине трещин способствуют особенности тепло-
отвода в толщу металла в период нагрева. Рабочие поверхности
зубьев и впадина находятся в неодинаковых условиях. В зубе,
имеющем небольшую массу, отвод теплоты затруднен, в то время
как из впадины теплота отводится интенсивно. Для того чтобы
зафиксировать во впадине мартенситный слой, по толщине близ-
83
Рис. 2.21. Остаточные напряжения на поверхности цилиндрического образца
диаметром 65 мм из стали 45 в стыке двух закаленных участков: а — совмещение
слоев участков на 1 мм при частоте тока 250 кГц; б — расстояние между участ-
ками 1 мм при частоте тока 8 кГц
кий к слою на рабочих поверхностях зубьев, во впадине надо
создать запас теплоты, т. е. нагреть ее на большую глубину и до
более высокой температуры. Такой нагрев впадины вызывает
повышенную остаточную деформацию в процессе нагрева и сни-
жает прочность материала.
Одним пз методов, позволяющих избежать трещин при за-
калке зубчатого колеса, является применение охлаждения в массу
металла. При отводе теплоты с поверхности внутрь наружные
слои все время находятся под действием сжимающих напряжений.
Образование мартенсита в последней стадии охлаждения способ-
ствует этому. Для обеспечения достаточной для образования мар-
тенсита скорости охлаждения применяют охлаждение зубьев со
стороны, противоположной закаливаемой, а также охлаждение
обода как с торцов, так и со стороны центрального отверстия. Если
размеры изделия таковы, что на углеродистой стали не удается
получить мартенсита, применяют легирование, снижающее кри-
тическую скорость охлаждения стали.
Менее эффективным, но на практике легче осуществимым яв-
ляется путь, направленный на снижение интенсивности теплоот-
вода из впадины в толщу обода колеса. Для этого всю деталь или
только обод подогревают до температуры 600—650 °C, а затем
осуществляют нагрев по контуру впадины. Подогрев обода позво-
ляет избежать перегрева впадины. Кроме того, он облегчает де-
84
формацию металла в процеесе охлаждения, что вннжает возни-
кающие тепловые растягивающие напряжения.
Приведенный пример закалки зубчатых колес по впадине
может быть распространен на детали сложной формы другого
типа: червячные валы, шлицевые валы, валы со шпоночной ка-
навкой и т. п. При закалке сложной поверхности трудно обеспе-
чить равномерный нагрев и тем более равномерное охлаждение.
Все это приводит к большей вероятности трещинообразования.
Трещина появляется в местах резких переходов, в галтелях
с малым радиусом, у острых кромок на торцах изделий и у от-
верстий. При закалке валиков стремление распространить за-
каленный слой на всю поверхность приводит к сколу кромок.
У отверстий неизбежен перегрев вследствие концентрации энергии
при обходе тока вблизи отверстия. Появлению трещин в местах
перегрева способствует более интенсивное по сравнению с сосед-
ними областями охлаждение.
Следует отметить, что не всякая трещина является абсолютным
браковочным признаком. Трещины, расположенные в пределах
закаленного слоя, всегда находятся под действием сжимающих
остаточных напряжений, поэтому степень влияния их на прочность
и работоспособность той или иной детали может быть разная.
Так, трещина, появившаяся у отверстия маслоподводящего от-
верстия шейки коленчатого вала, не должна отразиться на проч-
ности- вала. В средней части шейки, вблизи отверстия, напряже-
ния минимальны и не определяют прочности вала. Многолетняя
эксплуатация коленчатых валов показала, что случаев разруше-
ния шейки по отверстию чрезвычайно мало и в имеющихся слу-
чаях причиной начала разрушения были не трещины у отверстий,
а другие факторы. Учитывая сказанное, допустимость появления
в готовом изделии трещины у отверстия, ее размеры, глубину
распространения следует рассматривать в связи с влиянием ее
на работоспособность трущейся пары шейка—вкладыш подшип-
ника. Безоговорочно недопустимыми являются трещины на шейке
вблизи галтели, являющейся наиболее нагруженной частью вала.
Одной из причин возникновения трещин может быть наруше-
ние нормальной последовательности превращения по глубине
закаленного слоя. При глубоком прогреве и недостаточной про-
каливаемости стали фазовые превращения в глубоких слоях с об-
разованием троостито-мартенсита происходят раньше, чем мар-
тенситное превращение в проверхностных слоях. Этому способ-
ствует неоднородность аустенита глубоких слоев, снижающая
устойчивость его при охлаждении. Такая последовательность
превращений приводит к тому, что закаливаемый слой в опреде-
ленный период охлаждения находится под действием двух факто-
ров, вызывающих в нем значительные растягивающие напряже-
ния: сокращения удельного объема самого слоя при понижении
температуры и увеличения удельного объема глубже лежйщих
слоев за счет структурных превращений. Возникшие растягиваю-
85
Рйс 2.22. Деформация стального цилиндра после поверхност-
ного нагрена и охлаждения: а — на воздухе; б — в воде
'	(В. Джонсон)
щие напряжения могут привести к образованию трещин. Следует
отметить, что при такой схеме превращения в закаленном слое на
некоторой глубине от поверхности могут сохраниться растягиваю-
щие отстаточные напряжения. Они могут быть недостаточными
для разрушения металла при кратковременном воздействии.
Но при длительной эксплуатации детали под влиянием этих на-
пряжений по границам дефектов могут возникнуть микротрещины,
которые, развиваясь, вызовут преждевременное разрушение из-
делия. Анализ причин такого разрушения очень сложен. Поэтому
имеется стремление снизить в поверхностно закаленном изделии
общий уровень остаточных напряжений, что достигается отпу-
ском, степень которого зависит от допускаемого снижения твер-
дости закаленного слоя.
Деформации и коробление поверхностно закаленных изделий.
В результате неоднородности нагрева и охлаждения при поверх-
ностной закалке неизбежны остаточные изменения первоначаль-
ных размеров деталей, свойственные всякой термической обра-
ботке. Эти изменения возникают вследствие протекания в терми-
чески обработанном изделии необратимых пластических дефор-
маций, вызванных тепловым объемным расширением, а также
объемным изменением при фазовых (структурных) превращениях.
Тот факт, что при поверхностной закалке нагреву и охлаждению
подвергается не все сечение, а только слой небольшой толщины,
в некоторых случаях может способствовать возникновению зна-
чительных деформаций по сравнению с объемной термической об-
работкой; в других случаях, наоборот, холодная сердцевина
может служить жестким каркасом, препятствующим изменению
размеров изделия. Поэтому в практике трудно однозначно зара-
нее определить величину и характер деформации при термической
обработке деталей сложной формы, хотя некоторые общие зако-
номерности существуют.
Роль тепловых и структурных объемных изменений наглядно
видна на примере поверхностного нагрева и охлаждения сплош-
ных стальных цилиндров. На рис. 2.22 приведено изменение раз-
86
меров цилиндра диаметром 65 мм и длиной 100 мм, изготовленного
из стали, содержащей 0,52% углерода, и нагретого на глубину
3,5—4,0 мм 191. При медленном охлаждении (рис. 2.22, а) дей-
ствовали только тепловые факторы и играли роль только местные
необратимые объемные изменения, которые появились при на-
греве. Действительно, при нагреве поверхностный слой испыты-
вает напряжения сжатия, так как его осевой размер должен
увеличиться, но связь с холодной сердцевиной препятствует
этому. По достижении поверхностью цилиндра высокой темпе-
ратуры, когда металл становится пластичным, нагретый слой
под влиянием осевых сжимающих напряжений будет претерпе-
вать пластическую деформацию, увеличиваясь в диаметре. Таким
образом, к концу нагрева поверхностный слой будет несколько
короче и толще по сравнению с тем, который должен быть при
свободном нагреве без связи с холодной сердцевиной. При охла-
ждении также сначала происходит пластическая деформация
слоя, но наружный слой первым достигает температуры, при кото-
рой металл становится непластичным, и его размер как бы фикси-
руется. Дальнейшее уменьшение этого слоя идет только в преде-
лах упфугой деформации. Окончательный осевой размер наруж-
ной поверхности оказывается меньше исходного. Естественно,
что упругое сокращение наружного слоя влечет за собой изме-
нение размеров сердцевины.	—
Описанная картина деформации под влиянием тепловых объ-
емных изменений качественно не отличается от деформации при
сквозном нагреве. Также происходят сокращение длины и уве-
личение среднего диаметра цилиндра.
В том случае, если при быстром охлаждении образуется мар-
тенсит, на конечной стадии охлаждения при температуре 200—•
250 °C начнется увеличение удельного объема в закаливаемом
слое (рис. 2.22, б). Это приводит к осевому удлинению поверх-
ностных слоев цилиндра. В этих слоях возникнут большие оста-
точные-сжимающие напряжения. Сравнение картины деформации
при поверхностной закалке с деформацией при объемной закалке
показывает тот же характер изменения формы, хотя внешне
картина выглядит иначе. Однако, если учесть появление мартен-
сита на концах образца со сквозным прогревом и направление
деформации этих слоев, -то станет очевидным общий характер
деформации в обоих случаях.
При поверхностной закалке полых цилиндров величина де-
формации зависит от толщины стенки, соотношения толщины
стенки и диаметра цилиндра, от относительной глубины закален-
ного слоя. Во всех случаях при закалке полых цилиндров на-
блюдается значительная деформация, в частности увеличение
наружного диаметра. Объясняется это тем, что тонкая стенка
Цилиндра способна деформироваться и в меньшей степени,: чем
сплошной цилиндр, сдерживать естественное расширение зака-
ливаемого слоя при образовании мартенсита. При этом закалка
87
Рис. 2.23. Деформация по-
лого цилиндра при поверх-
ностной вакалке наружной
(а) и внутренней (б) поверх-
ности
наружной поверхности вызывает появление «бочки», закалка
внутренней поверхности — появление «корсетности» (рис. 2.23).
Общее увеличение объема закаливаемых изделий может быть
подсчитано приближенно. Если у стали, содержащей 0,8% С,
весь аустенит переходит в мартенсит, то ее удельный объем дол-
жен увеличиваться на 1% [281. В действительности, при таком
содержании углерода в структуре сохраняется некоторое коли-
чество аустенита. Поэтому увеличение объема будет меньше. Для
среднеуглеродистой стали характерны следующие значения при-
ращения объема: для стали с 0,5% С —0,3%; для стали с 0,6% С —
0,50%; для стали с 0,7% С — 0,65%. При поверхностной закалке,
когда направления свободного расширения ограничены, можно
ожидать увеличения диаметра на 8—10 мкм на каждый миллиметр
толщины закаленного слоя.
Влияние материала на величину деформации может быть ил-
люстрировано изменением размеров стальной и чугунной гильз
при закалке их внутренних поверхностей. При закалке стальной
гильзы диаметром 153 мм внутренний диаметр увеличился на
0,6% [1 ]. При закалке гильз диаметром 123 мм, изготовленных
из серого перлитного чугуна, наблюдалось уменьшение внутрен-
него диаметра на 0,2%. При закалке чугунных изделий увеличе-
ние объема металлической основы в процессе аустенитно-мартен-
ситного превращения в значительной мере идет на уплотнение
пор и графитовых включений. Поэтому суммарный эффект увели-
чения объема существенно меньше, что и отразилось на резуль-
татах поверхностной закалки гильз.
Приведенные примеры характеризуют возможные изменения
размеров деталей простой формы при их симметричной закалке.
Описанный характер изменения размеров может быть предусмот-
рен при предварительной механической обработке, что часто поз-
воляет при поверхностной закалке уложиться в заданную точ-
ность размеров изделия.
При несимметричном расположении закаленного слоя и при
зональной закалке деталей, имеющих сложную конфигурацию,
происходит не только изменение основных размеров, но и потеря
формы — коробление. Ниже приведены наиболее типичные случаи
коробления деталей при поверхностной закалке.
При закалке цилиндрических изделий для получения симмет-
ричного по окружности слоя применяют вращение детали. Это
88
Рнс. 2.24. Коробление валика с неравномерным по глубине
закаленным слоем, вызываемое неправильной центровкой из-
делия (О — центр выточки на торцах валика для установки
в центрах станка; О' — геометрический центр оси валика)
позволяет ликвидировать влияние неоднородности нагрева в ме-
стах токоподводов, разъемов индуктора, а также неоднородность
охлаждения. Однако вращение не приносит пользы, если деталь
неправильно центрирована (рис. 2.24, в). В этом случае создаются
условия, подобные нагреву эксцентрика, например кулачкового
валика. При вращении сторона, наиболее удаленная от центра
вращения, будет всегда ближе к индуктору и прогреется на боль-
шую глубину, чем противоположная сторона (рис. 2.24, а). Эго
вызовет искривление оси детали выпуклостью в сторону слоя
большей толщины (рис. 2.24, б). Смещение центра вращения на-
блюдается при неправильном креплении детали в центрах станка.
Если исправить этот дефект не удается, то целесообразнее про-
водить закалку без вращения, тщательно выверив зазор между
индуктором и деталью. На время охлаждения вращение должно
быть включено.
При закалке коротких цилиндров асимметрия закаленного
слоя может не вызвать деформации, так как холодная сердцевина
является достаточно жестким каркасом. При закалке длинных
валиков- непрерывно-последовательным способом деформация на-
капливается постепенно и может оказаться большей, чем при од-
новременной закалке валика по всей длине. Действительно, не-
большой эксцентриситет в начале процесса вызовет некоторое
искривление оси валика. Это искривление увеличит эксцентри-
ситет, и закалка следующих зон .вызовет дополнительную дефор-
мацию, что еще увеличит эксцентриситет. Так по мере продвиже-
ния зоны закалки будет увеличиваться коробление валика. Такая
картина особенно ярко наблюдается при закалке валиков, имею-
щих конструктивную асимметрию, например валиков со шпоноч-
ной канавкой. При закалке таких валиков асимметрия закален-
ного слоя неизбежна и будет вызывать значительное искривление
оси.
Коробление удлиненного валика усугубляется жестким креп-
лением его в центрах станка. При жестком креплении нагрев даже
небольшого по протяженности участка до закалочных температур
вызывает тепловое расширение, удлинение и коробление валика.
89
Рис. 2.25. Коробление деталей при местной поверхностной закалке: а — шейки
коленчатого вала; б — шейки с закаленной галтелью; в — кулачкового вала
При местной закалке деталей сложной формы имеются следу-
ющие общие закономерности. В пределах закаленной зоны, где
действуют напряжения сжатия, имеется тенденция к появлению
выпуклости; на границе закаленного слоя, в зоне действия растя-
гивающих напряжений, появляется вогнутость.
Этот характер коробления можно наблюдать при закалке колен-
чатого вала. Если закаливается только шейка, а галтель остается
незакаленной, то сама шейка не деформируется, так как протяжен-
ность зоны закаленного участка обычно меньше диаметра шейки и
ее холодная сердцевина является надежным каркасом, предотвра-
щающим коробление даже при несимметричном распределении
закаленного слоя. На границе закаленного слоя, расположенной
вблизи галтели, возникают растягивающие напряжения, которые
вызывают уменьшение радиуса галтели и сближение шеек
(рис. 2.25, а). Если закаленный слой распределить на галтель
и шейку (рис. 2.25, б), то радиус галтели увеличится и искривле-
ние оси вала будет происходить в противоположном направлении.
Подобная картина наблюдается и в других случаях. Например,
при закалке кулачкового вала (рис. 2.25, в) закалка поверхности
малого диаметра вызывает искривление оси, что требует приме-
нения дополнительной механической обработки — шлифования—
для восстановления параллельности поверхностей валика и ку-
лачка.
Практически невозможно избежать коробления при односто-
ронней закалке плоских изделий — плит, балок, рельсов и т. п.
Так же, как и в предыдущих примерах, величина коробления за-
висит от соотношения глубины закаленного слоя и толщины из-
делия, однако в данном случае асимметрия слоя заложена кон-
структивно, и как тепловые, так и структурные объемные изме-
нения в закаливаемом слое неизбежно приводят к возникновению
значительных внутренних напряжений, которые вызывают из-
менение формы. Для получения минимальной деформации стре-
мятся каким-либо путем компенсировать действие внутренних
напряжений или, наоборот, использовать их, давая им нужное
направление.
90
Рис. 2.26. Последовательность коробления балки при односторонней по-
верхностной закалке (нагрев сверху)
Односторонний нагрев плоского изделия, например балки,
вызывает в начальный период появление в наружном слое сжи-
мающих напряжений, которые искривляют его, создавая выпук-
лость со стороны нагрева (рис. 2.26, поз. 2). По достижении тем-
пературы, при которой пердел текучести резко снижается и сталь
становится пластичной (550—600 °C), внутренние напряжения
сжатия вызывают в нагретом слое пластическую деформацию,
нагретый слой будет увеличивать свою толщину за счет сокраще-
ния длины и балка начнет выпрямляться (рис. 2.26, поз. 5).
К моменту достижения закалочной температуры (900—950 °C)
сталь делается настолько пластичной, что внутренние напряже-
ния почти полностью снимаются. Некоторый переходный слой
может Сохранять напряженное состояние, но оно не определяет
величины деформации балки, которая полностью выпрямляется.
Чем глубже прогрев, тем больше утолщение нагретого слоя.
Таким образом, к моменту начала охлаждения закаливаемый
слой будет несколько толще и короче, чем он был бы при свободном
термическом расширении. Изменение размеров может составить
при указанных выше условиях нагрева до 1% от первоначальных
размеров.
При охлаждении в начальный период также будет происходить
пластическая деформация, однако температура поверхности бы-
стро достигает уровня, при котором сталь становится непластич-
ной и деформация переходит в упругую..Слой укорачивается: и
по окончании процесса он будет короче, чем был после нагрева,
и тем более короче исходного, т. е. до термической обработки.
Если при охлаждении в металле не происходит каких-либо фазо-
вых превращений с увеличением объема или их объемный эффект
незначителен, то после полного охлаждения сохранится вогну-
тость (рис. 2.26, поз. 4).
При односторонней закалке поверхностного слоя на структуру
мартенсита конечное коробление может иметь другой характер.
По достижении в процессе охлаждения в закаливаемом”слое тем-
пературы образования мартенсита начнется увеличение его удель-
ного объема. Закаливаемый слой начнет удлиняться и в резуль-
91
тате компенсирует влияние тепловых объемных изменений. При
полной закалке на мартенсит в средне- и высокоуглеродистой
стали структурные объемные изменения чаще всего превосходят
тепловые. Изделие сначала выравнивается, делается плоским,
а затем появится выпуклость со стороны закаленного слоя
(рис. 2.26, поз. 5 и 6). Регулируя характер закаленной струк-
туры, можно добиться отсутствия коробления, получая струк-
туру, содержащую троостито-бейнит и мартенсит.
2.5.	ОТПУСК ПОВЕРХНОСТНО ЗАКАЛЕННЫХ ИЗДЕЛИЙ
Изделия, поверхностно закаленные при высокочастотном на-
греве, должны, как правило, подвергаться отпуску, режим кото-
рого определяется требуемыми от изделий свойствами. Так как
основной целью поверхностной закалки является получение вы-
сокой твердости и износостойкости, поверхностно закаленные из-
делия обычно подвергают низкому отпуску, при котором в основ-
ном завершается только первая стадия распада мартенсита. Ча-
стичный распад мартенсита приводит к снижению остаточных
напряжений и к уменьшению хрупкости закаленного слоя, что
способствует общему повышению прочности закаленных деталей
и их надежности в эксплуатации.
В отдельных случаях с целью упрощения технологического
процесса поверхностно закаленные изделия не отпускаются, но
возможность отмены отпуска должна быть проверена путем ис-
пытания изделий в условиях эксплуатации. Отпуск может быть
самостоятельной технологической операцией. Часто, если это
позволяют условия нагрева и охлаждения, применяют самоот-
пуск, т. е. отпуск за счет теплоты, сохранившейся в сердцевине
изделия после закалки. Во многих случаях самоотпуск заменяет
отпуск и целесообразность его применения определяется только
возможностью его осуществления.
Основные закономерности, имеющие место при низком отпуске
и самоотпуске поверхностно закаленных изделий, получены на
примере исследования стали 45. Как показывает опыт, эти зако-
номерности могут быть с достаточной достоверностью использо-
ваны для низкого отпуска любой (углеродистой и легированной)
конструкционной стали и при любой форме изделий.
Отпуск с нагревом в печи. Твердость стали до отпуска зависит
от метода закалки: поверхностно закаленные изделия имеют твер-
дость на 2—3 ед. по HRC3 выше, чем объемно закаленные.
Низкий отпуск в большой степени оказывает влияние на по-
верхностно закаленные изделия. Их твердость начинает снижаться
уже при 100—130 °C, в то время как такой отпуск не оказывает
влияния на твердость изделий, подвергнутых сквозной закалке.
Снижение твердости поверхностно закаленных изделий на
первом этапе отпуска может быть связано прежде всего со сниже-
нием сжимающих остаточных напряжений. Действительно, при
92
нагреве до температуры, превышающей 100 °C, обычно происходит
уменьшение тетрагональное™ мартенсита за счет выделения
из твердого раствора мелкодисперсных карбидов, что сопровожда-
ется уменьшением удельного объема мартенсита. При объемной
закалке стали с глубокой прокаливаемостью удельный объем
металла в равной степени изменяется в слое значительной тол-
щины и это не сопровождается заметным снижением сжимающих
остаточных напряжений. При нагреве поверхностно закаленных
изделий имеет место локальное уменьшение удельного объема
стали, что способствует снижению остаточных напряжений сжа-
тия в поверхностном слое и напряжений растяжения в сердцевине
изделия.
Различие в начальной стадии отпуска может быть объяснено
также различиями условий охлаждения в процессе закалки. При
закалке с объемным нагревом охлаждение ниже мартенситной
точки замедлено по сравнению с охлаждением при поверхностной
закалке и мартенсит, образовавшийся при температурах 100 °C
и выше, претерпевает частичный отпуск. При поверхностной
закалке этот процесс может быть предотвращен. Последующий
нагрев под низкий отпуск сближает структурные состояния стали,
закаленной обоими методами.
Отпуск при температуре выше 180—200 °C полностью устра-
няет явления «сверхтвердости», полученные после закалки. Твер-
дость поверхностно закаленных и объемно закаленных изделий
становится равнозначной. Снижение твердости при дальнейшем
повышении температуры отпуска идет по одной кривой.
В тех случаях, когда необходимо использовать повышенную
твердость поверхностно закаленных изделий, отпуск производят
при пониженной температуре. В качестве примера можно при-
вести поверхностную закалку прокатных валков из стали 9Х.
Во избежание снижения максимально достижимой твердости
65—66 НRСэ отпуск поверхностно закаленных валков произво-
дится при температуре 130—140 °C вместо 160—170 °C после обыч-
ной закалки.
На рис. 2.27 приведены кривые распределения твердости по
сечению закаленного изделия из стали 45 после различных режимов
отпуска. Характерно,, что..твердость снижается закономерно в
пределах глубины закаленного слоя (хк 4,5 мм). Твердость
на глубине хк остается почти неизменной. Этот факт позволяет
пользоваться кривой Нй0, приведенной на рис. 2.7, при опреде-
лении глубины закаленного слоя в низкоотпущенных деталях.
Влияние режима отпуска на остаточные напряжения изучено
на образцах диаметром 65 мм из стали 45. Остаточные напряжения
до отпуска были равны: сжимающие вблизи поверхности 800 Н/мм2,
максимальные растягивающие 280 Н/мм2. Исследования пока-
зывают, что снижение остаточных напряжений заметно уже при
температуре отпуска 135 °C (рис. 2.28). При низком отпуске имеет
значение продолжительность нагрева. Отпуск при температуре
93
Рис. 2.27. Влияние отпуска на распреде-
ление твердости по сечению поверхностно
закаленного изделия диаметром 65 мм
из стали 45 при хк = 4,5 мм:
1 — без отпуска; 2 — отпуск при 120 °C; 3 —
при 180 °C; 4 — при 250 °C; 5 — при 300 °C;
в — при 360 °C
Рис. 2.28. Влияние температуры от-
пуска на распределение танген-
циальных: остаточных напряжений
(ат) по сечению закаленного ци-
линдра диаметром 65 мм из стали 54
при хк — 6,0 мм:
1 — 135 °C, 1,5 я; 2 — 135 °C, 3 я;
3 — 180 °C, 1,5 я
135 °C в течение 3 ч показал те же результаты, что и отпуск при
150 °C в течение 1,5 ч. Следует отметить, что при температуре от-
пуска 210 °C увеличение продолжительности отпуска с 1,5 до 3 ч
не дало какого-нибудь эффекта.
Результаты исследования влияния отпуска на остаточные на-
пряжения при зональной закалке цилиндрических изделий при-
ведены на рис. 2.29 и 2.30. По мере снижения твердости зака-
ленного слоя остаточные напряжения снижаются. Растягивающие
напряжения мало меняются до тем-
пературы 150 °C. Тангенциальные
остаточные напряжения при таком
отпуске даже немного возрастают.
Затем начинается заметное сниже-
ние напряжений, минимум которых
достигается при температуре 180—
240 °C, после чего они снова воз-
Рис. 2.29. Распределение твердости (HRC3)
и остаточных напряжений (сос) на поверх-
ности изделия диаметром 65 мм из стали
45 с зональной закалкой после отпуска
(х^ = 3,5 мм, f — 2500 Гц):
1 — без отпуска; 2 — отпуск при 120 °C; 3 —
при 180 °C; 4 — при 240 °C; 5 — при 300 °C;
б — при 360 °C
94
Рис. 2.30. Влияние темпера-
туры отпуска иа твердость
(HRC3) и максимальное оста-
точное напряжение при во-
иальибй ваиалке:
— а — сжимающие напряжения
з закаленном слое*. 4-0 — рас-
тягивающие иапряжения в эоне
термического влияния
растают. Эти изменения вызваны теми фазовыми превращениями,
которые протекают при отпуске в пределах участка, закаленного
на мартенсит — выделением углерода из твердого раствора, сопро-
вождающееся уменьшением тетрагональности мартенсита.
Самоотпуск. Сущность самоотпуска заключается в том, что
изделие при закалке после нагрева в первый момент резко ох-
лаждается—так, чтобы на поверхности изделия образовался слой
мартенсита нужной глубины; затем охлаждение прекращается и
закаленный с поверхности слой подвергается отпуску за счет той
теплоты, которая сохранилась в более глубоких слоях или серд-
цевине изделия.
На рис. 2.31 приведены зависимости твердости стали 45 от
температуры самоотпуска по сравнению с отпуском в печи. Из
кривых видно, что для получения равной твердости при самоот-
пуске и печном отпуске необхо-
димо при" самоотпуске приме-
нять более высокие температуры
нагрева. При низком отпуске
(до 300 3С) температура должна
Рис. 2.32. Распределение температуры
в процессе охлаждения при закалке
с самоотпуском:
/ — конец нагрева; 2,3 — стадии искус-
ственного охлаждения душем; 4 — окон-
чание искусственного охлаждения; 5 —
температура самоотпуска; 6 — охлажде-
ние после самоотпуска
Рис. 2.31. Зависимость твердости по-
верхностно закаленных изделий от ре-
жима отпуска различными методами
[42]:
X — обычный отпуск в печн; ф — элецтро-
отпуск; О — самоотпуск; д — твердость
после объемной закалки с нагревом в печн
95
быть выше на 75—85°, при более высоких температурах — на
100—125°.
Одной из причин замедленного снижения твердости при само-
отпуске является, по-видимому, кратковременность выдержки при
температуре самоотпуска, что согласуется с данными, получен-
ными при кратковременном электроотпуске. Второй причиной,
проявляющейся главным образом при низком самоотпуске, может
быть особый характер структурных превращений. Действительно,
при закалке с самоотпуском полного охлаждения закаленного
слоя в период закалки нет. Схематическое распределение темпера-
туры по сечению цилиндрического образца приведено на рис. 2.32.
Как видно из приведенной схемы, некоторая зона нагретого до
аустенитного состояния металла подвергается неполному охлаж-
дению. Искусственное охлаждение прекращается, когда в зоне А
температура не достигает начала мартенситного превращения.
В период самоотпуска аустенит в этой зоне претерпевает преиму-
щественно бейнитное превращение, сопровождающееся получе-
нием повышенных количеств остаточного аустенита. Остаточный
аустенит на последней стадии охлаждения до комнатной темпера-
туры может переходить в мартенсит.
Таким образом, при поверхностной закалке с самоотпуском
возможно получение промежуточного слоя с сохранившимися
участками неотпущенного мартенсита и остаточного аустенита.
Получению такой структуры способствуют следующие факторы:
чрезмерное повышение температуры нагрева, что создает устой-
чивость аустенита; наличие легирующих элементов; применение
дополнительного быстрого охлаждения после самоотпуска.
При поверхностной закалке с самоотпуском деталей из углеро-
дистой стали сохранение неотпущенного мартенсита маловероятно,
так как аустенит в промежуточной зоне претерпевает распад после
самоотпуска при температуре, превышающей температуру мартен-
ситного превращения. При закалке стали, легированной хромом,
марганцем или никелем, бейнитное превращение сопровождается
резким обособлением участков аустенита, обогащенных углеродом
и легирующими элементами. Такой аустенит склонен к пере-
охлаждению и к переходу в мартенсит. Для легированных сталей
можно рекомендовать применение дополнительного низкого от-
пуска.
По-видимому, самоотпуск при температуре до 160—180 °C
не вызывает существенного снижения остаточных напряжений
в поверхностно закаленном изделии. При более высоких темпера-
турах самоотпуска имеет место снижение остаточных напря-
жений, причем действие его равнозначно действию отпуска при
условии получения равной твердости закаленного слоя.
Учитывая разнообразие закаливаемых изделий, невозможно
дать общие рекомендации по выбору режима закалки с са-
моотпуском, но некоторые положения могут быть сформули-
рованы.
96
Для обеспечения запаса теплоты, необходимой для самоот-
пуска, нагрев под закалку должен быть сравнительно медленным.
При быстром нагреве, создающем резкий перепад температуры
в пределах нагретого слоя, может быть не обеспечен прогрев из-
делия дб нужной температуры самоотпуска.
Продолжительность охлаждения при закалке зависит от режима
нагрева. Чем медленнее был нагрев, тем больший запас теплоты
имеется в сердцевине изделия и, следовательно, тем больше вре-
мени требуется для охлаждения, чтобы получить равную степень
отпуска. При правильно выбранных режимах продолжительность
охлаждения приблизительно равна продолжительности нагрева.
Это справедливо, конечно, только при определенных условиях,
поэтому точный режим самоотпуска должен быть выбран на ос-
новании результатов закалки.
Влияние режима нагрева на самоотпуск особенно сказывается
при зональной закалке изделий. Измерение твердости на поверх-
ности изделия показывает, что по длине закаливаемого участка
может получиться неравномерная твердость. Это объясняется
быстрым отводом теплоты от краев закаленного участка и недо-
статочным их прогревом при самоотпуске. Сохранение пиков
твердости сопровождается и пиком остаточных напряжений.
На рис. 2.33 приведено распределение остаточных напряжений
по поверхности закаленного изделия. Как видно, сжимающие оста-
точные напряжения по краям слоя снижаются медленно. В сред-
ней же части имеются минимумы твердости и остаточных непря-
ма поверхности образца диаметром
65 мм из стали 45 после мествой за-
калки с самоотпуском при различ-
ных температурах
при электроотпуске:
1 — без отпуска; 2 — при температуре от-
пуска 200 °C; 3 — 300 °C; 4 — 400 °C; 5 —
550 °C; 6 — 600 °C
4 Головни Г. Ф. и др.
97
жений. Следует отметить, что режим нагрева, применяемый при
закалке изделий (время нагрева 4,5 с, температура 850 °C), в дан-
ном случае не обеспечил получения удовлетворительной закалки
с самоотпуском при 250 °C. Вследствие кратковременности нагрева
под закалку запас теплоты в изделии был ограничен, и для по-
вторного нагрева изделия до 250 °C охлаждение потребовалось
прервать в тот период, когда полной закалки на мартенсит не
произошло. Возможность такого дефекта при закалке с самоот-
пуском должна учитываться. Увеличение продолжительности на-
грева до 8—10 с для изделий такого размера позволило получить
удовлетворительную структуру закаленного слоя глубиной 4,5 мм
с самоотпуском при 230—240 °C и минимальном проявлении крае-
вого эффекта.
При зональной закалке режим самоотпуска, как и отпуска,
должен обеспечивать максимальное снижение растягивающих
напряжений на поверхности изделия рядом с закаленным слоем.
Это возможно при температуре самоотпуска 210—240 °C.
Помимо удобства и экономичности применения самоотпуска
взамен отпуска практическая целесообразность его применения
вызвана тем, что самоотпуск уменьшает вероятность образования
трещин в процессе закалки. Очевидно, распределение температуры
по сечению охлаждаемого изделия при закалке таково, что в мо-
мент, наиболее опасный с точки зрения образования трещин, вре-
менные внутренние напряжения оказываются благоприятными.
Электроотпуск. Низкий отпуск поверхностно закаленных изде-
лий может быть осуществлен при высокочастотном нагреве.
Исследования показали, что для эффективного отпуска изделие
необходимо прогревать на глубину, превышающую глубину за-
каленного слоя. В то же время глубина проникновения тока в ме-
талл в этом случае мала, так как металл холодный. Поэтому при
отпуске применяют значительно меньшие скорости нагрева, чем
при закалке. Для обеспечения перепада температуры в пределах
закаленного слоя около 50° нагрев следует производить с началь-
ной скоростью 15—20°С/с. Для получения меньшего перепада тем-
пературы необходимо производить сквозной нагрев изделия, что
в большинстве случаев целесообразнее осуществлять в печах или
соляных ваннах.
Благодаря неизбежному перепаду температуры в отпускаемом
слое твердость уменьшается по толщине слоя неравномерно: на
поверхности твердость оказывается несколько ниже, чем в более
глубоких слоях. Однако это заметно только при отпуске выше
300 °C (рис. 2.34). При низком отпуске снижение твердости мар-
тенсита невелико и равномерно по всей толщине закаленного слоя.
При быстром индукционном нагреве процессы превращений при
отпуске происходят при более высоких температурах. Твердость
поверхностно закаленных изделий снижается менее интенсивно,
чем при печном отпуске. Как и при самоотпуске, для получения
твердости, равной твердости после отпуска в печи, температура
98
нагрева должна быть выше. Изменение скорости нагрева в преде-
лах 10—30 °С/с практически не сказывается на результатах от-
пуска. Это свидетельствует о том, что процессы начальной стадии
распада-мартенсита протекают очень быстро. При этом после крат-
ковременного электроотпуска могут быть получены те же твердость
и механические свойства, которые получаются после обычного
низкого отпуска. Это может быть показано на примере высоко-
частотного отпуска закаленной стали ШХ15. Нагрев под отпуск
производился при скорости 5—8 °С/с, что обеспечивало к концу
нагрева перепад температуры по сечению образцов 5—7°. Испыта-
ния на статический изгиб, твердость, ударную вязкость показали,
что при высокочастотном отпуске при 225—250 °C с общим вре-
менем непрерывного нагрева 45 с приобретаются те же свойства,
что и при отпуске с нагревом в печи при 160 °C в течение 1,5 ч.
Это с еще большим основанием относится к углеродистой стали, так
как диффузионные процессы в этой стали протекают с большей ско-
ростью. Быстрота завершения начальной стадии распада мартенсита
подтверждается исследованиями, выполненными при электронагреве
углеродистой стали со скоростями, превышающими 1000 °С/с [39].
При закалке деталей, имеющих сложную закаливаемую по-
верхность, например шестерен, самоотпуск может не дать поло-
жительных результатов. У таких деталей в различных зонах
поверхностного слоя сильно различаются условия охлаждения:
при интенсивном охлаждении от закалочных температур выступа-
ющие части поверхности охлаждаются до более низких температур,
чем углубленные участки, впадины. Поэтому после прекращения
интенсивного охлаждения тепловое состояние будет неодно-
родно. При самоотпуске теплота, диффундируемая от внутренних,
еще разогретых слоев металла, будет прежде всего поступать в зо-
ны впадин, где будет достигнута нужная степень отпуска, а на
выступающие части поверхности теплота поступит с опозданием
и в закаленном слое этих частей температура может не достичь
необходимого значения илн продолжительность самоотпуска будет
недостаточной. Конечная твердость на выступах будет выше, чем
во впадинах.
В таких случаях возможно применение комбинированного спо-
соба — самоотпуска с электроотпуском. После паузы, необходи-
мой для выравнивания температуры по сечению детали для само-
отпуска, можно применить повторный кратковременный нагрев
индукционным методом детали до температуры, необходимой для
получения заданной твердости поверхности. Эта операция может
быть осуществлена в том же индукторе и при тех же частотах тока,
что и начальный нагрев под закалку. Режим нагрева будет от-
личаться от начального, так как требования к нагреву разные.
Комбинированный способ самоотпуска-электроотпуска позволяет
улучшить условия отпуска и при зональной закалке, при кото-
рой один самоотпуск не всегда обеспечивает нужную степень сни-
жения остаточных напряжений вблизи границы закаленного слоя.
4*
99
Глава 3
СВОЙСТВА СТАЛИ ПОСЛЕ ПОВЕРХНОСТНОЙ
ЗАКАЛКИ
Оценка механической прочности и надежности изделий с твер-
дым поверхностным слоем, полученным путем высокочастотной
закалки, вызывает значительные трудности, как и оценка проч-
ности и надежности изделий с твердым слоем, полученным любым
другим методом поверхностной закалки или химико-термической
обработки. Свойства таких изделий в значительной степени инди-
видуальны, вследствие чего трудно говорить о свойствах поверх-
ностно закаленной стали вообще. По аналогии с практикой оценки
свойств изделий, подвергнутых химико-термической обработке,
наибольшее применение пока находят лишь простейшие методы
раздельной оценки закаленного слоя и сердцевины по результатам
общепринятых методов испытаний на твердость, растяжение, из-
гиб, кручение, ударную вязкость. Изучение механических свойств
закаленного слоя в зависимости от условий высокочастотной за-
калки и отпуска представляет значительный интерес для оценки
свойств изделий после поверхностной закалки.
Большинство данных, имеющихся в литературе, получено для
образцов, прошедших сквозную высокочастотную закалку и низ-
кий, средний или высокий отпуск.
3.1,	ВЛИЯНИЕ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ЗАКАЛКИ
НА МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ПОВЕРХНОСТНОГО СЛОЯ
Механические свойства стали, прошедшей закалку с высоко-
частотным нагревом, могут существенно отличаться от свойств
той же стали после обычной закалки. Это касается как свойств,
получаемых после сквозной высокочастотной закалки, так и
свойств поверхностно закаленного слоя и поверхностно закален-
ных образцов или изделий. Различие особенно заметно после за-
калки с низким отпуском. Главной причиной, которая приводит
к различию структуры и механических свойств, является быстрый
нагрев и кратковременное пребывание стали в области закалоч-
ных температур. При правильном выборе сочетания температуры
и скорости нагрева в нагретом состоянии удается получить аусте-
нит с мелким зерном, в частности с зерном, соответствующим баллу
11—15 (диаметр зерна 8—2 мкм), в то время как при обычной,
правильной закалке с нагревом в печах получается аустенит
с зерном балла 7—9 (диаметр зерна 30—15 мкм) [42]. Минималь-
ный размер зерен аустенита удается получить при условии пред-
варительного измельчения структуры (улучшение, закалка) и
использовании достаточно высоких скоростей охлаждения
(100 °С/с и более). Однако при правильном выборе температуры
нагрева и предварительном измельчении структуры удается по-
лучить аустенит с зерном балла 11—13 (диаметр зерна 8—4 мкм)
100
даже при сравнительно небольшой средней скорости нагрева
(около 10—20 °С/с), которая используется при глубинной закалке,
Как указывалось ранее, аустенит, получаемый при быстром вы-
сокочастотном нагреве для закалки, кроме мелкого размера зерен
имеет некоторую неоднородность химического состава. Оба эти
фактора — мелкий размер зерен и неоднородность — уменьшают
устойчивость аустенита. Однако в связи с тем что при высокоча-
стотной закалке используются в основном особые методы бы-
строго охлаждения (душ или поток, а при поверхностной закалке
также ограниченная толщина нагретого слоя), меньшая устой-
чивость аустенита обычно не приводит к затруднениям в полу-
чении мартенсита. Из мелкозернистого аустенита в процессе
быстрого охлаждения получается мелкоигольчатый (максимальная
длина игл 8—4 мкм) или даже безыгольчатый мартенсит (макси-
мальная длина игл 2 мкм), который обеспечивает существенное
повышение прочности, пластичности и вязкости слоя. Однако
не всякая высокочастотная закалка позволяет получить повышен-
ные механические свойства слоя. Если повышать температуру за-
калки по сравнению с оптимальной при данной скорости нагрева,
то зерна аустенита, а также иглы полученного из него мартенсита
растут, а механические свойства снижаются. При повышенной для
обычной закалки температуре нагрева увеличение скорости на-
грева приводит к размельчению структуры и повышению механи-
ческих свойств слоя. При температуре обычной закалки увеличе-
ние скорости нагрева приводит к тому, что превращение при на-
греве не завершается и результаты закалки неудовлетворительны.
Это особенно характерно для доэвтектоидной стали, для которой
более сильное повышение критической точки наблюдается при
увеличении скорости нагрева.
На рис. 3.1 показано влияние размера зерна аустенита на
механические свойства стали. Увеличение зерна аустенита от 11-го
до 7-го балла снизило прочность на изгиб поверхностно закален-
ных образцов из стали 45, прошедшей низкий отпуск, примерно *
в 5 раз.
На рис. 3.2 показано, что относительное сужение сталей 40,
55ПП и У8 при мелком размере зерен и мелких иглах мартенсита
значительно выше, чем при крупном. Например, при пределе проч-
ности 2200—2300 Н/мм2 относительное сужение для стали после
обычной закалки и при размере зерна, соответствующем баллу
7—8, равно нулю, а после закалки с быстрым высокочастотным
нагревом и балле зерна 14—15 относительное сужение равно
45—50%.
На рис. 3.3 приведена зависимость ударной вязкости стали
ХВГ от твердости, полученной путем закалки и отпуска. Во всем
интервале твердости от 45 до 60 HRC3 отмечается сильное повы-
шение ударной вязкости при переходе от обычной закалки к’вы-
сокочастотной скоростной. Увеличение ударной вязкости на-
блюдается также при одновременном повышении скорости и тем-
101
Рис. 3.1. Зависимость разрушающей
нагрузки при изгибе для стали 45 от
размера зерна в поверхностно закален-
ном слое; низкий отпуск при 145 °C 142]
Рис. 3.2. Связь предела прочности ав
и относительного сужения сталей 40,
55П и У8 с размером зерна 14—15 бал-
лов (/) и 7—8 баллов (2) 142]
пературы нагрева. Этот результат связан также с получением
более мелких зерен аустенита при нагреве и более мелких зерен
мартенсита при охлаждении.
На рис. 3.4 приведена зависимость пределов прочности аи
и пропорциональности опц при изгибе для сталей 40 и 40Х от
температуры нагрева при сквозной высокочастотной закалке на
Рис. 3.3. Зависимость ударной
вязкости от твердости стали
ХВГ после закалки и отпуска:
1 — обычная закалка; 2 — иср —
= 50 °С/с, Т = 920 °C; 3 — оср =
= 200 °С/с, Т = 1040 °C [25]
Рис. 3.4. Влияние темпера-
туры высокочастотного на-
грева иа предел прочности
и предел пропорционально-
сти при изгибе:
1 — сталь 40Х; 2 — сталь 40 (25]
102
Рис. 3.5. Влияние скорости
нагрева на предел прочности
и предел пропорционально-
сти при изгибе:
1 — сталь 40Х: 2 — сталь 40 [78 ]
туры отпуска на механиче-
ские свойства закаленной
стали 55ПП
ламповом генераторе. Скорость нагрева в надкритической об-
ласти составляла 150 °С/с, что соответствует времени нагрева
0,5—1,5 с выше критической точки. Для опытов применялись
образцы диаметром 10 и длиной 100 мм. Образцы проходили от-
пуск при температуре 180—200 °C. Из графика видно, что в изу-
ченной области температур закалки от 830 до 1040 °C происходит
непрерывное снижение пределов прочности и пропорциональности
при повышении температуры закалки, которое связано с ростом
зерен аустенита и соответствующим ростом игл мартенсита. Од-
нако до 920 °C для стали 40 и до 1000 °C для стали 40Х это сни-
жение идет сравнительно слабо, а при дальнейшем повышении
температуры до 1030—1080 °C — сильно. Значения предела проч-
ности на изгиб весьма высоки (4500—4700 Н/мм8) и существенно
превосходят сопротивление изгибу той же стали после обычной
закалки-и отпуска.
Результаты влияния скорости нагрева на аи и aTO при из-
гибе при постоянной температуре нагрева, равной 960 °C, пред-
ставлены на рис. 3.5. Как видно из рисунка, чем быстрее идет
нагрев, тем выше получаемые значения пределов прочности и про-
порциональности на изгиб при данной температуре нагрева, что
связано с ограничением роста зерен за счет быстрого нагрева.
Из полученных данных следует, что чрезмерное повышение тем-
пературы нагрева оказывает вредное влияние на сопротивление
изгибу сталей 40 и 40Х. Вопрос о влиянии скорости нагрева не
решен достаточно полно. Можно лишь заключить, что при вы-
сокой температуре нагрева (960 °C) увеличение скорости нагрева
До 250—270 °С/с оказывается полезным.	:
При оценке механических свойств образцов со сквозной высо-
кочастотной (или другой) закалкой очень большое влияние на все
103
Таблица 3.1
Результата испытаний образцов на растяжение
для стали 40ХГМ [1]
Внд закалки	Температура отпуска, °C	HRC,	°в	°т	б.	Л|>
			Н/мм*		%	
Индукционная Обычная	190 170	52—53	1760 1770	1570 1640	9	45 43
Индукционная Обычная	550	38—40	1170	1100	15	56
свойства оказывает температура отпуска. В работе [421 показано
такое влияние для стали 55ПП. Из рис. 3.6 видно, что предел
прочности на изгиб для закаленного насквозь тонкого образца
(толщина 3 мм) возрастает от 1000 Н/мм2 для закаленной стали
до 4500 Н/мм2 при отпуске (200 °C) и при дальнейшем повышении
температуры отпуска падает. Предел текучести возрастает для
закаленной стали от 1000 до 2700 Н/мм2 после отпуска при 200 С.
Аналогичное влияние оказывает самоотпуск, и, следовательно,
механические свойства должны сильно зависеть от условий
охлаждения при закалке.
В работе [11 дано сравнение механических свойств сталей 45,
40ХГМ и 18ХНВА после обычной и высокочастотной сквозной
закалки е последующим низким и высоким отпуском. Полученные
результаты не показали какого-либо существенного различия
в свойствах сталей. В табл. 3.1 приведены результаты испытаний
Таблица 3.2
Ударвая вязкость образцов после высокочастотной
н обычной закалки [ 1 ]
Вид закалки	Темпера- тура от- пуска, °C	Сталь 45		Сталь 40ХГМ		Сталь 18ХНВА	
		HRCg	кси, Дж/см8	HRCg	кси, Дж/см*	СП и си X	кси, Дж/см8
Обычная	170	53	155	53	55	41	78
Высокочастот- ная водой	190	53	17	—	—	42	78
Высокочастот- ная эмульсией	190	—	—	53	61	42	85
Обычная	550	27	93					30	135
Индукционная водой	550	26—27	89	—	—	—	—
Индукционная эмульсией	550	—	—	—	—	32	140
104
образцов на растяжение стали 40ХГМ. Образцы из стали 18ХНВА
при испытаниях на кручение после обычной и высокочастотной
закалки и низкого отпуска не обнаружили различий в свойствах.
Ударная вязкость образцов из сталей 45, 40ХГМ и 18ХНВА также
не зависела от метода нагрева при закалке (табл. 3.2). В данной
работе не получено повышения механических свойств при вы-
сокочастотной закалке по сравнению с обычной, вероятно, вслед-
ствие слишком высокой температуры нагрева при высокочастот-
ном нагреве.
3.2.	МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
ПОВЕРХНОСТНО ЗАКАЛЕННОЙ СТАЛИ
Для оценки механической прочности и надежности каждого
изделия с поверхностной закалкой наиболее ценными являются
натурные испытания деталей, особенно стендовые и эксплуатаци-
онные испытания на машинах. Однако их применение связано
с большой длительностью и высокой стоимостью, поэтому чаще
используют более простые и дешевые методы испытаний на об-
разцах. При этом для получения результатов, близких к практи-
ческим, добиваются максимально возможного подобия формы,
состава, строения и твердости, а также глубины закаленного слоя
образцов и изделий. Поскольку соблюдение полного подобия ис-
пытаний образцов и изделий затруднено и перенесение на изделия
количественных данных, полученных на образцах, во многих
случаях невозможно, наибольший интерес представляют такие
исследования, в которых проводится сравнение свойств поверх-
ностно закаленных образцов с незакаленными образцами, а также
с образцами после обычной сквозной закалки или химико-термиче-
ской обработки.
Поверхностная закалка приводит к повышению прочности
образцов — пределов пропорциональности, текучести и прочности
на растяжение, изгиб и кручение и пределов выносливости по
сравнению с этими же параметрами для стали в незакаленном со-
стоянии. Свойства, характеризующие пластичность и вязкость, —
удлинение, сужение, стрела прогиба, угол закручивания, ударная
вязкость — при поверхностной закалке снижаются. Качественно
изменение свойств напоминает изменение свойств при обычной
закалке. Однако повышение прочности и пределов выносливости
достигается при меньшей потере пластичности, чем при сквозной
закалке, а некоторые из свойств прочности при поверхностной
закалке получаются даже выше, чем при сквозной.
Для оценки прочности образцов с высокочастотной поверх-
ностной закалкой из статических видов испытаний наиболее под-
ходят испытания на изгиб и кручение. Широко распространенные
испытания на растяжение не дают достаточно надежных резуль-
татов в связи с излишней жесткостью напряженного состояния,
вызывающей большой разброс результатов за счет перекосов и
случайных незначительных пороков образцов.
105
Рнс. 3.7. Влияние глубины за-
каленного слоя иа пределы
прочности н пропорциональности
при изгибе:
1 — сталь 40Х; 2 — сталь 40 [251
закаленного слоя, вплоть
На рис. 3.7 приведены кривые,
построенные по данным работы 125],
показывающие влияние глубины за-
каленного слоя на пределы прочности
и пропорциональности при изгибе
стали марок 40 и 40Х. Опыты прово-
дились на цилиндрических улучшен-
ных образцах диаметром 10 и длиной
100 мм. Закалка образцов производи-
лась на ламповом генераторе непре-
рывно-последовательным методом на
глубину от 0,5 до 2,1 мм. Образцы
проходили отпуск при 180—200 °C.
На рисунке видно существенное по-
вышение пределов прочности и про-
порциональности на изгиб при пере-
ходе от незакаленных образцов к об-
разцам с поверхностной закалкой, и
непрерывное повышение этих преде-
лов по мере увеличения глубины
до сквозной закалки.
В работе [1 I показано, что на образцах диаметром 11 мм по-
верхностная закалка на глубину 1—2 мм приводила к снижению
предела прочности на изгиб улучшенных образцов из стали
40ХНМА от 3700 до 2500—2400 Н/мм2, что может быть связано
с применением слишком малой длины пролета (40 мм) и созданием
сложного напряженного состояния. Однако предел прочности по-
верхностно закаленных образцов оказался все же значительно
выше, чем предел прочности цементованных образцов из стали
18ХНВА. Предел прочности на изгиб стали 18ХНВА после обыч-
ной закалки и низкого отпуска оказался равным 4450 Н/мм2
при отсутствии цементации, 1740 Н/мм2 при глубине цементо-
ванного слоя 1 мм и 1480 Н/мм2 при глубине слоя 2 мм. Таким об-
разом, снижение предела прочности на изгиб, выявленное в дан-
ной работе при поверхностной закалке, значительно меньше, чем
при цементации. Значения пределов прочности после поверхно-
стной закалки выше, чем после цементации, закалки и отпуска.
Сравнение механических свойств образцов из стали марок 20
и 20Х, прошедших цементацию, закалку и низкий отпуск, и об-
разцов из стали марок 45, 40Х и 60, прошедших улучшение,
поверхностную закалку и низкий отпуск, произведено в работе
Т. Н. Назаровой [91. Глубина слоя на образцах сечением 10 хЮ мм
была равной 1,1—1,2 мм. В работе установлено, что разрушающая
нагрузка при испытаниях на изгиб, стрела прогиба и ударная
вязкость на образцах без надреза для поверхностно закаленных
образцов выше, чем для цементованных (рис. 3.8). Такие резуль-
таты получаются только при наличии отпуска поеле поверхност-
ной закалки и правильном выборе его температуры. На рис. 3.9
106
Рнс. 3.8. Механические свойства цементованной стали марок 20
к 20Х и поверхностно закаленной ТВЧ стали марок 40Х,
45 и 60
приведена зависимость механических характеристик стали марки
45 от температуры отпуска. Более высокие свойства стали марки
60 (см. рис. 3.8) связаны с применением повышенной температуры
отпуска.
На рис. 3.10 приведены кривые зависимости предела пропор-
циональности при испытании на кручение от глубины закаленного
слоя. Из кривых видно, что предел пропорциональности при
поверхностной закалке сильно возрастает.
Наиболее совершенным методом оценки различных способов
поверхностного упрочнения считается испытание на усталость.
Испытания на усталость, проводимые на образцах, во многих
случаях дают результаты, близкие к практическим данным. Ис-
пытания на усталость, проведенные на образцах, в частности,
показали, что разрушения во многих случаях начинаются на
слоя, поэтому в деталях машин и изделий
границе закаленного
Рнс. 3.9. Влияние тем-
пературы отпуска иа ме-
ханические свойства по-
верхностно закаленной
107
Рис. 3.10. Влияние глубины закален-
ного слоя иа предел пропорциональ-
ности при кручении:
1 — огаль 40Х; 2 — о»аль 40 [251
эти границы должны находиться в зоне пониженных рабочих на-
пряжений. В результате усталостных испытаний доказано, что
поверхностная закалка уменьшает чувствительность образцов и
изделий к качеству обработки поверхности. При всей важности
испытаний на усталость они не могут полностью характеризовать
качество изделий. В частности, эти испытания не характеризуют
склонности изделий к хрупким разрушениям при перегрузках или
ударах.
В 1930-х годах в отечественной и зарубежной литературе по-
явилось довольно много работ, в которых было показано повышение
пределов выносливости стальных образцов при различных мето-
дах поверхностного упрочнения — цементации, азотировании,
поверхностной закалке, поверхностном наклепе. До настоящего
времени существуют расхождения в объяснении причин такого
повышения. Одни авторы считают главной причиной повышения
усталостной прочности повышение твердости слоя, затрудняющее
начальную пластическую деформацию. Другие главную роль
отводят наличию сжимающих остаточных напряжений в упроч-
ненном слое. Наконец, в ряде работ признается большое значение
обоих указанных факторов.
В первых работах по изучению влияния высокочастотной по-
верхностной закалки на усталостную прочность не только не
было обнаружено повышения пределов выносливости, а наоборот,
было зафиксировано существенное снижение этой величины.
Причины таких результатов в настоящее время ясны. В этих ра-
ботах разрушение образцов происходило по границам закаленного
слоя, выходящим на поверхность в зоне действия максимальных
растягивающих напряжений. Многочисленные работы, выпол-
ненные позднее, показали, что высокочастотная поверхностная
закалка повышает предел выносливости в закаленных зонах и
несколько (на 20—25%) снижает предел выносливости на границе
закаленного слоя.
На рис. 3.11 приведены данные различных исследователей о
зависимости предела выносливости на изгиб от глубины закален-
ного слоя. Повышение предела выносливости наблюдается уже при
минимальной глубине слоя — 5—10% от радиуса образца.
Предел выносливости повышается при увеличении глубины за-
каленного слоя (до 50—70% от всего сечения).
Значительное поввппение пределов выносливости в случае по-
верхностного упрочнения всей зоны действия максимальных на-
108
пряжений получено также и в
работах С. В. Серенсена,
В. Н. Кудрявцева и др. [9].
Испытания на усталость об-
разцов из стали 50Х с диамет-
ром рабочей части 18 мм по-
казали, что при поверхност-
ной закалке на глубину 1 мм
(20% сечения) предел выно-
сливости повышается от 356
до 462 Н/мм8, или на 30%,
для нормализованных образ-
цов и от 407 до 578 Н/мм8, или
на 40%, для предварительно
улучшенных образцов.
Значительно больший эф-
фект в отношении повышения
предела выносливости полу-
чается для образцов с выточ-
Рис. 3.11. Влияние Относительной глу-
бины закаленного слоя (отношение хк : R)
иа предел выносливости при симметрич-
ном изгибе o_j:
1,2 — нормализованные и улучшенные об-
разцы диаметром 18 мм нэ стало 45; 3 — улуч-
шенные образцы диаметром 10 мм нэ стали 40Х;
4 — улучшенные образцы диаметром 7,52 мм
нз стали 45
кой или натяжной втулкой. На предварительно нормализованных
образцах предел выносливости повысился от 198 Н/мм8 без поверх-
ностной закалки до 490 Н/мм8 при закалке на глубину 1 мм.
Приведем данные о влиянии поверхностной закалки на предел
выносливости (Н/мм8) образцов диаметром 18 мм из стали 50Х:
Нормализованные образцы:
гладкие ...............................................356
гладкие, с поверхностной закалкой на глубину 1 мм . . . 462
гладкие, с частичной	по длине закалкой ..............313
с круговой выточкой	............................... 198
с круговой выточкой и поверхностной закалкой на глубину
1 мм ............................................... 490
Улучшенные образцы:
гладкие .............................................. 407
гладкие, с поверхностной закалкой на глубину 1 мм . . . 578
с натяжной втулкой ..................................137
с натяжной втулкой с поверхностной закалкой на глубину
1 мм ................................................535
В работе Р. Г. Хейфица при изучении влияния поверхностной
закалки на предел (выносливости, стали 4QXHMA на образцах диа-
метром 20 мм на машине УИМП получено повышение предела
выносливости от 450—480 Н/мм8 на улучшенных гладких образ-
цах до 630 Н/мм8 на образцах с поверхностной закалкой на глу-
бину 1,5—2 мм (30—40% сечения) [9]. Гораздо большее повышение
предела выносливости (от 140 до 600 Н/мм8) получено на таких же
образцах с острым надрезом глубиной 0,4 мм (угол назреза 609,
радиус закругления 0,2 мм).
При изучении влияния высокочастотной поверхностной; за-
калки на образцах диаметром 18 и 40 мм в работе А. М. Вайншток
также наблюдалось резкое повышение пределов выносливости [91.
109
Так, на образцах диаметром 40 мм предел выносливости повысился
с 240 Н/мм8 для улучшенных образцов до 520—560 Н/мм8, для
образцов с поверхностной закалкой на глубину 5—6 мм. Поверх-
ностная закалка не только не повышала, а даже снижала предел
выносливости улучшенной стали с 240 до 160 Н/мм8 в случае рас-
положения границы закаленного слоя у бурта, в зоне действия
максимальных рабочих напряжений. В этой работе отмечено
слабое повышение предела выносливости при недостаточной
глубине закаленного слоя.
Особенно большое повышение сопротивления усталости на
гладких образцах может быть достигнуто при глубокой закал-
ке— на 50 % и более от исходного сечения. При этом неко-
торые авторы обнаруживают максимум предела выносливости
при закалке приблизительно 50 % сечения, а в других рабо-
тах возрастание предела выносливости наблюдается вплоть до
сквозной закалки.
Однако чрезмерное повышение глубины закаленного слоя
в большинстве случаев не является желательным вследствие воз-
растания общей хрупкости изделия, увеличения расхода энергии
для нагрева. В большинстве случаев повышение пределов вы-
носливости на 10—30% при резком уменьшении чувствительности
к надрезам приводит к получению качественной детали.
Поверхностная высокочастотная закалка кроме повышения
пределов выносливости на гладких образцах и кроме резкого
снижения чувствительности к надрезам способствует также силь-
ному уменьшению зависимости результатов испытания образцов
от состояния поверхности на усталость. Известно, что неровности
поверхности, полученные при обработке резанием, а также не-
ровности, создаваемые коррозией, резко снижают предел вынос-
ливости. Изучение влияния поверхностной закалки на коррози-
онно-усталостную прочность в работе А. В. Рябченкова и В. Н. Но-
викова показало, что она сильно повышает предел выносливости
в коррозионной среде [9]. Так, предел выносливости нормализо-
ванной стали 40 в коррозионной среде снижается с 255 до 100—
72 Н/мм8, а предел выносливости поверхностно закаленных об-
разцов в гораздо меньшей степени — с 475 до 358—265 Н/мм8.
Предел выносливости в коррозионной среде поверхностно за-
каленных образцов стали 40 оказывается в несколько раз выше,
чем нормализованных образцов. Предварительная коррозия образ-
цов снижает предел выносливости стали 40 с 255 до 188 Н/мм8,
но практически не изменяет предела выносливости образцов
стали 40 с поверхностной закалкой (в опытах 475 Н/мм8 без
коррозии и 487 Н/мм8 с предварительной коррозией). Эти ре-
зультаты можно, по-видимому, перенести также и на влияние
неровностей, вызванных другими методами, в частности механи-
ческой обработкой.
В настоящее время почти единственной характеристикой, при
помощи которой возможна оценка склонности поверхностно зака-
110
ленных изделий к хруп-
кому разрушению, явля-
ется ударная вязкость. К
сожалению, и в этом слу-
чае приходится судить о
хрупкости по поведению
образцов.
В работе С. В. Серен-
сена изучалось влияние од-
носторонней поверхност-
ной закалки со стороны
надреза на ударную вяз-
кость обычных стандарт-
ных образцов с надрезом
глубиной 2 и радиусом 1 мм
(образцов Менаже) [91.
Наиболее интересные из
полученных данных приве-
1	Таблица 3.3
Ударная вязкость поверхностно закаленных
образцов Меиаже
Марка стала	Исходное состоявне	Глу- бина за- калки, мм	От- пуск, °C	Среднее значение KCU, Дж/см1 (нэ 3—6)
40	Нормали-	Нет	Нет	47
	зацня			
40	То же	1,5	200	24
40	>	2,5	200	25
40	Улучшение	Нет	580	136
40	>	1,5	200	94
40	>	2,5	200	92
40Х	>	Нет	600	ПО
40Х	>	1,5	200	98
40Х	>	2,5	200	86
дены в табл. 3.3. Как видно из таблицы, односторонняя по-
верхностная закалка на 20—30% сечения приводит к сни-
жению ударной вязкости на 50% при нормализованной сердце-
вине и на 10—30% при улучшенной сердцевине. Значения ударной
вязкости остаются достаточно высокими.
Влияние поверхностной закалки на ударную вязкость изуча-
лось также в работе Т. Н. Назаровой на образцах сечением 10х
10 мм без надреза [9]. Глубина закалки была равна 1,1 —1,2 мм.
Полученные результаты сравнивались с результатами испытаний
цементованных образцов из сталей 20 и 20Х с глубиной цемента-
ции 1,1—1,2 мм. Показано, что ударная вязкость поверхностно
закаленных образцов из сталей 45 и 40Х равна 60 Дж/см2 и воз-
растает до 100 Дж/см2 при отпуске (130 °C). Ударная вязкость
цементованных образцов из сталей 20 и 20Х после закалки и от-
пуска равна 30—40 Дж/см2, т. е. ниже, чем у образцов, закален-
ных с высокочастотным поверхностным нагревом и прошедших
низкий отпуск.
Сравнение ударной вязкости поверхностно закаленных и це-
ментованных образцов диаметром 11 мм без надреза показало, что
ударная вязкость поверхностно закаленных образцов выше, чем
цементованных образцов с более вязким сердечником [11. Так,
ударная вязкость улучшенной стали 40ХНМА при глубине за-
каленного слоя 1 мм и отпуске 180 °C получилась равной
127 Дж/см2, при глубине закалки 2 мм — 149 Дж/см2. Ударная
вязкость цементованных образцов из стали 18НХВА при глубине
слоя 1 мм после закалки и отпуске 170 °C равна 63 Дж/см2, а
при глубине слоя 2 мм — только 17 Дж/см2. Однако эти данные
требуют еще значительной корректировки. Неясен пока также
вопрос о возможности перенесения полученных данных на из-
делия.
з.з.	износостойкость И КОНТАКТНАЯ ПРОЧНОСТЬ
ПОВЕРХНОСТНО ЗАКАЛЕННЫХ ДЕТАЛЕЙ
Главной целью применения высокочастотной поверхностной
закалки в большинстве случаев является повышение износостой-
кости деталей машин.
При использовании поверхностной закалки исходят из об-
щего принципа повышения износостойкости при повышении
твердости поверхности. Этот принцип является в большинстве
случаев правильным, однако имеются и существенные отступления
от него. Непосредственная связь между твердостью и износо-
стойкостью наблюдается в случаях трения без существенного
окисления поверхности, а также без ударов и других осложняющих
факторов, приводящих к выкрашиванию поверхности. В частно-
сти, такая связь наблюдается при абразивном трении, когда из-
нашивание вызывается удалением мельчайших частиц металла
с поверхности изнашиваемого изделия.
Износостойкость в условиях, не связанных со значительным
окислением и выкрашиванием, кроме твердости зависит также от
состава и строения стали и в первую очередь от содержания угле-
рода в стали. На рис. 3.12 приведен график, показывающий влия-
ние содержания углерода на изнашивание при условии одинаковой
твердости на поверхности.
Имеющиеся в литературе многочисленные данные об испытаниях
поверхностно закаленной стали на изнашивание довольно про-
тиворечивы.
Испытания на изнашивание на различных испытательных ма-
шинах не являются стандартными, и получаемые результаты по-
мимо состава и строения испытуемых образцов значительно
зависят от вида трения, типа машины, давления, скорости дви-
жения, состава и строения истирающего элемента, наличия, .со-
става и количества смазки и ряда других факторов. Вследствие
этого результаты лабораторных испытаний на изнашивание мо-
Рис. 3.12. Влияние содержания углерода
иа износ / стали после высокочастотной за-
калки:
1 — нспнтаиня на машине Савина; 2 — испнта-
иия иа машине ЗИЛ
гут представлять интерес
только при условии срав-
нения поверхностно зака-
ленных образцов с образ-
цами, обработанными дру-
гими методами. В частно-
сти, наибольший интерес
представляет сравнение об-
разцов, полученных путем
высокочастотной поверх-
ностной закалки, с образ-
цами после обычной сквоз-
ной закалки с нагревом в
печах и с образцами после
цементации и закалки
(табл. 3.4).
112
Таблица 3.4
Сравнение износостойкости цементованных
н поверхностно закаленных образцов разных сталей
Марка стало	Характеристика термической обработки	Твер- дость по Вик- керсу HV	Износ, мг	
			об- разца	брон- зового вкла- дыша
18ХНВА	Цементации иа глубину 1,5 мм, закалка при 780 °C, отпуск при 170 °C	675	0,5	4,5
40ХНМА	Закалка при 860 °C, отпуск при 550 °C, поверкностная закалка на глубину 1 мм, от- пуск при 180 °C	748	4,5 '	4,0
10	Цементация на глубину 1,5 мм, закалка при 780 °C, отпуск при 170 °C	782	4,0	3,0
45	Закалка при 860 °C, отпуск при 550 °C, поверхностная закалка на глубину 1 мм, от- пуск при 180 °C	748	7,0	3,5
Подробное исследование износостойкости стали 45 после ис-
пользования различных режимов обработки имеется в работе
Д. М. Хайта [1 ]. Показано, что изнашивание значительно зависит
от условий испытания. Влияние вида обработки и твердости на
изнашивание оказывается различным при испытаниях, не вы-
зывающих значительного окисления, и при наличии более или
менее сильного окисления.
В условиях трения с абразивом, когда окисления почти нет,
минимальный износ наблюдается при максимальной твердости.
В этих условиях поверхностная высокочастотная закалка без
отпуска обеспечивает минимальный износ по сравнению с обычной
сквозной закалкой, поверхностной закалкой кислородно-ацетиле-
новым пламенем и электроконтактной закалкой (рис. 3.13). При
испытаниях на машине Савина и при наличии некоторого окисле-
ния минимальный износ получился не при максимальной твердо-
сти на образцах без отпуска, а на образцах, отпущенных при
200 °C. Изное образцов после высокочастотной поверхностной
закалки на 5—10% ниже, чем образцов с равной твердостью, полу-
ченной при других способах закалки.
В работе А. С. Ахматова и Н. Ф. Фокина И 1 отмечено также
уменьшение износа стали 50Г приблизительно на 25% при высо-
кочастотной поверхностной закалке по сравнению с обычной
(рис. 3.14). Однако этот эффект был обнаружен лишь в тонком
поверхностном слое толщиной около 0,05 мм и полностью устра-
нялся при сошлифовке этого слоя (рис. 3.15). В работе [1] опи-
сано уменьшение износа инструментальной етали марок У10А
и Х12 при высокочастотной закалке по сравнению с обычной за-
калкой на 40—60%, а также значительное увеличение стойкости
фрез из стали 9ХС, разверток, пуансонов и матриц из стали У10А
113
Рис. 3.13. Зависимость износа за-
каленных стальных образцов от
твердости поверхности:
1 — обычная закалка; 2 — высоко-
частотная закалка; Л — закалка; Б —
закалка н отпуск при 200 °C; В —
закалка и отпуск при 400 °C
Рис. 3.14. Сравнение износа / стали
50Г после обычной (?) и высокочастот-
Рис. 3.15. Сравнение износа стали 50Г
после обычной (X) н высокочастот-
ной закалкн после шлифовки (О)
при переходе от обычной закалки к высокочастотной поверхност-
ной закалке.
При сравнении износостойкости поверхностно закаленных об-
разцов и изделий, изготовленных из конструкционной стали,
с цементованными получаются различные данные. Нам представ-
ляются более убедительными данные, в которых показано неко-
торое преимущество в отношении износостойкости изделий и об-
разцов после цементации и закалки.
В работе [1 ] показан более низкий износ цементованной стали
18ХНВА по сравнению с поверхностно закаленной сталью
40ХНМА, несмотря на более низкую твердость цементованных
образцов (табл. 3.4), а также более низкий износ цементованной
стали 10 по сравнению с поверхностно закаленной сталью 45.
Э. Д. Спивак и В. Г. Зусман показали, что шестерни из сталей
45 и 40Х с поверхностной закалкой при твердости 57—62 HRCj,
дают износ, на 25% больший по сравнению с цементованными ше-
стернями из стали 20Х [1 ]. Повышенная стойкость цементованных
шестерен частично связана с более высокой твердостью, равной
60—63 HRC3, а частично, вероятно, с более высоким содержанием
углерода в поверхностном слое.
Данные эксплуатационных испытаний поршневых пальцев
(рис. 3.16) показывают, что поршневые пальцы с высокочастотной
114
о.з
Рис. 3.16. Данные эксплуатационный испытаний по ивиосу поршневых пальцев
десяти тракторов СТЗ-НАТИ: а — цементованные пальцы; б — пальцы из стали
50, закаленные ТВЧ; в — пальцы из стали 40Х, закаленные ТВЧ
поверхностной закалкой изнашиваются сильнее цементованных,
если содержание углерода в стали менее 0,45%, и оказываются
более стойкими, чем цементованные, при содержании углерода
в стали более 0,5%.
Рассмотрение и критическая оценка материалов по износу и
износостойкости, имеющаяся в литературе и практике, позво-
ляют сделать следующее заключение. Резкое повышение износо-
стойкости наблюдается при введении высокочастотной поверх-
ностной закалки изделий, которые ранее применялись без за-
калки. По сравнению с обычной объемной закалкой высокоча-
стотная поверхностная закалка дает некоторое повышение износо-
стойкости за счет повышения твердости поверхности, отсутствия
обезуглероживания и, возможно, по другим причинам. Износо-
стойкость изделий из среднеуглеродистой стали с высокочастотной
поверхностной закалкой в большинстве случаев несколько усту-
пает износостойкости цементованных деталей вследствие более
низкой твердости и пониженного содержания углерода.
Влияние твердости поверхности стали, закаленной при нагреве
током высокой частоты, на контактную усталость изучалось
М. А. Балтером и др. [91. Для исследования была выбрана сталь
45ХН. Образцы подвергали предварительной термической об-
работке — улучшению на твердость 28—30 HRCg. Нагрев про-
изводился с помощью лампового генератора, охлаждение — по-
гружением в масло. Твердость после закалки составляла 55—
56 HRCe, глубина закаленного слоя была равна 2,5—2,7 мм.
Микроструктура закаленного слоя представляла собой троос-
тито-мартенсит. После отпуска твердость HRCe поверхности об-
разцов составляла 55, 50, 45 и 40. Испытания проводились на
115
контактной прочности ок от твер-
дости поверхностно вакалевной
стали
специальной машине, воспроизводя-
щей условия трения с проскальзы-
ванием, близкие к условиям работы
зубьев шестерен. В качестве сопря-
женного образца был использован ро-
лик из стали 20Х2Н4А, цементован-
ный, закаленный и отпущенный на
твердость 59—61 HRCa. Микрострук-
тура — мартенсит с карбидами. Для
смазки применялось масло М20. Ис-
пытания проводились до появления
на рабочей поверхности образцов зоны
выкрашивания. Результаты испыта-
ний приведены на рие. 3.17. Сниже-
ние твердости образца из стали 45ХН с 55 до 40 HRCg приводит
к уменьшению предела контактной выносливости от 1660 до
960 Н/мм2. Наблюдается прямая зависимость предела выносли-
вости от твердости. Авторы отдают преимущество цементованной
стали 20Х2Н4А, предел контактной прочности которой получен
равным 2000 Н/мм2. Однако экстраполяция значений предела
выносливости стали 45ХН до твердости 60HRCa показала, что
в этом случае контактная прочность не уступает прочности стали
20Х2Н4А, прошедшей цементацию и закалку до той же твердо-
сти. Анализируя приведенные выше данные, можно сделать за-
ключение, что при трении качения главную роль играет твердость
поверхности.
В работе [26] проводилось сравнительное испытание на кон-
тактную прочность зубчатых колес-сателлитов трактора К-700,
поверхностно закаленных и цементованных. Цементованные зуб-
чатые колеса изготовлялись из стали 20ХГНР; глубина цементо-
ванного слоя на рабочих поверхностях зуба составляла 1,2—1,5 мм;
твердость 56—58 HRCa. Поверхностно закаленные колеса изго-
товлялись из стали 45ХН; глубина закаленного слоя на рабочей
поверхности 2,2—2,3 мм; твердость поверхности 56—58 HRCa.
Сравнительные испытания проводились на стенде с замкнутым
силовым контуром. Одновременно испытывались две пары зубча-
тых колес. Частота вращения приводного вала была равна
1440 об/мин. Смазка осуществлялась автолом 18. Для испытания
из сателлитов вырезались диски толщиной 20 мм.
При испытании цементованных колес сначала устанавливалась
пониженная нагрузка— 100 000 Н-см. Первые дефекты начали
появляться после 30-10® циклов нагружения в виде неглубокой
волнистости. После 66- 10е циклов наступила стабилизация состоя-
ния поверхности вплоть до ПО-10е циклов. После этого нагрузка
была повышена до 120 000 Н-см. При такой нагрузке колеса про-
работали еще 13,5-10® циклов и сломались. Исследование состоя-
ния поверхности показало, что существенных дефектов нет. Вто-
рая пара цементованных колес с самого начала исследовалась при
116
нагрузке 120 000 H-ем. После 45-10® циклов нагружения по-
явилось выкрашивание, которое прогрессировало, и при 48 X
х 10е циклов опыт пришлось прекратйть.
Испытания в тех же условиях поверхностно закаленных са-
теллитов по технологии, разработанной ВНИИТВЧ [9], показали,
что при нагрузке 100 000 Н-см после50- 10е циклов нагружения де-
фектов на поверхности не появилось. Нагрузка была увеличена
до 120 000 Н-см. После 10-10е циклов появились ямки выкраши-
вания, но при цикле 40-10® ямки стали затираться, уменьшаясь
по площади и глубине. Опыт был прекращен, когда общее число
циклов нагружения достигло 106- 10е. При этом состояние поверх-
ности было вполне работоспособным. Износ зубьев составлял
в среднем 0,1 мм за 100-10® циклов нагружения.
Приведенные в работе [261 результаты испытаний дали осно-
вание считать, что поверхностно закаленные сателлиты по контакт-
ной прочности и износостойкости несколько превосходят цементо-
ванные. У них другой характер контактных разрушений. Появ-
ление первых ямок выкрашивания на цементованной поверхности
свидетельствует об исчерпании запаса контактной прочности.
У поверхностно закаленных деталей появление даже значитель-
ного по площади выкрашивания не вызывает снижения прочности,
а возникшие ямки в процессе дальнейшей работы затираются.
Это связано с различием механических свойств цементованного и
закаленного на высокую твердость слоя и поверхностно закален-
ного слоя стали со средним содержанием углерода. Различие в
содержании углерода при одинаковой твердости определяет раз-
личный уровень свойств пластичности. Кроме того, играет роль,
по-видимому, толщина упрочненного слоя. При поверхностной
закалке слой значительно толще и частичное выкрашивание с по-
верхности мало отражается на свойствах слоя в целом.
Описание опыта также показывает, что о предельных допусти-
мых значениях контактных напряжений не всегда можно судить
по' появлению первых очагов поверхностного разрушения, как
это делается в большинстве экспериментальных исследований.
Необходимо следить за развитием этих дефектов, которое может
протекать по-разному у разных марок стали в различных условиях
эксплуатации.
Поверхностной закалке- подвергаются • рабочие поверхности
колец роликовых и шариковых опорно-поворотных устройств
экскаваторов и кранов. Кольца обычно изготовляются из литой
или кованой углеродистой и низколегированной стали с содержа-
нием углерода 0,4—0,6% (стали 50, 55, 50Г, 40Х, 40ХН и т. п.).
Твердость поверхностного слоя колец, закаленных в заводских
условиях, колеблется в широких пределах — 45—62 HRCa. Это
обусловливает и соответствующий разброс контактной прочности
и долговечности всего опорно-поворотного устройства.
В работе [121 исследовалась зависимость контактной выно-
сливости от структуры и твердости поверхностно закаленной стали
117
применительно к условиям работы опорно-поворотных устройств.
Испытание натурных образцов позволило выявить характер раз-
рушения поверхности дорожек качения. Испытывались кольца
диаметром 1400 и 1600 мм из стали 55 на стенде, имитирующем
условия их эксплуатации. В конструкции опорно-поворотных
устройств применялись цилиндрические роЛики из стали ШХ15.
Особенностью работы опорно-поворотных устройств является
наличие наряду с трением качения повышенного трения скольже-
ния. Испытания проводились при вращении с реверсированием
со скоростью 25—50 м/мин. В качестве смазочного материала при-
менялись смазки ЦИАТИМ и ВНИИНП-241, обеспечивающие
сохранение смазочного слоя в условиях испытания при высоких
контактных давлениях.
В начале испытания происходила взаимная приработка дета-
лей. Первые признаки усталостного выкрашивания обычно появ-
лялись после 1 млн циклов нагружения каждой точки контакта.
При продолжении испытания первоначальные очаги выкрашива-
ния сливались и образовывали дефектные участки длиной 100—
200 мм. Глубина выкрашивания составляла 0,5—1,5 мм. При
таких размерах дефектных участков наблюдается повышение тем-
пературы узла и сопротивления вращению, появляются вибрации.
Это служило признаком исчерпания работоспособности опорно-
поворотного устройства в целом. В проведенных испытаниях по-
добное состояние наблюдалось после (3-?-6) 10е циклов нагруже-
ния, что соответствовало 4—6 годам службы крана или экскава-
тора в реальных условиях эксплуатации. Исследование состояния
испытанных колец показало, что выкрашивание начиналось,
как правило, в местах резкого изменения твердости, т. е. в зонах
неполной закалки. В области с пониженной твердостью выкраши-
ванию предшествовала пластическая деформация поверхностного
слоя. Структура большинства производственных колец свидетель-
ствует о недостаточной температуре нагрева при закалке.
Для определения пределов контактной выносливости поверх-
ностно закаленных сталей было проведено испытание дорожек
качения на кольцевых дисках диаметром 130 и толщиной 20 мм.
На торцах диска закаливалась кольцевая дорожка до твердости
53—63 HRCa. Глубина закаленного слоя была в пределах 2—
5 мм. Образцы испытывались в паре со стандартными телами ка-
чения — шариком диаметром 25,2 мм или узким роликом диамет-
ром 24 мм из закаленной шарикоподшипниковой стали. Стенд
для испытания этих образцов был сделан по типу стенда для ис-
пытания натурных изделий. Одновременно испытывались четыре
диска. Линейная скорость в зоне контакта составляла 36—
46 м/мин. В качестве смазки применялось масло ЦИАТИМ-203.
Опытные диски вырезались из серийных колец, изготовленных из
сталей марок 65, 50ГЛ и 45ХН. Материл характеризовался круп-
ными зернами и сильной загрязненностью неметаллическими вклю-
чениями. Признаком разрушения служили появившиеся ямки
118
выкрашивания глубиной 0,2—
0,4 мм. Возникновение одной такой
ямки приводило в течение 20—
50 тыс. нагружений к полному раз-
рушению дорожки качения. За ба-
зу испытания было принято 107
циклов нагружения.
Лучшие результаты были полу-
чены на стали 65 при твердости по-
верхности 60—63 HRCa (табл. 3.5).
При напряжении 1700 Н/мма все
образцы выдержали испытание.
После 2-10® циклов стали появ-
ляться отдельные мелкие овальные
ямки с гладким дном. По мере даль-
нейшего испытания число ямок уве-
личивалось, отдельные ямки сли-
вались в одну и к концу опыта до-
стигали 1 мма при глубине до
0,2 мм. Несмотря на наличие тан-
генциальных ямок, образцы не раз-
рушались.
При’ нагрузке 2080 Н/мма часть
образцов разрушилась при (5ч-
4-6,5) 10е циклов, хотя отдельные
образцы выдержали испытания
полностью. Это дало основание ис-
пользовать сталь 65 с твердостью
дорожек качения 60—63 HRCa в
конструкциях, испытывающих пе-
риодически контактные перегруз-
ки до 2000 Н/мма при линейном
первоначальном контакте. Сниже-
ние твердости до 53—57 HRCa
путем отпуска привело к значи-
тельному снижению предела вы-
носливости—до 1400 Н/мм2.- При
этом изменился характер изна-
шивания. Появление овальных
ямок выражено менее ярко. Осо-
бенностью является пластическое
смятие дорожки качения, выража-
ющееся в ее углублении и обра-
зовании наплывов по границам.
На значении предела контакт-
ной выносливости отражается
состояние исходной структуры
До закалки. Так, при одинаковой
а
а
О.
V
Б
£
о
X
•X
V
X
к
ч
X
о.
Б
X
ч
X
S
5
о
S
3
X
X
X
ж
g
S
о
X
		я. и	ю			
		%	со			
		X				
		я				
	о 00	в	со.			
	о	4	сч			
		1 а	I		| |	1 1
		в %	ю			
		я.	1		°° 1	со ь-
		%	1		сГЗ	о —
	О	X				
	о а>	в			О	г- о
		к				о со
Я		1 я	1			
.я		в			о	о о
к		%				
ь		Я			«г 1	00 со
пр»			о		- 1	со м*
		X				
о	о	я Е			СП	СП ь-
4	ь-	к I	1		1 1	со" in 1 1
X о		я	1		А 1	1 1 со со
ч tad		в				со —
X		4				
X						
о ч о		Я				о г-
X у		4			ь-" о	10, 5,
	о	X л				
	ю	Е				
		1			о	*.
			1			СО I 1
		я	1			1 Д
		в				
		4				
		Я			00	
		и				1 1
		4			о —	I ।
						
						
	о					
		1 X				
		я Я				
		B-S 4 *	1		1 1	
		X				
	6	6“	со		ь. 03	ь- оо
	6.с	2 о’	СО		1ЛСЧ1Л1Л	
	Ф _д X и	®<х	1		1	1
	-ч С	ЯТ!	о		СО О СО 04	
	О ф ч X		СО		1ЛОНЛ1Л	
	(вари- ая тер-	X 2 Л » 0	я ч со S	X S3 яг	о £ А	ф S3 X с 3 л
	лГ я	? 5	Cl СО		О	сг
	СХ Л	х.^	О	со F—<		кЪ
	е5	2 о	X			ч
	X X	X				X
	о.	ч ф				X
		(ч			ю ю ш ш	
			СО		СО со со	
12
S
§
3
<9
119
твердости в пределах 53—57 HRCb образцы с исходной структу-
рой, полученной нормализацией, имеют предел выносливости
1500 Н/мм2. На предварительно улучшенной стали предел вы-
носливости получен равным 1700 Н/мм2. По-видимому, играет
роль однородность мартенсита. Как отмечалось в п. 2.1, при ис-
ходной структуре с резко дифференцированной структурой пер-
лита и феррита при поверхностной закалке требуется более вы-
сокая температура нагрева. Поэтому приходится мириться с не-
которой неоднородностью, выявляемой травлением микрошли-
фов, если твердость закаленного слоя соответствует заданным тех-
ническим условиям.
В табл. 3.5 приведены данные для стали 45ХН, для которой
получена высокая контактная выносливость при испытаниях
зубчатых колес. По этим данным можно заключить, что сталь 45ХН
уступает по своим свойствам стали 65 с исходной структурой,
полученной после улучшения.
Существенное повышение контактной прочности наблюдается
при поверхностной закалке бочки валков холодной прокатки.
Технология закалки валков с объемным нагревом в печах обеспе-
чивает среднюю твердость поверхности бочки по Шору 95 HSh.
В то же время, по данным одного из заводов, повышение твердо-
сти бочки только на одну единицу повышает производительность
валка на 3—4%. Поверхностная закалка с применением тока вы-
сокой или промышленной частоты может обеспечить на бочке
твердость 100—105 Hsh. Поданным В. Н. Новикова, при прокатке
стальной ленты валки, закаленные при индукционном нагреве,
показали повышение стойкости на 26—65% по сравнению с вал-
ками, закаленными со сквозным нагревом [51.
Дополнительные возможности повышения контактной проч-
ности открывает, по-видимому, применение комбинированной
термической обработки, включающей поверхностную высокотем-
пературную термомеханическую обработку — ВТМО [40]. Опыты
проводились на образцах из сталей 9Х и ШХ15 и прокатных вал-
ках диаметром 20 мм, изготовленных из этих сталей, со сквозным
и поверхностным упрочнением. При поверхностном упрочнении
пластической деформации подвергалось все сечение, так как про-
грев был достаточно глубоким, но закалка производилась только
в пределах заданного слоя, нагретого в процессе прокатки до
температуры выше критических точек стали и имеющего струк-
туру аустенита. Лучшие результаты получены при поверхностном
упрочнении. Предел контактной выносливости образцов, упроч-
ненных на глубину 5 мм, достигал 1700—1800 Н/мм2, тогда как
у образцов, подвергнутых обычной термической обработке, он
составлял 1000—1100 Н/мм2. Долговечность увеличилась в 10 раз.
Более высокие значения предела контактной выносливости у
образцов с поверхностным упрочнением объясняются авторами
большей твердостью (на 2—3 ед. HRCg) и большими сжимающими
напряжениями, достигающими у поверхности 1000—1200 Н/мм2.
120
Эксплуатационная стойкость прокатных валков, испытанных в ус-
ловиях производства, повысилась в 3,5 раза.
Анализируя приведенные в работе [5] данные, следует отме-
тить, что предел выносливости 1000—1100 Н/мм8 является за-
ниженным и нехарактерным для исследованных сталей. Поэтому
степень влияния термомеханической обработки при более тща-
тельном проведении эксперимента будет несколько меньше. Од-
нако, если учитывать несложность процесса ВТМО и возможность
ее совмещения с процессом прокатки, то использование описан-
ного метода повышения контактной прочности должно дать
определенный эффект.
3.4.	СВОЙСТВА ИЗДЕЛИЙ ПОСЛЕ ПОВЕРХНОСТНОЙ ЗАКАЛКИ
С ГЛУБОКИМ НАГРЕВОМ
При высокочастотном улучшении арматуры, труб, проката
известные трудности представляет прогрев сердцевины. Для до-
статочно однородного распределения температуры по сечению
требуется медленный нагрев или даже выдержка. В связи с этим
представляют большой интерес свойства изделий, у которых тер-
мической обработке подвергнуто не все сечение, а лишь большая
часть его, причем сердцевина находится в исходном необработан-
ном состоянии. Получение таких изделий связано с сокращением
длительности обработки, расхода электроэнергии и с общим уде-
шевлением процесса.
В работе Е. П. Евангуловой и Г. Ф. Головина произведено
сравнение механических свойств, получаемых при сквозной и не-
сквозной закалке стержней диаметром 20, 22 и 25 мм из стали
марок 35ГС и 65Г и стержней диаметром 32 мм из стали Ст4сп.
Глубина обработанного слоя составляла 3,5—4,0 мм, что соот-
ветствует 50—60% всего сечения [11]. Глубина слоя вместе с пе-
реходным еще больше — в некоторых случаях она составляет до
80% сечения.
При несквозной закалке стержней из сталей 35ГС и 65Г уда-
ется получить достаточно высокие механические свойства, мало
уступающие свойствам при сквозном нагреве. В частности, для
стали 35ГС после отпуска при 550 °C ов — 1000 Н/мм8 при сквоз-
ной и ав = 950 Н/мм8 при несквозной закалке, а0>8 = 850 Н/мм8
при сквозной и а0,2 = 750 Н/мм8 при несквозной закалке.
На рис. 3.18 приведена зависимость механических свойств
стали от температуры отпуска для сквозной и несквозной закал-
ки. Испытания производились на нестандартных образцах полного
сечения. В интервале температур отпуска 450—600 °C несквозная
закалка дает понижение пределов прочности и текучести на 30—
100 Н/мм8, или на 3—20%’ по сравнению со сквозным нагревом.
Удлинение получается выше при несквозном нагреве.
Особый интерес представляют свойства стержней сравнительно
большого сечения из углеродистой стали после несквозной закалки.
Такие стержни не прокаливаются насквозь даже при сквозном
121
Рис. 3.18. Сравнение меха-
нических свойств стали 35ГС
при сквозной и иесквоаной
(60® сечения) ааиалке и раз-
личная температурах от-
пуска:
/, 3, 5 — сквозная закалка; 2,
4, 6 — кеоквоэкая вакалка
Рис. 3.19. Зависимость ме-
ханические свойств стали
Ст4сп от отношения площади
закаленной зоны Гв ио всему
сечению F (бр — равномер-
ное удлинение)
400	500	500
нагреве. За ечет применения
весьма интенсивного душа и уско-
рения охлаждения при поверхност-
ном нагреве у стержней диаметром
32 мм из стали Ст4сп удается полу-
чить слой с повышенной твердостью глубиной до 5 мм и, следо-
вательно, упрочнить около 50% сечения.
На рис. 3.19 показана зависимость механических свойств стали
от отношения площади закаленной зоны ко всему сечению. Из
рисунка видно, что сильное возрастание прочности имеет место
до отношений, равных 0,5—0,6 (50—60% закаленного сечения).
Предел текучести после отпуска при 530 °C возрастает от 300
до 450 Н/мм2, временное сопротивление — от 500 до 650 Н/мм2.
Дальнейшее повышение свойств при переходе от несквозной к
сквозной закалке сравнительно мало, даже при условии весьма
интенсивного охлаждения водяным душем.
Приведенные ниже результаты по механическим свойствам за-
каленной стали пониженной прокаливаемости базируются в ос-
новном на данных работы [421. Механические свойства поверх-
ностно закаленных образцов зависят, как уже указывалось ранее,
от механических свойств сердцевины, сердечника и глубины зака-
ленного слоя. Для поверхностной закалки с глубоким нагревом
характерно получение очень мелкого мартенсита, что связано
с умеренной скоростью нагрева, стабильностью температуры на-
грева. Это обеспечивает возможность получения после низкого
отпуска высокой прочности, пластичности и вязкости закаленного
слоя (в частности, временного сопротивления на растяжение до
2900 Н/мм2 при относительном сужении до 40% и вязком разру-
122
шении). При глубоком нагреве етали пониженной прокаливае-
мости обеспечиваются также повышенные по сравнению с другими
методами поверхностного упрочнения механические свойства
сердцевины — предел текучести 700—900 Н/мм2, временное со-
противление 1000—1200 Н/мм2 при относительном удлинении
10—15%, относительном сужении 30—35% и ударной вязкости
25—80 Дж/см2. Глубина закаленного слоя и прочность иа изгиб
сильно зависят от температуры закалки. Для образцов сечением
15x15 мм из стали 55ПП при температуре закалки 820—850 °C
глубина закаленного слоя равна 2 мм, а предел прочности на из-
гиб 3200 Н/мм2, в то время как цементованные образцы после за-
калки и низкого отпуска обычно имеют предел прочности на изгиб
около 2500 Н/мм2. Прочность при изгибе очень сильно зависит
от температуры отпуска и твердости слоя. При температуре от-
пуска 125 °C и твердости поверхности 62—63 HRCa при опти-
мальной температуре закалки 820 °C сги = 22004-2700 Н/мм2;
при температуре отпуска 150 °C и твердости 60 HRCa °и =
= 26004-3100 Н/мм2, а при температуре отпуска 190 °C и твер-
дости поверхности 58 HRCa достигается максимальное значение
ои = 30004-3500 Н/мм2. В случае закалки при более высокой тем-
пературе значения предела прочности на изгиб при всех изучен-
ных температурах отпуска ниже примерно на 1000 Н/мм2.
В работе изучена ударная вязкость на образцах стали 55ПП
сечением 10 х 10x55 мм без надреза с поверхностной закалкой при
глубинном нагреве и последующим низким отпуском. Образцы
стали разных плавок, выплавленных в электродуговых и марте-
новских печах, показали ударную вязкость (образцы не надре-
заны) от 27 до 90 Дж/см2 после отпуска при 125 °C и от 44 до
128 Дж/см2 после отпуска при 150 °C. Безникелевые цементуемые
стали на таких же образцах после цементации, закалки и отпуска
при 200 °C имеют ударную вязкость в пределах 15—30 Дж/см2,
а стали с 3—4% Ni — до 50 Дж/см2. При дальнейшем повышении
температуры отпуска и понижении твердости поверхности до
56—58 HRC^ ударная вязкость образцов, прошедших поверхно-
стную закалку при глубоком нагреве, возрастает до 80—140 Дж/см2.
Поверхностная закалка с глубоким нагревом позволяет полу-
чить очень высокие значения пределов выносливости. На образ-
цах диаметром 20 мм с надрезом при глубине закалки не менее 3 мм,
твердостью 60 HRCa получен предел выносливости 800 Н/мм2,
который примерно в 2 раза выше, чем предел выносливости цемен-
тованных образцов из сталей 12Х2Н4А и ЗОХГТ. При меньшей
глубине закаленного слоя (2,1—2,2 мм) предел выносливости
поверхностно закаленных образцов намного ниже (570 Н/мм2).
В работе [42 ] приведены также подробные данные о конструктив-
ной прочности деталей из сталей с пониженной и регламентиро-
ванной прокаливаемостью после поверхностной закалки с глубо-
ким нагревом. В работе изучены статическая прочность поверх-
ностно закаленных модельных образцов, шкворней поворотного
123
кулаиа, зубчатых колее, нолуоеей, а также ряда деталей нри удар-
ных нагрузках, усталостная прочность, питтинг.
Вее методы испытаний деталей показали, что поверхностная
закалка деталей, изготовленных из етали пониженной или регла-
ментированной прокаливаемости, обеспечивает повышение их
качества по сравнению с деталями, прошедшими цементацию,
улучшение, а в ряде случаев и с деталями, прошедшими обычную
поверхностную закалку е поверхностным нагревом при одинаковом
отпуске и твердости поверхности. Возрастают разрушающие на-
пряжения, работа ударного разрушения, усталостная прочность,
сопротивление питтингу. Метод поверхностной закалки с глубо-
ким нагревом в течение многих лет используется для деталей ав-
томобилей на заводах ЗИЛ, ГАЗ, КАМАЗ, а также для закалки
ряда других деталей.
Следует отметить, что получение приведенных выше очень
высоких механических свойств стали не всегда удается. Большое
влияние на эти свойства оказывают особенности отдельных плавок,
химический состав, тщательное соблюдение температуры и других
условий закалки и отпуска.
3.5.	ТРЕЩИНЫ И МЕХАНИКА РАЗРУШЕНИЯ
За последние 20—30 лет постепенно изменились представления
об опасности трещин в конструкциях и деталях машин. Это свя-
зано с развитием новой науки — механики разрушения тел с тре-
щинами, или сокращенно механики разрушения. Прежние
представления о том, что любая трещина обязательно быстро уве-
личивается и приводит к разрушению конструкций или деталей,
оказались необоснованными. Многие конструкции и детали могут
длительно и надежно работать при наличии трещин определенных
размеров [29].
В механике разрушения разработано понятие о минимальной
глубине опасных трещин, которые резко снижают прочность и при-
водят к катастрофическому хрупкому разрушению. Очевидно,
что чем меньше глубина опасной трещины, тем меньше трещино-
стойкость материала. Глубина опасных трещин в разных случаях
может быть совершенно различной. Она зависит от так называе-
мой вязкости разрушения (или трещиностойкости) материала, от
рабочих напряжений, размеров и формы конструкции или детали,
температуры, а также от скорости приложения нагрузки. В общем
виде эта зависимость следующая:
^тр = К (Ахе/^к),
где ZTp — глубина опасной трещины; К — коэффициент, завися-
щий от формы и размеров детали и расположения трещины;
К1С — вязкость разрушения материала при данной температуре
и скорости нагружения; ок — разрушающее напряжение в зоне
развития трещины.
124
Прежде чем рассмотреть некоторые количественные данные,
изложим в кратком виде основные положения механики разруше-
ния тел с трещинами.
В конце трещин под нагрузкой происходит концентрация на-
пряжений, т. е. могут возникать напряжения значительно более
высокие, чем средние напряжения. Повышенное значение напря-
жения в вершине трещин может быть вычислено по формуле
Птр = 2оер /трЛ"тр = ^Ск*^ер>
где аер — среднее напряжение в зоне трещины; ZTp — глубина
трещины; гтр — радиус закругления в вершине трещины; Кк —
коэффициент концентрации напряжений.
В хрупких телах напряжение в вершине трещины может пре-
вышать средние напряжения примерно в 10 раз. Большие значения
коэффициента концентрации напряжения, хотя и могут быть вы-
числены по формуле, в реальных случаях не наблюдаются. В пла-
стичных материалах при небольших размерах образцов и трещин
при значениях напряжения в вершине трещины, равных сопро-
тивлению пластической деформации, начинается пластическая
деформация в зоне трещины, и напряжения снижаются. При боль-
ших размерах изделий или образцов и большой глубине трещин
эффективное значение предела текучести в вершине трещины
возрастает в 3—5 раз, в результате становится возможным хруп-
кое разрушение материалов, которые в образцах или изделиях
малых размеров даже при наличии небольших трещин разруша-
ются лишь после значительной пластической деформации,
т. е. претерпевают вязкое разрушение. Уровень средних напря-
жений при условии плоского деформированного состояния, кото-
рый приводит к росту трещины или даже к катастрофически бы-
строму росту трещины и хрупкому разрушению, может быть рас-
считан по методам механики разрушения в зависимости от вяз-
кости разрушения материала и длины трещины. По аналогичным
формулам можно рассчитать и глубину минимальной опасной
трещины при данном уровне напряжений. Для решения вопросов
об определении глубины опасной трещины или о допускаемом на-
пряжении существенное значение имеет характер напряженного
состояния. В вершинах небольших трещин и при небольшой тол-
щине деталей возникает плоское напряженное состояние, которое
характеризуется наличием растягивающих напряжений в двух
взаимно перпендикулярных направлениях поперек и вдоль тре-
щины. Это менее опасный с точки зрения возможного разруше-
ния случай. При больших размерах деталей глубокие трещины
могут вызывать появление жесткого трехосного напряженного
состояния, которое часто называют плоскодеформированным. При
этом имеется в виду, что деформация происходит только в двух
направлениях, а в третьем направлении деформация не происхо-
дит, но возникают большие растягивающие напряжения. Если
растягивающие напряжения в двух направлениях равны между
125
собой и равны а, фо иаиряжеиие в третьем направлении состав-
ляет для стали 0,6а. В условиях плоского деформированного со-
стояния рост трещины и разрушения происходит гораздо легче,
чем в условиях плоского напряженного состояния. Для опреде-
ления характеристики сопротивления хрупкому разрушению ма-
териала, вязкости разрушения или трещиностойкости могут быть
использованы специальные ошин по разрушению больших образ-
цов с трещиной. В частности, для случая растяжения достаточно
широкой пластины с поперечной трещиной вязкость разрушения
Яо = «М^тр)1'2.
Если лист тонкий, то вязкость разрушения определяется
в условиях плоского напряженного состояния /Сс, а если лист
толстый, то в условиях плоского деформированного состояния
Х1С. Если вязкость разрушения (трещиностойкость) материала
известна, то формулу можно использовать для определения
глубины опасной трещины при заданном напряжении или, на-
оборот, разрушающего напряжения в зависимости от глубины
трещины!
' СТК (я/тр)1/2 •
При других схемах нагружения значения К1с сохраняются,
вместо ш в формулу вводится более сложный коэффициент. Вели-
чины опасных глубин трещин в настоящее время на основании
экспериментальных данных и последующих расчетов могут быть
получены со сравнительно невысокой точностью. Это связано
с тем, что они зависят от схемы нагружения, недостаточной точ-
ности значений вязкости разрушения и от выбора уровня средних
рабочих напряжений. Тем не менее такие данные для различных
материалов представляют несомненный интерес. В качестве за-
ведомо хрупкого материала, особо чувствительного к трещинам,
рассмотрим силикатное стекло. Для стекла значение К1С состав-
ляет примерно 15 Н/мм3 [29]. Если принять значение разрушаю-
щего напряжения 100 Н/мм2, то
= V ('Too') мм.
Если распространить результат на другие схемы нагружения
и более низкие растягивающие напряжения, то длина опытной
трещины для стекла будет составлять несколько сотых долей мил-
лиметра при напряжении 50—100 Н/мм2. Однако при гораздо более
низком разрушающем напряжении (10 Н/мм2) длина опасной тре-
щины достигает 1 мм.
Для инструментальной стали У9 после закалки и низкого
отпуска 200 X, с пределом текучести 1500 Н/мм2 вязкость раз-
рушения составляет 400 Н/мм3'2 [98] и при рабочем напряжении
1000 Н/мм2
126
Однако, если среднее напряжение в 2 раза ниже и составляет
500 Н/мм®, то длина опасной трещины станет в 4 раза больше и
будет равна 0,2 мм. Малые размера опасных трещин в этой ин-
струментальной стали, прошедшей закалку и низкий отпуск,
связаны с низким значением вязкости разрушения и высоким
уровнем рабочих напряжений.
Значительно бблыпие значения глубины опасных трещин по-
лучаются для незакаленной конструкционной стали, в частности
для стали 45. В этом случае вязкость разрушения составляет
1000—1500 Н/мм8/®, предел текучести 250—350 Н/мм®. Расчет
глубина опасной трещины проведем для разрушающего напря-
жения 160 Н/мм® и минимального значения К1а — 1000 Н/мм8/®
I =	_ 12 мм
*ТР 1Д а« / ~ 3,14 V 160 7 " 12 ММ-
Для разрушающего напряжения 120 Н/мм® /тр = 20 мм.
В целях использования данных для деталей после поверхност-
ной закалки интересны данные для глубины опасной трещины в по-
верхностном слое стали 45, прошедшей закалку и низкий отпуск.
Принимаем Х1с« 500 Н/мм3/® и разрушающие напряжения
ок = 160 Н/мм®, тогда
,	1 / 500 \2
“ “л ("160" ) ~ 3 мм-
Для разрушающего напряжения 120 Н/мм® /тр а# 6 мм.
Таким образом, глубина опасной трещины для закаленного
слоя примерно в 3 раза меньше, чем для незакаленной сердце-
вины.
Величина вязкости разрушения для поверхностного закален-
ного и отпущенного слоя, равная 500 Н/мм8/2, взята по данным,
приведенным в работе [32] для образца после обычной закалки и
отпуска. Можно предположить, что при условии получения
предельно мелкого мартенсита (в частности, при поверхностной
закалке -с глубоким нагревом) и оптимально низкого отпуска
значение вязкости разрушения будет значительно выше. Если,
например, вязкость разрушения 1000 Н/мм8/®, то глубина опас-
ных трещин возрастет в 4 раза и при напряжении 160 Н/мм®
составит 12 мм, а при напряжении 120 Н/мм® — 22 мм и, следо-
вательно, равна глубине опасных трещин для сердцевины.
С точки зрения механики разрушения одним из важнейших
преимуществ поверхностной закалки и других методов поверх-
ностного упрочнения является различие в трещиностойкости
поверхностного слоя и сердцевины. Трещины небольших глубин
при умеренных рабочих напряжениях не могут катастрофически
расти даже в поверхностном слое, так как минимальная глубина
опасной трещины равна нескольким миллиметрам. Но самое глав-
ное состоит в том, что рост трещины прекращается при переходе
ее из слоя в сердцевину. Детали с трещинами, даже проходящими
через весь твердый слой, могут еще длительно и надежно работать.
127
Стабильности неглубоких трещин в поверхностном закаленном
елое сильно способствуют остаточные сжимающие напряжения.
По данным работы [32], сжимающие остаточные напряжения,
получаемые при
поверхностной закалке, могут повышать
вязкость
разрушения в 1,1—1,5 раза. Даже в случае перегрузок и сравни-
тельно больших трещин в слое разрушение сердцевины поверх-
ностно закаленных деталей в большинстве случаев имеет вязкий
характер и является менее опасным, чем хрупкое мгновенное раз-
рушение. Проведенный анализ показывает, что можно более
терпимо относиться к трещинам, возникшим на поверхности зака-
ленного слоя
и даже прошедшим через весь
закаленный
слой.
Во многих случаях такие детали могут успешно и длительно ра-
ботать.
Таким образом, согласно теории механики разрушения успеш-
но могут работать не только детали без трещин, но и детали,
имеющие трещины, глубина которых меньше определенного уров-
ня, т. е. меньше опасной глубины. Эти результаты противоречат
утверждениям Л. С. Мороза и С. Л. Шуракова [9] о том, что
поверхностно упрочненные (в частности, цементованные) детали
с мягким и
вязким сердечником
не имеют
преимуществ
по
нию с деталями со сквозной закалкой, в которых распространение
трещин и разрушение происходят значительно легче и разрушение
имеет хрупкий характер.
Опыт использования поверхности закаленных деталей с не-
большими поверхностными трещинами подтверждает изложенные
выше соображения.





Глава 4
ТЕРМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА С ОБЪЕМНЫМ НАГРЕВОМ
4.1.	ЗАКАЛКА И ОТПУСК
Для получения у сортового проката заданных механических
свойств сталь подвергают термической обработке: улучшению,
закалке с последующим высоким отпуском. В термических печах
трудно обеспечить однородность свойств партии сортового про-
ката. Необходимо осуществлять индивидуальную обработку каж-
дого прутка при соблюдении одинакового режима нагрева и ох-
лаждения. Этим требованиям отвечает закалка с индукционным
нагревом и интенсивным душевым охлаждением с последующим
отпуском при индукционном или печном нагреве. При этом задан-
ные структуру и свойства требуется получить по всему сечению
заготовки. Следовательно, как при закалке, так и при отпуске
должен быть обеспечен сравнительно равномерный нагрев по
сечению нагреваемой заготовки.
Объемный индукционный нагрев с относительно малым пере-
падом температуры по сечению заготовки достигается при неболь-
128
ших скоростях нагрева. Исключение
составляют мелкие изделия, проволока,
тонкостенные трубы и т. п., сквозной
нагрев которых осуществляется практи-
чески без участия теплопроводности,
причем достаточно равномерная темпе-
ратура по сечению при правильном вы-
боре частоты тока может быть получена
при больших скоростях нагрева.
На рис. 4.1 приведены кривые, пока-
зывающие продолжительность сквозного
высокочастотного нагрева под закалку
круглых заготовок различного диа-
метра. Графики построены по расчетным
формулам для сквозного высокочастот-
ного нагрева [35 ] и подтверждены опы-
Рис. 4.1. Продолжительность
тсквозного высокочастотного
нагрева заготовок разного
диаметра D при термической
обработке
тами. При расчете было принято, что
температура поверхности изделия равна
900 °C, перепад температуры между по-
верхностью и центром изделия (/п—/ц)
принят равным 50°C. Расчет сделан для
углеродистой стали.
Как видно из рисунка, при нагреве заготовок диаметром 30 мм
и более общее время нагрева превышает 50 с. При этом время
пребывания стали в области температур фазовых превращений —
суммарное время аустенитизации — оказывается достаточным для
полного завершения фазовых превращений и необходимой степени
гомогенизации аустенита при температуре, немного превышающей
равновесные положения критической точки Ас3 (см. п. 2.1).
Практически температура закалки углеродистой стали на по-
верхности должна быть выше точки Ас3 на 50—70 °C, т. е. почти
равной температуре закалки при нагреве в печах. При сечениях
диаметром менее 30 мм время нагрева заготовки до температуры
закалки мало, не превышает нескольких секунд и для достижения
достаточной степени гомогенизации аустенита температуру на-
грева приходится повышать.
Чем меньше в стали углерода, тем более необходимо повыше-
ние температуры при сквозном высокочастотном нагреве по
сравнению с нагревом в печи.
Уменьшение скорости нагрева, характерное для объемной
закалки, приводит к сужению оптимального интервала температур
закалки. Вследствие этого при высокочастотном объемном нагреве
можно допускать перепад температур по сечению заготовки не
более 50°. Для такого перепада температур и построены кривые,
приведенные на рис. 4.1.
При объемной термической обработке с высокочастотным :на-
гревом целесообразно применение так называемого ускоренного
нагрева, при котором возможен быстрый нагрев поверхностных
5 Головин Г. Ф. н др.
129
Рис. 4.2. Кривые роста темпер атурн при сквозном
индукционном нагреве 143]:
А — ускоренный метод; Б — обычный метод; — темпера-
тура поверхности; — температура центра; Д/о0 — перепад
температуры по сечению; Д1уСК — разность температур по-
верхности и центра
слоев до температуры закалки с последующим прогревом сечения
при постоянной температуре поверхности. Такой метод нагрева,
как наиболее целесообразный, впервые был рекомендован для
закалки изделий из легированной стали, в частности стали кар-
бидного класса. Теоретическое обоснование он получил при раз-
работке С. А. Яицковым процессов ускоренного нагрева заготовок
для ковки [9].
На рис. 4.2 приведены кинетические кривые нагрева двумя
способами: обычным — с постоянным напряжением на индукторе
и ускоренным — с постоянной температурой поверхности. Сравне-
ние кривых показывает, что общее время нагрева при ускоренном
методе может быть сокращено в 2—2,5 раза. Суммарное время
аустенитизации также сокращается, однако это не вызывает не-
обходимости дополнительного повышения температуры нагрева,
так как время пребывания при максимальной температуре ста-
новится больше, чем при обычном нагреве.
Недостатками ускоренного нагрева являются усложнение про-
цесса, ограничение универсальности нагревательной установки,
адакже более длительное пребывание поверхности заготовки в об-
ласти высоких температур, что может привести к возникновению
на поверхности заметной окалины и к обезуглероживанию по-
верхностных слоев металла.
Для получения максимально однородной структуры закалки
по сечению обрабатываемых заготовок, а также минимальных
внутренних напряжений в заготовке процесс нагрева необходимо
осуществлять с минимальным перепадом температуры по сечению
на всех уровнях температуры. Такие требования предъявляются
прежде всего к нагреву высоколегированных сталей и сплавов.
130
С этих позиций наименее благоприятными являются условия
ускоренного нагрева, при котором в начальный период перепад
температуры по сечению заготовки может достигать нескольких
сотен градусов (рис. 4.2). Лучшие условия создаются при обычном
методе нагрева с постоянным напряжением на индукторе.
Дальнейшее уменьшение перепада температуры по сечению
заготовки достигается применением ступенчатого нагрева. При
этом методе индукционный нагрев периодически прерывается,
образуя паузы, в течение которых теплота распространяется
в глубь заготовки. Длительностью периодов нагрева и пауз
можно регулировать уровень перепада температуры по сечению,
добиваясь минимального перепада к концу нагрева.
Разновидностью ступенчатого нагрева является метод, предло-
женный в работе [17], при котором нагрев ведут с большой ско-
ростью и на каждой ступени которого температура поверхности
достигает максимальной. Метод предложен для нагрева заготовок
под пластическую деформацию, но в не меньшей степени он при-
меним к условиям термической обработки, при которой конечная
температура нагрева намного ниже.
При одновременном (методическом) нагреве ступенчатый метод
осуществляется соответствующей системой автоматизации элек-
трического режима нагревателя. При непрерывно-последователь-
ном нагреве это достигается применением определенной конструк-
ции нагревателей, имеющей несколько блоков индукторов, между
которыми размещены транспортные устройства (например, ро-
лики). Такие нагреватели применяются и при нагреве под закалку
нелегированных и малолегированных сталей, когда требуется
большая производительность нагревателя. При ступенчатом методе
нагрева увеличивается общая длительность процесса: сохраняется
время собственно активного нагрева и добавляется суммарное
время пауз. Это приводит или к снижению производительности
оборудования, или к увеличению его габаритных размеров.
Целесообразность применения того или иного метода объем-
ного индукционного нагрева — обычного, ускоренного или сту-
пенчатого — определяется в каждом конкретном случае.
Несмотря на относительно малые скорости нагрева, общая
продолжительность объемного высокочастотного нагрева оказы-
вается все же значительно меньшей, чем при нагреве косвенным
методом в газовых или электрических печах. В результате умень-
шаются угар металла и обезуглероживание поверхности, повы-
шается производительность труда, облегчается автоматизация
процесса.
При непрерывно-последовательной закалке длинных прутков
или сортового проката, а также труб легко осуществляется душе-
вое охлаждение большой интенсивности, которое позволяет уве-
личить прокаливаемость стали. Из графика, приведенного на
рис. 4.3,.видно, что у заготовок из стали 45,'характеризующейся
большой критической скоростью охлаждения и, следовательно,
5*
131
5 10 20 50 100 200 5001000 2000
к3,,-10~2.Вт/(м2-°С)
Рис. 4.3. Зависимость критических
диаметров DMapT и DKp образцов
ив стали 45 от охлаждающей спо-
собности различных сред и спосо-
бов охлаждения
вравнительно малой прокалива-
емостью, толщина слоя, закален-
ного на мартенсит, при охлажде-
нии водяным душем может в 1,8—
2 раза превышать глубину за-
калки, получаемую при охлажде-
нии погружением в водяную ванну.
При этом общая глубина прокали-
ваемости увеличивается в 1,3—
1,5 раза. Из табл. 4.1 видно, что
применение нагрева и интенсив-
ного душевого охлаждения позво-
ляет получить значительную про-
каливаемость даже у нелегирован-
ных малоуглеродистых сталей. При
этом диаметр заготовок Пмарт, при
котором образуется мартенсит по
всему сечению, может достигать
нескольких миллиметров.
Структура стали после высо-
кочастотной закалки характери-
зуется тонкостью строения и од-
нородностью по сечению. На полу-
чение тонкой структуры мартенсита положительное влияние
оказывают быстрый нагрев и короткое время пребывания металла
в области температур аустенитизации. Индукционный метод
обеспечивает получение мелкозернистой структуры аустенита.
Душевое охлаждение после закалки фиксирует мелкое зерно и
структуру мелкоигольчатого мартенсита. При этом мартенсит
приобретает повышенную твердость, связанную главным образом
в тем, что при интенсивном охлаждении время прохождения за-
Таблица 4.1
Критические скорости охлаждения г>нр и критические размеры
образцов различных сталей при душевом охлаждении
после индукционного нагрева [22]
Марка сталн	fKp. °С/с	^март	®кр	^март	^кр
20	1000	2,0—2,3	3,5—4,0	6,0—7,0	10,5—12,5
25	650	2,8—3,2	4,8—5,2	8,5—9,5	14,5—15,5
35	300	3,3—4,0	6,0—6,5	10,0—12,0	18,0—19,5
45	300	5,0—5,5	8,5—9,0	15,0—16,5	25,5—27,5
У8	100	5,5—6,0	9,5—10,0	16,5—18,0	28,5—30,0
При образца.	м е ч а н н е.	5Кр — половина толщины пластины; ^март			— диаметр
132
каленной структуры через интервал температур отпуска мало,
и поэтому распад мартенсита с выделением углерода в значитель-
ной мере предотвращается. Ниже на конкретных примерах пока-
заны особенности применения объемной высокочастотной терми-
ческой обработки в металлургическом производстве.
Качественные результаты объемной высокочастотной закалки
в значительной степени зависят от размеров закаливаемых заго-
товок. При размерах, не превышающих критического диаметра
DKp, может быть обеспечена сквозная закалка с мартенситной
структурой в поверхностных слоях и со структурой, содержащей
не менее 50% мартенсита, в центре. При размерах заготовок,
больших DKp, сквозной закалки получить нельзя, и целесообраз-
ность сквозного высокочастотного нагрева таких заготовок опре-
деляется необходимым комплексом свойств изделия. Если сече-
ние заготовки больше 10 критических диаметров — 10DKp, то
глубина закаленного слоя при сквозном нагреве не превышает
0,Юкр. В таких случаях следует применять несквозной нагрев,
при котором скорость охлаждения поверхностных слоев увеличи-
вается из-за отсутствия теплового подпора из сердцевины. Иссле-
дования показали, что, прогревая заготовку на глубину, равную
1,25—1,5 глубины прокаливаемости, определенной при сквозном
прогреве, глубину закаленной зоны можно дополнительно уве-
личить на 20—25%.
При выборе того или иного вида нагрева — сквозного или
несквозного — необходимо учитывать, что при несквозном на-
греве термической обработке будет подвергаться только нагретый
слой и свойства сердцевины останутся без изменения. При сквоз-
ном нагреве сердцевина проходит двойную перекристаллизацию
при нагреве и охлаждении и свойства ее изменяются. Свойства
сердцевины будут зависеть от размеров сечения и состава стали.
На практике перед выбором технологии целесообразно произ-
вести исследование механических свойств после термической об-
работки со сквозным и несквозным нагревом и установить их
соответствие техническим требованиям.
Основные положения по выбору режима сквозного высоко-
частотного нагрева для закалки могут быть использованы также
при проведении нормализации и отжига заготовок.
В настоящее время накоплен значительный опыт по использо-
ванию быстрого высокочастотного отпуска. Вопреки тому, что
при нагреве в печах обязательными являются длительные вы-
держки в области температур отпуска, при высокочастотном на-
греве оказывается возможным получение высоких механических
свойств после отпуска, длительность которого весьма мала. Как
будет показано ниже, это достигается некоторым повышением
температуры отпуска по сравнению с нагревом в печах, которое
зависит от уровня требуемых механических свойств.
На рис. 4.4 приведен график, характеризующий продолжи-
тельность сквозного нагрева цилиндрических заготовок различ-
133
ного диаметра до температур высокого отпувка (600—650 °C)
при частоте тока 2,5 кГц. Приведенная зависимость получена
приближенным тепловым расчетом при перепаде температур
Д/ ея /п — /ц = 50°. Так как максимальная температура нагрева
при отпуске всегда ниже температуры магнитных превращений,
глубина проникновения ТВЧ очень мала, и по существу произ-
водится не глубинный, а поверхностный нагрев, даже при токе
звукового диапазона частот. Поэтому график, рассчитанный для
частоты 2500 Гц, оказывается приближенно справедливым для
широкого диапазона частот, практически используемых при сквоз-
ной термической обработке заготовок.
Сопоставление графиков, приведенных на рис. 4.1 и 4.4,
показывает, что при одинаковом перепаде температур по сечению
нагрев до температуры отпуска происходит медленнее, чем под
сквозную закалку. Кроме того, на рис. 4.4 дано только время,
минимально необходимое для сквозного нагрева, которое может
быть недостаточным для завершения фазовых превращений. Рас-
пад мартенсита при больших скоростях нагрева смещается в об-
ласть более высоких температур и может совпадать с началом
рекристаллизационных процессов и коагуляции карбидов, что
приводит к получению структур, несколько отличных от получен-
ных при обычном отпуске. При отпуске на одинаковую твердость
структура металла, полученная при быстром нагреве, характе-
ризуется более мелкими карбидными выделениями и равномерным
их распределением и обладает повышенной пластичностью и
ударной вязкостью. Получение такой структуры связано с тем,
что выделение зародышей карбидов при быстром нагреве начи-
нается при высокой температуре, когда создаются благоприятные
условия для возникновения большого числа зародышей. Коагуля-
ция этих зародышей при последую-
щем повышении температуры на-
грева происходит медленнее, чем
рост зародышей, возникших при
дальнейшем распаде мартенсита.
Рис. 4.4. Продолжительность
сквозного индукционного
нагрева прн отпуске
700 S00 500 400 HV
Рис. 4.5. Ударная вязкость
стали 48 X:
1 — после обычной закалки и от-
пуска; 2 — после обычной закалки
и электроотпуска при и = 5 °С/с;
3 — электрозскалка и электроот-
пуск при v = 5 °С/с 1106}
134
Отсутствие выдержки при конечной температуре отдувка тормозит
развитие процесса коагуляции. Рекристаллизационные процессы,
обусловленные в первую очередь фазовым наклепом при распаде
мартенсита, завершаются в достаточной мере, что обеспечивает
высокую пластичность ферритной основы.
Структура и свойства, получаемые после высокочастотного
отпуска закаленной стали, в значительной степени зависят от
температуры отпуска и времени нагрева. Выбор режима отпуска
должен быть таким, чтобы условия нагрева по сечению обраба-
тываемого изделия были приблизительно одинаковы. Однако до-
биваться полной равномерности твердости по сечению заготовок
нецелесообразно: полученная неравномерность должна только
укладываться в допуски, оговоренные техническими условиями.
Влияние отпуска на механические свойства углеродистой и
низколегированной стали подробно рассмотрено на примере тер-
мической обработки арматурной стали (см. п. 6.8).
При отпуске легированной стали выявляются некоторые осо-
бенности в протекании фазовых превращений, оказывающие
влияние на ее ударную вязкость [33]. Применение быстрого
нагрева при высоком отпуске подавляет развитие процессов,
вызывающих хрупкость. На рис. 4.5 приведены значения ударной
вязкости стали 48Х после обычного отпуска и электроотпуска
при разных значениях твердости. Кривые ударной вязкости стали,
отпущенной при электронагреве со скоростью 5 °С/с, распола-
гаются выше кривой обычного отпуска. Особенно это заметно при
отпуске стали, закаленной при электронагреве. Применение
больших скоростей нагрева позволяет еще в большей мере осла-
бить отпускную хрупкость. По-видимому, при кратковременном
нагреве подавляются процессы выделения твердых фаз по гра-
ницам зерен ферритной основы.
При улучшении, т. е. закалке с высоким отпуском, не всегда
и не у всех марок стали удается получить при ускоренном нагреве
заданное сочетание механических свойств.
Для получения высокой пластичности, даже при медленном
печном нагреве, температура отпуска должна быть близка к тем-
пературе начала образования аустенита (точка Дг). Ускорение
нагрева требует повышения температуры нагрева, однако оно
может оказаться невозможным; так как возникает опасность
начала аустенитного превращения, т. е. полной ликвидации
структур закаленной и отпущенной стали. В этом случае целесо-
образно использовать комбинированный способ нагрева: высоко-
частотный метод применять на начальной стадии нагрева до тем-
пературы отпуска, а затем изделие перемещать в муфель для
поддержания в течение некоторого времени постоянной темпе-
ратуры, так как применение очень медленного высокочастотного
нагрева экономически и технически невыгодно.
Во ВНИИ ТВЧ накоплен большой материал по влиянию
объемной высокочастотной закалки на механические свойства
135
стали; часть этого материала опубликована в работе [111. Работы
проводились для решения вопросов о целесообразности внедрения
высокочаетотной обработки для повышения прочности проката,
арматуры для железобетона и труб нефтяного сортамента.
Сравнение механических свойств стали, получаемых при вы-
сокочастотном улучшении, с марочными и литературными дан-
ными для различных марок стали в большинстве случаев указы-
вает на некоторое, иногда значительное, преимущество, получае-
мое при высокочастотной обработке. Причинами этого являются:
мелкозернистое строение аустенита, получаемое за счет быстрого
нагрева; более резкое и равномерное охлаждение; особенности
протекания процессов превращения при высокочастотном от-
пуске.
Важнейшей же причиной получения высоких механических
свойств термически обработанного проката является, по-види-
мому, исключительно интенсивное и равномерное охлаждение
водяным душем, что обеспечивает более глубокую прокаливае-
мость и однородность свойств по сечению заготовки.
Особенности протекания процессов превращения при высоко-
частотном нагреве под отпуск проявляются при больших скоро-
стях нагрева, которые находят ограниченное практическое при-
менение. В. Н. Гриднев и др. [391 разработали скоростную элек-
тротермическую обработку (СЭТО), одной из операций которой
является нагрев под отпуск со скоростями до 1000 °С/с, осуще-
ствленный контактным методом током промышленной частоты.
В частности, этот способ термической обработки авторы приме-
нили при производстве стальной проволоки диаметром 3,2 мм
из стали 20. Получены механические свойства, удовлетворяющие
требованиям ГОСТа, что позволило применить новый метод элек-
тротермической обработки в метизном производстве.
Применение высокочастотного индукционного метода нагрева
под высокоскоростной отпуск ограничивается малым значением
глубины проникновения тока в «холодный» металл. Поэтому
применение таких режимов отпуска допустимо лишь для тонко-
стенных изделий (трубы, пластины и пр.) или тонкой проволоки,
когда выбором правильной частоты тока можно получить нужный
перепад температуры по сечению. В некоторой мере решение этой
задачи облегчается тем, что при высокочастотном нагреве приме-
няются значительные удельные мощности тока, характеризую-
щиеся высоким значением напряженности магнитного поля, при
которых существенно увеличивается глубина проникновения
тока — практически в 6—8 раз [311. Другим способом увеличения
глубины проникновения тока высокой частоты является подмагни-
чивание постоянным током зоны, нагреваемой под отпуск, что
осуществляется на практике в процессах СЭТО [39].
Скоростная объемная термическая обработка, сочетающая
индукционный нагрев под закалку со скоростью нагрева 5—30 °С/с
и кратковременный отпуск также с применением интенсивного
136
индукционного нагрева, находит применение для термического
упрочнения деталей машин, таких, кар полуоси заднего моста
автомобилей, карданные валы, валики с переменным сечением
по длине и др. Созданы специализированные нагревательные
системы. Это позволяет организовать автоматизированные линии
производства, удовлетворяющие современным требованиям про-
мышленности: высокой производительности оборудования и эко-
логически чистым технологическим процессам.
4.2.	РЕКРИСТАЛЛИЗАЦИОННЫЙ ОТЖИГ СТАЛИ
Применение высокочастотного нагрева при рекристаллиза-
ционном отжиге полуфабрикатов и готовых изделий из черных и
цветных металлов обеспечивает в первую очередь повышение
культуры производства и сокращение производственного цикла
термической обработки, что при организации современных цехов
играет существенную роль. В ряде случаев экономический эффект
достигается за счет увеличения КПД установок, уменьшения
угара металла и сокращения непроизводительных вспомогатель-
ных затрат.
Характерные черты высокочастотного метода (его быстрота
и трудность осуществления выдержки при конечных температурах
нагрева) сохраняются и при осуществлении рекристаллизацион-
ного отжига. Это требует внесения определенных коррективов
в температурные режимы нагрева, так как по существующим тех-
нологическим процессам отжига наклепанного металла в печах
необходимо длительное время выдержки при определенных тем-
пературах, которое обеспечивает получение в рекристаллизацион-
ном металле зерен нужного размера.
Проведенные исследования различных металлов показали,
что в ряде случаев оказывается возможным применение быстрого
нагрева для снятия наклепа. При этом процессам отжига разных
металлов свойственны некоторые общие закономерности.
Возврат, или отдых, наклепанного металла, при котором за
счет тепловых колебаний атомов происходит значительное снятие
внутренних напряжений и искажений в кристаллической решетке,
под влиянием быстрого нагрева смещается в область более высо-
ких температур и может' не завершиться полностью до начала
первичной рекристаллизации. Поэтому рекристаллизация нач-
нется в условиях заметно искаженной исходной структуры.
Первичная рекристаллизация, заключающаяся в зарождении
и формировании новых зерен с неискаженной кристаллической
решеткой, протекает очень быстро. Практически при любой ско-
рости нагрева до температуры, превышающей на 200—300 °C
порог рекристаллизации, весь объем металла заполняется но-
выми зернами. Так как первичная рекристаллизация при быстром
нагреве начинается и протекает в сильно искаженной кристалли-
ческой решетке, число новых зародышей оказывается относительно
137
ббльшим, чем при обычном нагреве, и зерна, возникшие при пер-
вичной рекристаллизации, будут мельче. Процесс собирательной
рекристаллизации, при которой происходит рост зерен, сформи-
ровавшихся на первой стадии процесса, требует времени и при
быстром нагреве не успевает протекать в той мере, в какой это
происходит при длительном отжиге в печах. Для ускорения роста
зерен нагрев необходимо производить до значительно более высо-
ких температур, чем при печном отжиге.
При быстром нагреве повышение температуры начала и конца
рекристаллизации подчиняется определенной закономерности.
При скоростях нагрева v до температуры 500 °С/с температура
окончания первичной рекристаллизации Т может быть определена
по эмпирической формуле [111
Т — То + a
где То — температура окончания первичной рекристаллизации
при печном нагреве; а — коэффициент, характеризующий свой-
ства металла.
Повышению температуры сверх обычной для рекристаллиза-
ционного отжига препятствует наличие в некоторых металлах и
сплавах, в том числе и в стали, полиморфных превращений.
При отжиге с высокочастотным нагревом стремятся применить
воздушное охлаждение, так как применение медленного охлажде-
ния сложно в технологическом отношении. Однако использование
воздушного охлаждения ограничивает применение для стали
повышенных температур отжига, поскольку нагрев выше тем-
пературы критических точек может вызвать появление в струк-
туре участков сорбита или троостита. Ниже приведены особен-
ности рекристаллизационного отжига сталей разных классов.
Углеродистая сталь. Исследования рекристаллизационного от-
жига малоуглеродистой листовой штампуемой стали 08 при
быстром нагреве позволяют выбрать оптимальные режимы на-
грева, обеспечивающие получение механических свойств, мало-
отличающихся от свойств стали, отожженной в печи. Отжиг
этой стали осуществляется с двумя целями: 1) промежуточный
отжиг в процессе холодной прокатки или вытяжки для снятия
наклепа перед последующей обработкой; 2) окончательный отжиг
для придания стали определенных свойств, обеспечивающих
хорошую штампуемость. По техническим условиям сталь 08 в со-
стоянии поставки должна обладать следующими свойствами:
ав, Н/мм* бщ, %
Мягкая сталь..................... 330—450	20
Особо мягкая сталь............... 280—400	30
На рис. 4.6 приведена зависимость температуры первичной
рекристаллизации стали 08 от скорости высокочастотного нагрева.
Для фиксации структуры образцы после нагрева охлаждались
138
Рис. 4.6. Область первичной ре-
кристаллизации стали 08 при раз-
личных скоростях нагрева
(Б. А. Кузнецов)
Рис. 4.7. Размер зерна первичной
рекристаллизации стали 08 при ох-
лаждении
в воде. С увеличением скорости нагрева начало (кривая 1) и конец
интервала первичной рекристаллизации (кривая 2) смещаются
в область более высоких температур. Можно сказать, что при
температуре 600—650 °C при любой скорости нагрева процесс
формирования новых зерен заканчивается. Процесс первичной
рекристаллизации протекает очень быстро: при скорости нагрева
500 °С/с заполнение всего объема металла вновь образовавшимися
зернами длится около 0,1 с. Процесс собирательной рекристалли-
зации начинается раньше, чем заканчивается первичная рекри-
сталлизация, что особенно заметно при высоких температурах
нагрева.
На рис. 4.7 приведена зависимость размера зерен от темпера-
туры нагрева. Конечный размер зерен определяется не только
предельной температурой нагрева, но и продолжительностью
нахождения металла в области высоких температур после окон-
чания первичной рекристаллизации. Зерна стали при одинаковой
температуре нагрева значительно крупнее в случае охлаждения
на воздухе (кривая 7), чем после быстрого охлаждения в воде
(кривая 2).
Механические свойства малоуглеродистой стали на первой
стадии отжига, до 600 °G, изменяются незначительно и практи-
чески не зависят от скорости нагрева. Выше 600 °C начинается
интенсивное разупрочнение стали: предел прочности снижается,
относительное удлинение растет. Конечные результаты отжига
зависят от скорости нагрева, так как это определяет время нахо-
ждения стали при высоких температурах. Однако при замедлен-
ном охлаждении, например на воздухе, увеличение скорости на-
грева до 1000 °С/с оказывает незначительное влияние на свойства
изделия. Оптимальное сочетание свойств (ов — 380-^390 Н/мм2
и 610 =33-ь35%) можно получить при нагреве со скоростью
1000°С/с до температуры 750—800 °C.
139
Таблица 4.2
Механические свойства
холоднокатаной стальной ленты
толщиной 0,6 мм (Б. А. Кузнецов)
Марка сталн	нв	ав, н/мм1	в„ %
08	ПО	410	30
У7А	165	550	26
У10А	180	660	22
Примем		а н и я: 1. Суммар-	
ное время нагрева н охлаждения			
0,5 — 1 с.	2. Глубина вытяжки сталн		
08 по Эриксену при пуансоне метром 7 мм составляет 6,5 мм			дна-
Из приведенная данных вид-
но, что полученные значения
предела прочности вполне удов-
летворяют требованиям техниче-
ских условий на мягкую сталь.
Для особо мягкой стали получа-
ющиеся значения предела проч-
ности находятся на верхнем пре-
деле, что объясняется прежде
всего малой величиной зерна,
которая соответствует баллам
6—7 стандартной шкалы.
Повышенная прочность мо-
жет быть связана также с тем,
что необходимый размер зерна
при отжиге достигается только
при температуре, превышающей критическую точку Асг. Имеющи-
еся в незначительном количестве в структуре стали 08 перлитные
участки претерпевают превращение: после охлаждения на воздухе
получаются участки сорбита, обладающего повышенной проч-
ностью. Кроме того, при ускорении охлаждения на воздухе
в феррите может сохраниться повышенное количество углерода,
так как третичный цементит не успевает полностью выделиться из
твердого раствора. Получение пересыщенного сх-твердого раствора
вызывает незначительное (до 10%) снижение пластичности стали
после длительных выдержек при комнатной температуре за счет
дисперсионного отвердения феррита.
Свойства, близкие к свойствам полностью рекристаллизован-
ной стали, можно получить при очень быстром нагреве наклепан-
ной стали до температуры 650—700 °C, т. е. ниже критического
интервала температур. Это, по-видимому, объясняется тем, что
при быстром нагреве процесс растворения третичного цементита
не успевает пройти в сколько-нибудь заметной степени, в то время
как процесс первичной рекристаллизации завершается. Это под-
тверждалось и при отжиге холоднокатаной высокоуглеродистой
стали марок У7А и У10А. Применение кратковременного нагрева
до 650—700 °C электротоком с последующим быстрым охлажде-
нием позволило получить удовлетворительные механические свой-
ства холоднокатаной стальной ленты (табл. 4.2).
Аналогичные результаты получены В. И. Залесским и Ф. П. Ми-
халенко и при промежуточном отжиге стали 08 в процессе глубо-
кой вытяжки стальных стаканов [2]. Удовлетворительные резуль-
таты отжига при степени деформации 50—80% получены при на-
греве до температуры 850—950 °C со скоростью 300—400 °С/с.
Помимо сокращения продолжительности промежуточных опера-
ций отжига применение высокочастотного нагрева дало возмож-
ность избежать окалинообразования, что, в свою очередь, бла-
гоприятно сказывается на процессе вытяжки.
140
Кремнистая электротехническая сталь. На свойетва кремни-
стой динамной и трансформаторной сталей существенное влияние
оказывает микроструктура. От размера и формы зерен зависят
магнитные свойства стали, и в первую очередь коэрцитивная
сила, по величине которой можно судить о качестве отжига этих
сталей. Повышение коэрцитивной силы обычно вызывается оста-
точными напряжениями в структуре стали. Основным очагом на-
пряжений и искажений кристаллической решетки являются гра-
ницы зерен. Поэтому для обеспечения высоких магнитных свойств
динамной и трансформаторной сталей необходимо получить круп-
нозернистую структуру с прямыми и тонкими границами зерен.
Получение необходимого размера зерен для этих сталей об-
легчается тем, что для них допустим нагрев до более высоких
температур, чем для углеродистой стали. Благодаря ничтожному
количеству углерода (практически 0,02—0,05%) в структуре
стали отсутствуют перлитные участки.
Трансформаторная сталь, содержащая около 4% Si, при на-
греве не претерпевает аллотропических превращений, так как
область у-твердого раствора на диаграмме состояний при таком
количестве кремния замыкается при содержании углерода менее
0,12—0,15%. Поэтому нагрев при высокочастотном рекристалли-
зационном отжиге может быть осуществлен до очень высоких
температур.
Работы, проведенные Л. Б. Мироновым и Г. Н. Шубиным
в Уральском институте черных металлов по изучению рекристалли-
зационного отжига при электронагреве холоднокатаной ленты
трансформаторной стали с 3% Si, показали, что при нагреве со
скоростью 300—1000 °С/с до 1000—1300 °C без выдержки проис-
ходит полная рекристаллизация с необходимым развитием роста
зерен, размер которых соизмерим с размером зерен, получаю-
щихся при отжиге с длительными выдержками [91.
Температура нагрева динамной стали ограничивается процес-
сом перекристаллизации, который в стали с содержанием 1—2% Si
протекает при 900—950 °C. Однако, как показывает опыт, необхо-
димая степень собирательной рекристаллизации может быть
получена и в динамной стали. Правда, в этом случае ограничи-
вается скорость нагрева. Минимальные значения коэрцитивной
силы получаются при нагреве со скоростью 200—300 °С/с до 850—
950 °C.
Свойства динамной стали полностью определяются размерами
и формой зерен. Быстрый высокочастотный нагрев без выдержки
может быть рекомендован для этой стали как при промежуточном
отжиге в процессе холодной прокатки, так и при формировании
конечной структуры и получении оптимальных магнитных свойств.
Свойства трансформаторной стали не всегда определяются только
размерами и формой зерен. В настоящее время широко распростра-
нена высокотекстурированная трансформаторная сталь с анизо-
тропными свойствами.
141
Рис. 4.8. Зависимость твердости стали 1Х18Н9Т
от температуры и времени электроиагрева (сте-
пень обжатия 45%)
Исследование про-
цесса текстуровки стали
показало, что благопри-
ятные условия для ори-
ентированного роста зе-
рен создаются прн отно-
сительно низких темпе-
ратурах нагрева — око-
ло 920—950 °C. В этом
случае происходит рост
крупных зерен из чис-
ла наиболее правиль-
но ориентированных —•
центров роста. При бо-
лее высоких температу-
рах число таких центров
увеличивается, но точ-
ность их ориентировки
ухудшается. Собира-
тельная рекристаллизация происходит быстрее, но приводит к полу-
чению мелких, слабо ориентированных зерен. При быстром электро-
нагреве процесс собирательной рекристаллизации осуществляется
при температурах 1100—1300 °C, поэтому такой режим отжига
может не обеспечить получения текстуры нужной степени совер-
шенства.
Коррозионно-стойкая сталь. Рекристаллизационный отжиг кор-
розионно-стойкой стали при быстром нагреве изучался на листо-
вой стали 1Х18Н9Т со степенью обжатия 45% [9]. Для облегче-
ния получения равномерной температуры образцов нагрев про-
изводился контактным способом. Охлаждение осуществлялось
водой. Структура стали 1Х18Н9Т при комнатной температуре
в равновесных условиях состоит из двух фаз: а и у. Однако в усло-
виях производства при реальных скоростях охлаждения эта
сталь находится в устойчивом неравновесном состоянии, поэтому
в структуре наблюдается только аустенитная фаза, в результате
чего сталь 1Х18Н9Т может быть отнесена к сталям аустенитного
класса. При нагреве такая сталь не претерпевает фазовых превра-
щений почти до температуры плавления, что облегчает примене-
ние кратковременных высокотемпературных нагревов.
На рис. 4.8 приведена диаграмма рекристаллизации холодно-
катаной стали 1Х18Н9Т. Из диаграммы видно, что при нагреве
в течение 1 с (т. е. при скорости нагрева более 1000 °С/с) до 1200—
1300 °C можно получить необходимую твердость. Микроскопи-
ческое исследование показало, что при нагреве до 1200 °C про-
исходит полная рекристаллизация наклепанного металла. Однако
при температуре 1300 °C эта сталь приобретает структуру пере-
грева: границы зерен утолщаются, по-видимому, за счет выделения
второй фазы. Таким образом, при продолжительности нагрева,
142
равной 1 с, оптимальной температурой рекристаллизации стали
1Х18Н9Т надо считать 1150—1200 °C. Это подтверждается и
исследованиями магнитных свойств отожженной стали. Испытания
на интеркристаллитную коррозию показали удовлетворительные
свойства отожженной стали 1Х18Н9Т.
Легированная конструкционная сталь. По рекристаллизацион-
ному отжигу легированной конструкционной стали не может быть
дано общих рекомендаций, так как отсутствуют необходимые
опытные данные. Исследований в этой области очень мало.
Во ВНИИ ТВЧ разрабатывались режимы рекристаллизацион-
ного отжига труб из стали ЗОХГСА. Трубы подвергались отжигу
для снятия наклепа между операциями при различных скоростях
нагрева. Охлаждение осуществлялось на воздухе и в асбестовом
кожухе. По техническим условиям, после отжига трубы должны
иметь ов = 650 Н/мм2 и 610 = 18%. Лучшие результаты получены
при нагреве до температуры 800—830 °C. При всех скоростях на-
грева относительное удлинение стали в этом диапазоне температур
отжига имеет значения, с запасом удовлетворяющие требованиям
технических условий (до 22%); временное сопротивление имеет
минимальное значение. Твердость снижается до 187 НВ. Однако
технологическим условиям по прочности удовлетворяют только
трубы, отожженные со временем нагрева около 18 с.
Таким образом, для стали ЗОХГСА имеется очень узкий интер-
вал температур отжига и скоростей нагрева. Повышение темпе-
ратуры до 840—950 °C приводит к повышению твердости и проч-
ности, что связано с началом фазовых превращений и получением
после охлаждения на воздухе неравновесных структур. Замедле-
ние нагрева (до 35 с) способствует, по-видимому, началу фазовых
превращений уже при оптимальной температуре отжига. Ускоре-
ние нагрева не обеспечивает должной степени рекристаллизации
при 800—830 °C и «сдвигает» этот процесс в область более высоких
температур, где уже начинаются фазовые превращения.
4.3.	ТЕРМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
На рис. 4.9 дана схема распределения структур в сварном
шве и околошовной области, где можно выделить четыре зоны.
Зоны II и /// называют зонами термического влияния.
Рис. 4.9. Схема структур в сварном соединении малоугле-
родистой стали:
/ — наплавленный металл — вндманштедтова структура; II —
зона перегрева; III — зона измельченного зерна; IV — исход-
ная структура
143
Зона наплавки I и зона перегрева II имеют пониженную пла-
стичность и прочность вследствие крупнозернистости; недостаток
прочности этих зон в значительной степени компенсируется суще-
ственным утолщением сечения, что видно и из схемы, приведен-
ной на рис. 4.9. Недостаток пластичности может быть ликвиди-
рован только изменением структурного строения путем термиче-
ской обработки. Пониженной пластичностью и вязкостью обла-
дает также зона термического влияния. Эта зона в процессе сварки
нагревалась несколько выше температуры фазовых превращений
стали. Произошла двойная перекристаллизация феррита, в ре-
зультате которой зерна феррита сильно измельчились по сравне-
нию с исходными (зона IV). Это положительное явление. Однако
зона термического влияния после сварки претерпевает быстрое
охлаждение за счет теплопроводности в соседнюю холодную
зону основного металла. Поэтому фазовые превращения при охла-
ждении протекают в неравновесных условиях, имеет место частич-
ная закалка стали, сопровождающаяся снижением пластичности.
Повышение пластичности возможно путем термической обработки.
Быстрое охлаждение сварного соединения сопровождается
возникновением остаточных напряжений, в основном термиче-
ского происхождения. При сварке изделий сложной формы тер-
мические напряжения могут привести к большим короблениям и
снижению прочности сварных конструкций. Для снятия остаточ-
ных напряжений также может быть применена термическая об-
работка.
Таким образом, в ряде случаев сварное изделие после сварки
желательно подвергнуть термической обработке для снятия оста-
точных напряжений и повышения механических свойств шва и
околошовной зоны. Применение индукционного метода нагрева
позволяет осуществить местную обработку сварных соединений
вместо обработки в печи с неизбежным нагревом изделия в целом.
Для снятия остаточных напряжений и ликвидации послед-
ствий частичной закалки в шве и зонах термического влияния во
многих случаях достаточно применить высокий отпуск, т. е. на-
греть эти зоны до температуры 600—65О.°С. Продолжительность
индукционного нагрева определяется толщиной прогреваемого
изделия в месте сварки. Обычно равномерный прогрев зоны
сварки возможен только при сравнительно медленном нагреве,
при котором в значительной мере используется явление теплопро-
водности. При высоком отпуске градиент температур в нагревае-
мой зоне не должен превышать 100 °C. Режим охлаждения после
отпуска не влияет на конечную структуру металла, но определяет
напряженное состояние в зоне сварного шва, которое зависит от
распределения температуры в зоне, от конструкции сварного
соединения и, следовательно, от равномерности охлаждения по
сечению изделия. Для уменьшения напряжений предпочтитель-
нее замедленное охлаждение, по крайней мере, до температуры
200—300 °C.
144
Для исправления структуры наплавленной зоны применяется
нормализация или отжиг. Местный нагрев осуществляется до
температуры 850—900 °C (в зависимости от марки стали). В зону
нагрева кроме наплавленного металла должны входить зоны тер-
мического влияния. Перепад температуры по сечению не~должен
превышать 100 °C.
При местном нагреве до температуры аустенитизации опасно
последующее быстрое охлаждение, так как создаются условия
для получения структур закалки. Для замедления охлаждения
расширяют зону нагрева и обеспечивают постепенный спад тем-
пературы от нагретой зоны к холодному металлу. В некоторых
случаях, если этот прием не приводит к получению нужного ре-
жима охлаждения, некоторое снижение скорости охлаждения
может быть достигнуто созданием тепловой изоляции места на-
грева путем, например, наложения слоев асбеста. Здесь трудно
дать общие рекомендации и в ответственных случаях приходится
проводить серию экспериментов с проверкой распределения тем-
пературы в процессе нагрева и охлаждения.
В настоящее время широкое распространение получила сварка
при высокочастотном нагреве. Особенностью высокочастотного
нагрева является высокая концентрация энергии в короткие
промежутки времени в тонком слое на свариваемых поверхностях.
При этом может быть применен как индукционный, так и контакт-
ный методы нагрева. По существу — это стыковая сварка, которая
может быть осуществлена как с оплавлением кромок, так и без
оплавления. После достижения сварочной температуры стык
сжимается и происходит сварка. Если в зоне нагрева происходит
оплавление кромок, то при сжатии расплавленный металл пол-
ностью выдавливается в грат. Таким образом, при стыковой вы-
сокочастотной сварке структура шва не содержит расплавленного
металла: он или отсутствовал, или был выдавлен в грат. Здесь
можно_выделить только три зоны: зону крупного зерна с призна-
ками видманштедтовой структуры, свидетельствующей о значи-
тельном перегреве; зону нормализации с измельченным зерном;
зону с исходной структурой малоуглеродистой стали.
При большой скорости сварки зона термического влияния
оказывается очень узкой, и охлаждение этой зоны за счет тепло-
отвода в холодный металл- происходит очень быстро и иногда при-
водит к получению мартенситных участков в зон$х повышенной
концентрации углерода, наличие которых приводит к повышенной
хрупкости. Сваренные, например таким способом, трубы не вы-
держивают технологических испытаний на изгиб и растрески-
ваются в процессе финишных операций производства труб. Для
ликвидации хрупких участков мартенсита можно использовать
два пути. Во-первых, применить высокий отпуск, при котором
произойдет смягчение твердых участков. Однако при быстром
нагреве после отпуска получится троостит или сорбит с твер-
достью,* заметно отличающейся от твердости мягкой ферритной
145
основы; в результате сохранится неоднородность свойств, что
может способствовать некоторому снижению пластичности. Вто-
рой путь — применение отжига или нормализации. Как указы-
валось выше, отжиг трудно осуществим, поэтому технологически
предпочтительнее нормализация. При нагреве до аустенитного
состояния произойдет выравнивание концентрации углерода по
объему и при последующем охлаждении можно ожидать, что во
всем объеме произойдет полный распад аустенита с выделением
дифференцированных участков малоуглеродистого сорбита.
В тех случаях, когда термическая обработка встраивается
в линию производства труб, характеризующуюся большими ско-
ростями движения заготовок, время нагрева бывает ограничено
и трудно добиться равномерного распределения температуры по
сечению стенки трубы. В таких условиях можно рекомендовать
применение кратковременного нагрева с перепадом температур
по сечению 200—250 °C с таким расчетом, чтобы температура на
внутренней поверхности стенки была не ниже 550—600 °C, а на
наружной поверхности — не ниже 750—850 °C. Внутренние слои
металла будут подвергнуты высокому отпуску, а наружные —
нормализации. Общие прочность и пластичность сечения стенки
получаются в требуемых пределах.
4.4.	ХИМИКО-ТЕРМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА
СТАЛЬНЫХ ИЗДЕЛИЙ ,
Применение высокочастотного нагрева позволяет ускорить и
усовершенствовать процессы химико-термической обработки.
Прежде всего удается сократить период нагрева с нескольких
часов до нескольких минут или даже секунд. Облегчается возмож-
ность повышения температуры процессов вследствие генерирова-
ния теплоты в изделиях, за счет чего длительность обработки
может быть резко сокращена. В условиях высокочастотного на-
грева можно обойтись без использования дорогих контейнеров и
нагревателей из высоколегированной жароупорной стали, обес-
печить разложение насыщающих элементов непосредственно на
поверхности изделий.
Диффузионные процессы при высокочастотном нагреве. В ли-
тературе по химико-термической обработке при высокочастотном -
нагреве имеется много данных об ускорении процессов по сравне-
нию с обычным нагревом в печах [44 ]. Ускорение процессов в боль-
шинстве случаев является следствием повышения температуры и
уменьшения времени нагрева до заданной температуры; иногда
это связано с изменением условий поглощения поверхностью
насыщающих элементов. По нашему мнению, нет необходимости
допускать специфическое ускоряющее действие высокочастотных
колебаний на процессы диффузии, которое маловероятно вслед-
ствие большого различия в частотах колебаний атомов и применяе-
мого тока.
146
Получение сравнительно больших слоев после высокочастот-
ных цементации, цианирования и хромирования при выдержках,
измеряемых минутами, только на первый взгляд противоречит
высказанному положению. Рассмотрим возможности ускорения
некоторых процессов химико-термической обработки за счет
повышения температуры (21 ].
Коэффициент диффузии углерода ^в аустените при повышении
температуры от 900 до 1000 °C возрастает примерно в 3 раза,
а при повышении температуры от 900 до 1100 °C — в 9 раз. При
достаточно быстром насыщении поверхности это соответствует
уменьшению длительности процесса для получения определенного
заданного слоя соответственно в 3 и 9 раз.
При обычной цементации при температуре 900 °C для получе-
ния слоя глубиной 1 мм требуется общее время от 6 до 10 ч. Однако
значительная часть этого времени (1—2 ч при газовой цементации
и 4—6 ч при цементации в твердом карбюризаторе) затрачивается
на нагрев до заданной температуры. На насыщение (собственно
цементацию) для получения практической глубины слоя 1 мм
затрачивается всего 4—5 ч. При высокочастотном методе время
нагрева до температуры цементации весьма мало, и вследствие
этого для получения слоя толщиной 1 мм при 900 °C требуется
только 4—5 ч. При температуре 1000 °C расчетное время цемен-
тации за счет увеличения коэффициента диффузии уменьшается
в 3 раза и составляет 1,5 ч, а при 1100 °C сокращается до 0,5 ч.
Сравнительно небольшие слои цементации при условии интенсив-
ного насыщения поверхности могут быть получены при 1100 °C
за очень небольшие промежутки времени. Для получения слоя
толщиной 0,5 мм потребуется 7—8 мин, а для получения слоя
толщиной 0,25 мм — 1,5—2 мин.
Коэффициент диффузии хрома в стали при повышении тем-
пературы от 1100 до 1200 °C возрастает примерно в 4 раза, а при
повышении температуры от 1100 до 1300 °C — примерно в 12 раз
[Г9 ], что в достаточно активной среде соответствует уменьшению
длительности процесса соответственно в 4 и 12 раз. Если, напри-
мер, для получения хромированного слоя 0,2 мм при 1100 °C
при наиболее интенсивном насыщении (вакуумный или жидкий
методы) требуется 1—2 ч, то при 1200 °C для этого достаточно
0,25—0,5 ч, а при 1300 °C'-— 5—10 мин.- Для получения слоя
толщиной 0,1 мм при 1300 °C потребуется время 1—2 мин, а для
получения слоя толщиной 0,05 мм — примерно 15—30 с.
Таким образом, эффект ускорения целиком может быть объяс-
нен повышением температуры и сокращением времени нагрева до
заданной температуры. Однако в некоторых работах (см., напри-
мер, [19]) указывается на ускорение процесса за счет высокочастот-
ного нагрева. Одной из причин обнаружения такого эффекта яв-
ляются, по нашему мнению, неточности в измерении температуры.
Весьма вероятно, что в большинстве опытов, в которых обнару-
жено ускорение процесса, действительная температура образца
147
была на 100—200 °C выше измеренной, а это соответствует сокра-
щению времени в 3—-12 раз. Второй причиной быстрого получения
слоя при высокочастотном нагреве может быть меньшее истоще-
ние насыщающей среды, связанное с нагревом ее от образца и
резким сокращением времени нагрева.
В работах [19, 44] описана значительная интенсификация
процесса хромирования за счет увеличения скорости нагрева.
Однако некоторые из полученных результатов столь необычны,
что требуют дополнительной проверки. Это, в частности, отно-
сится к получению глубины слоя 0,2 мм при скорости нагрева
3000 °С/с без выдержки.
Цементация. Опыты по изучению влияния повышенных тем-
ператур по сравнению с обычными на скорость цементации,
а также на строение и свойства цементованного слоя и сердце-
вины показали возможность весьма существенного ускорения
процесса цементации при повышении температуры. Результаты
таких опытов достаточно хорошо подтверждают теоретические
данные о влиянии температуры на процесс диффузии. Решение
дифференциального уравнения диффузии для случая мгновенного
насыщения поверхности дает следующую зависимость глубины
слоя от коэффициента диффузии и времени:
хк = Ki УОт,
где D — коэффициент диффузии, см2/с; т — время, с.
Для среднего содержания углерода в слое 0,6% коэффициент
диффузии D равен, по литературным данным, 1 — 1,5-10~7 см2/с
при температуре 900 °C, (6ч-11) 10'7 см2/с— при 1100 °C. Коэф-
фициент Kj зависит от условий измерения глубины слоя. Для
измерения так называемой практической глубины слоя (соответ-
ствует измерению до зоны с 50% феррита или половины переход-
ной зоны) этот коэффициент равен 2. В этом случае
хк = 2 У £>т.
Для практических расчетов можно пользоваться полуэмпири-
ческой формулой
хк = 500 У У Ю--3500/7- мм,
где Т — абсолютная температура, К; т — время нагрева, ч.
Эта формула дает результаты, которые примерно на 20%
выше, чем рассчитанные по литературным данным для коэффи-
циента диффузии, и несколько лучше совпадают с опытными
данными. Различие может быть объяснено тем, что коэффициент
диффузии в реальных сталях несколько выше, чем в чистых спла-
вах железо—углерод.
На рис. 4.10 зависимость глубины цементованного слоя от
времени и температуры представлена в виде графика. В формулах
и на графике т обозначает продолжительность процесса цемен-
тации и не включает времени нагрева. Еще значительнее влияет
148
Рис. 4.10. Влияние темпера-
туры и времени цементации на
глубину цементованного слоя х
1 ’не. 4.11. Зависимость ме-
жду температурой и вре-
менем цементации, не-
обходимыми для получе-
ния указанных на гра-
фике глубин слоя
температура нагрева на продолжительность процесса цементации
(рис. 4.11). Однако несмотря на резкое сокращение длительности
процесса цементации при повышении температуры большинство
заводов ведут процесс цементации при температурах 900—950 °C.
К факторам, препятствующим применению более высоких
температур цементации, относятся: сильно увеличенные расходы
жароупорных сталей на ящики, муфели, корзины и нагреватели;
увеличение деформации деталей; рост зерен и связанное с этим
снижение механических свойств цементованного слоя и сердце-
вины; чрезмерное насыщение поверхности углеродом, приводя-
щее к образованию цементитной сетки.
В ряде- работ показаны возможные пути борьбы с ухудшением
структуры и свойствами стали при высоких температурах цемента-
ции. Более мелкая структура и соответствующие высокие механиче-
ские свойства цементованного слоя- и сердцевины могут быть
получены при высокотемпературной цементации в случае приме-
нения природных мелкозернистых сталей и, в частности сталей,
содержащих элементы, препятствующие росту зерен аустенита:
титана, ниобия, циркония, ванадия, молибдена. Очень сильное
воздействие на строение и свойства изделий, прошедших, высоко-
температурную цементацию, оказывает последующая термиче-
ская обработка. При правильно выбранном режиме последующей
закалки или нормализации можно почти полностью исправить
структуру и механические свойства любой стали после высоко-
температурной цементации.
149
Борьба в чрезмерным насыщением поверхности углеродом и
цементитной сеткой при высокотемпературной цементации воз-
можна за счет правильного подбора менее активных карбюриза-
торов.
Важнейшими препятствиями для применения высокотемпера-
турной цементации в печах остаются резкое увеличение расхода
жароупорных сталей и увеличение деформации деталей. Высоко-
частотный нагрев цементуемых изделий в керамических тиглях
или ретортах дает возможность использовать высокие темпера-
туры, не применяя жароупорных сталей.
К недостаткам высокочастотного метода следует отнести боль-
шую сложность установок по сранению с печами; необходимость
использования природных мелкозернистых марок стали или
последующей обработки для размельчения зерен; более жесткие
требования в отношении активности карбюризатора, поскольку
процесс ведется при более высокой температуре.
Сравнение стоимости нового метода со стоимостью старого
метода может дать различные результаты в зависимости от стои-
мости электроэнергии, топлива и жароупорных материалов.
Высокочастотный метод дает экономию жароупорной стали и пло-
щадей. Энергетические расходы несколько уменьшаются при пере-
ходе от цементации в обычных электрических печах к высокоча-
стотной цементации. Однако, если обычная цементация ведется
в топливных, и особенно в газовых, печах, то энергетические
расходы при переходе иа новый метод для большинства районов
СССР увеличиваются в связи с более высокой стоимостью электро-
энергии. Новый метод цементации во всех случаях окажется де-
шевле в районах с низкой стоимостью электроэнергии.
Вопрос о деформации деталей при цементации с высокочастот-
ным нагревом пока недостаточно ясен. Опыт Московского автомо-
бильного завода им. Лихачева, а также некоторые теоретические
соображения (глубинный нагрев, правильное расположение де-
талей) позволяют надеяться на возможность получения дефор-
маций, не превышающих деформации при обычном процессе.
Производственный процесс скоростной высокотемпературной
цементации при нагреве ТВЧ и автоматизированная установка
методического действия для цементации шестерен были разра-
ботаны на Московском автомобильном заводе им. Лихачева.
Многолетний опыт по эксплуатации установки позволил вы-
явить положительные и отрицательные стороны процесса высоко-
частотной цементации. При описанных выше условиях установка
в большинстве случаев обеспечивала получение изделий нормаль-
ного качества. Измерения твердости и размеров, исследование
микроструктуры, испытания прочности зубьев и, наконец, экс-
плуатация десятков тысяч шестерен одного наименования пока-
зали их достаточную прочность и надежность. Однако в ряде слу-
чаев в отношении твердости, глубины и строения слоя получены
нежелательные отклонения. Они были связаны с колебаниями
150
в составе городского или нейтрального газа от эндотермического
генератора в отношении содержания СНа, СО2, Н2О и других
компонентов. В частности, очень сильное и нежелательное воздей-
ствие на процесс оказывает колебание содержания влаги в газе,
характеризуемое изменением точки росы от —10 до +10 °C. К не-
желательным результатам приводили также колебания темпе-
ратуры в результате колебаний напряжения и частоты тока в го-
родской сети. Фотоэлектрический пирометр не обеспечивал до-
статочной точности для строгого поддержания температуры в за-
данных пределах.
При общей оценке перспектив расширения использования
метода следует учитывать, что цементации подвергалась одна из
наменее нагруженных шестерен автомобиля. Экономические под-
счеты завода свидетельствуют об удешевлении процесса по сравне-
нию с обычной цементацией на 20—25%. Однако к этой цифре
следует относиться весьма осторожно вследствие различий в цене
разных видов топлива и электроэнергии в различных районах
нашей страны.
Перечисленные недостатки явились причинами, по которым
на ЗИЛе при переходе на производство новых типов шестерен
отказались от применения высокочастотного нагрева при цемен-
тации. Этому способствовало совершенствование технологии га-
зовой цементации в печах.
Азотирование, нитроцементация и другие виды химико-терми-
ческой обработки. В работах Е. Н. Морозовой, Ф. Р. Флоренце-
зой, М. М. Замятнина, Т. А. Балуевой и др. показана возможность
сравнительно быстрого получения твердого азотированного слоя
;дубиной 0,2—0,3 мм при высокочастотном нагреве [9]. Такой
слой удается получить при температуре 550 °C у сталей 38ХМЮА,
25Х5МА и других марок за время 3—5 ч. Опыты проводили при
различных частотах при нагреве от ламповых и машинных гене-
раторов. На рис. 4.12 приведена зависимость глубины азотирован-
ного слоя от времени высокочастотного азотирования в аммиаке
при температуре 550 °C. На первый взгляд, получение глубины
слоя 0,2—0,3 мм за 3—5 ч кажется необычным. Однако в литера-
туре по печному азотированию имеются данные о возможности
получения слоя глубиной .0,2—0,3 мм за несколько часов при
температуре 550 °C при оптимальной степени диссоциации ам-
миака.
По расчету получение слоя глубиной 0,2 мм за 3 ч соответ-
ствует возможности получения слоя глубиной 0,5 мм при той же
температуре за 20 ч, а при температуре 500 °C — за 30—40 ч,
что почти соответствует лучшим лабораторным и промышленным
результатам. Тем не менее в большинстве случаев при обычном
азотировании для получения глубины слоя 0,2—0,3 мм требуется
’Очи более. Причиной сокращения времени, необходимого для
получения такого слоя при высокочастотном азотировании, надо
считать тот факт, что диссоциация аммиака происходит непо-
151
Рис. 4.12. Зависимость глубины
азотированного слоя х от вре-
мени т при нагреве током вы-
сокой частоты:
1 — полная глубина диффузион-
ного слоя; 2 — глубина слоя с твер-
достью выше 800 HV
аммиака , л/мин
Рис. 4.13. Влияние количества вво-
димого аммиака на глубину х слоя
(/) и содержание углерода на по-
верхности образца (2), подвергну-
того нитроцементации при нагреве
ТВЧ при температуре 1050 °C в те-
чение 1 ч
средственно на поверхности азотируемого изделия, температура
которой выше, чем температура окружающего газа. Это повышает
концентрацию активного атомарного азота и способствует насы-
щению поверхности азотом. Повышение температуры высокоча-
стотного азотирования выше 550 °C приводит к понижению твер-
дости и не может быть рекомендовано для прочностного азоти-
рования.
Практическому использованию высокочастотного азотирова-
ния с целью получения твердого слоя препятствует трудность
поддержания в течение сравнительно длительного времени доста-
точно равномерной температуры на поверхности изделия или,
особенно, в партии изделий.
Более перспективным представляется использование антикор-
розионного высокочастотного азотирования [91. Температура
в этом процессе может быть повышена до 600—650 °C и допущена
разность температур до 50—100° в различных частях изделия и
в партиях. При небольшой (0,02—0,04 мм) требуемой глубине
слоя удается существенно сократить общее время процесса глав-
ным образом за счет периода нагрева и довести его до 10—20 мин
вместо 1—3 ч при нагреве в печи. Удовлетворительные результаты
получены при нагреве в течение 10—15 мин до 650—700 °C без
изотермической выдержки. Кратковременность процесса и от-
сутствие выдержки позволяют создать механизированные устрой-
ства в потоке механической обработки деталей.
В ряде работ изучались также возможности использования
высокочастотного нагрева для ускорения процесса совместного
насыщения углеродом и азотом — нитроцементации.
По данным ВНИИ ТВЧ, применение нитроцементации с на-
гревом ТВЧ позволяет несколько увеличить глубину насыщения
слоя и снизить содержание углерода на поверхности по сравнению
152
с цементацией. На рис. 4.13 приведены кривые зависимости глу-
бины слоя ть содержания углерода на поверхности от количества
добавляемого аммиака, которые показывают, что на концентра-
цию углерода наиболее сильно влияют первые порции добавляе-
мого аммиака. Добавление аммиака к цементующему газу, полу-
ченному из жидких углеводородов, не только увеличивает глу-
бину слоя и снижает содержание углерода на поверхности, но и
облегчает уничтожение цементитной сетки при последующей
закалке. Последнее явление связано, по-видимому, с увеличением
коэффициента диффузии углерода в присутствии азота.
В работе И. Н. Кидина и Ю. Г. Андреева показано, что при-
менение высокочастотного нагрева для газовой нитроцементации
повышает содержание азота в поверхностном слое и позволяет
проводить процесс при более высоких температурах [44]. Опти-
мальное содержание аммиака в смеси уменьшается с 30—35%
при обычном нагреве до 8—10%. Глубина слоя для стали марок 30
и ЗОХГТ при выдержке в течение 1 ч составляет 0,3 мм при тем-
пературе 800 °C, 0,5 мм — при 900 °C и 1 мм — при 1000 °C.
В. И. Просвирин и Г. В. Евтихов изучали высокочастотное
цианирование пастами [9]. За счет использования высоких тем-
ператур получено очень быстрое насыщение поверхности. Слой
Шубиной 0,3 мм получали при температуре 1200 °C за время
30—35 с.. Твердость слоя после закалки около 800 HRC.
Изучалось также воздействие высокочастотного нагрева на
хромирование, борирование, хромосилицирование и другие виды
обработки. На железе Армко получены глубины хромированного
слоя 0,12 мм при температуре 1200 °C за 10 мин при скорости на-
грева 50 °С/с и глубине 0,1 мм за 10 мин при 1200 °C и скорости
нагрева 3000 °С/с 144]. Глубины слоя 0,08—0,12 мм получены при
нагреве со скоростью 50 и 3000 °С/с при температуре нагрева
1200 °C без выдержки.
Особенно быстрое образование слоев зафиксировано при цик-
лическом'нагреве. Глубина слоя 0,2 мм получена при температуре
1000—1100 °C за 8—9 с при насыщении кремнием, хромом и
алюминием и за 15 с при насыщении вольфрамом. Насыщение
производилось путем нагрева циклами по 1—1,5 с, контроль тем-
пературы проводили оптическим пирометром.
По нашему мнению, измерение температуры во многих из пе-
речисленных опытов было недостаточно надежным. Это, в част-
ности, относится к возможности измерения температуры опти-
ческим пирометром при цикле 1—1,5 с, к измерению температуры
по «свидетелям» и по поверхности обмазки. Основной причиной
получения быстрого насыщения является, по нашему мнению,
весьма высокая температура образцов, которая на 100° и более
превышает температуру, указанную в упомянутых работах.
В работе [441 дан подробный обзор научно-эксперименталЬ-
ных и теоретических работ, выполненных в основном в Москов-
ском институте стали и высокопрочных сплавов по электрохимико-
153
термической обработке металлов и сплавов. Приведены данные
о промышленном опробовании и применении некоторых из опи-
санных методов. В работе рассмотрены электрохимико-терми-
ческие способы хромирования, алитирования, титанирования,
силицирования, борирования, азотирования, цементации, нитро-
цементации, а также насыщения вольфрамом, молибденом, ни-
келем и другими металлами.
4.6. термическая обработка цветных металлов
И СПЛАВОВ
Высокочастотный нагрев может быть использован для рекри-
сталлизационного отжига и некоторых других видов термической
обработки меди, алюминия, титана, их сплавов, а также других
цветных металлов и сплавов.
Опыт ВНИИ ТВЧ им. В. П. Вологдина,. Физико-технического
института АН БССР, Института металлургии им. А. А. Байкова
указывает на то, что многие процессы обработки, которые в усло-
виях печного нагрева требуют значительных выдержек, могут
быть осуществлены при быстром высокочастотном нагреве без
выдержки. Практическое использование процессов обработки
цветных металлов пока весьма ограничено, однако в будущем
оно, безусловно, должно развиваться.
Рекристаллизационный отжиг латуни. Возможность высоко-
частотного рекристаллизационного отжига латуни изучалась во
ВНИИ ТВЧ [9] и Физико-техническом институте АН БССР [2].
Большая часть опытов во ВНИИ ТВЧ выполнена на латуни Л62.
Опыты проводили на листовом материале толщиной 0,5—0,8 мм
с различной степенью наклепа (от 30 до 60%). Образцы в виде
лент шириной 20 и длиной 200 мм свертывали в кольца. Концы
лент соединяли заклепками. Нагрев производили от высокочастот-
ного генератора при частоте 8000 Гц со скоростью от 100 до
2000 °С/с до температур 300—650 °C. Для измерения температуры
к образцам приваривали никель-нихромовые термопары диаме-
тром 0,1—0,2 мм, которые присоединяли к осциллографу. Охла-
ждение образцов в большинстве случаев производили на воздухе.
Изучали влияние высокочастотного нагрева на процессы воз-
врата, начала и конца первичной рекристаллизации, на собира-
тельную рекристаллизацию, получаемые структуры и механиче-
ские свойства. Температура начала и конца первичной рекристал-
лизации определялась по данным микроструктурного и рентге-
ноструктурного анализа.
На рис. 4.14 приведен график зависимости температуры на-
чала и конца первичной рекристаллизации стали от скорости на-
грева при степени наклепа 50%. Из графика видно, что темпера-
туры начала и конца первичной рекристаллизации при увеличении
скорости нагрева существенно возрастают. Возрастание идет
неравномерно: после значительного скачка при переходе от печ-
кого нагрева (скорость в данном мас-
штабе близка к нулю) к скорости
100 °С/с наблюдаются замедление по-
вышения и даже небольшое снижение
температур начала и конца рекри-
сталлизации; начиная от 300 °С/с,
температуры рекристаллизации ра-
стут линейно при увеличении скоро-
сти нагрева.
На рис. 4.15 приведена объемная
диаграмма влияния степени наклепа рис 4.14. Зависимость темпера-
и скорости нагрева на температуры туры начала /н и конца tK пер-
начала tB и конца /к первичной ре- вичной рекристаллизации де-
кристаллизации латуни Л62.	ТУНИ Л62 от CK0£x0n/Ti/uHaopeoa;
г	J	степень наклепа 50% (Н. В. Зи-
При нагревах с большими скоро-	мин)
стями без выдержки существенное
влияние на процесс рекристаллизации оказывает способ ох-
лаждения. Опыты показали, что при скоростях нагрева до
250 °С/с охлаждение водой не вызывает существенного повышения
температур рекристаллизации латуни. При больших скоростях
нагрева охлаждение водой приводит к существенному повышению
температур начала и конца первичной рекристаллизации. При
2000 °C/<J такое повышение достигает 70°. Это показывает, что при
очень быстрых нагревах значительная доля процесса рекристал-
лизации проходит в период охлаждения на воздухе.
Температура высокочастотного рекристаллизационного отжига
латуни должна быть выше температуры конца первичной рекри-
сталлизации, для того чтобы обеспечить протекание собиратель-
ной рекристаллизации. Однако опа не может повышаться неогра-
ниченно, так как при температуре 550—580 °C начинается про-
цесс фазовых превращений с образованием 0-фазы, которая при
последующем быстром охлаждении распадается с образованием
мелкодисперсных а- и 0'-фаз, что вызывает понижение пласти-
ческих свойств латуни.
Наилучшие механические свойства получаются при умеренно
высокой скорости нагрева до 500 °С/с и температуре 500—600 °C.
При этом ов = 380-Г-400 Н/мм2 и _610 =-44—50%. Временное
сопротивление соответствует требованиям к полутвердой латуни
и превышает допустимое значение (350 Н/мм2) для мягкой латуни
(рис. 4.16).
Повышенные значения временного сопротивления связаны
с получением более мелких зерен, средний диаметр которых при
скоростном нагреве не превышает 10 мкм, в то время как при
обычном отжиге при температуре 500 °C средний диаметр зерен
равен 40 мкм. Результаты, полученные при отжиге образцов,
были подтверждены при отжиге непрерывно-последовательным
методом ленты шириной 320 мм.
155
^75l
I
525
500
450
425
325
300
<a
§> 400
65
5- 37
t
5
£ 350
525
500
475
475
450
400
375
350
300
2000
s
«3
325
275L_
• 30
r
mm„„: y°
I
I
Рис. 4.15. Диаграмма рекристаллизации латуни Л62 при ин-
дукционном нагреве (Н. В. Зимин)
Рис. 4.16. Зависимость механических
свойств рекристаллизованной латуни
Л62 от скорости нагрева при оптималь-
ной температуре нагрева (степень на-
клепа 50%)
156
Термическая обработка алюминия и алюминиевых сплавов.
При отжиге алюминия и его сплавов после обработки давлением
применяют различные режимы в зависимости от требуемых
свойств. Температура нагрева для различных сплавов и раз-
личных видов отжига может находиться в пределах 150—500 °C.
Допускаемые отклонения от средних значений при обычном на-
греве равны ± (10—30)°. Для нагрева используются в основном
электрические печи с принудительной циркуляцией воздуха.
Выдержка при обычном отжиге составляет от 30 мин до 4 ч.
Применение высокочастотного нагрева позволяет резко умень-
шить продолжительность выдержек, главным образом за счет
времени нагрева, и организовать процесс непрерывного отжига.
При этом можно обеспечить необходимую точность соблюдения
температуры. Отжиг вполне осуществим для всех режимов, при
которых охлаждение производится на воздухе или в воде.
Во ВНИИ ТВЧ произведены опыты по изучению высокоча-
стотного отжига плакированных листов из сплавов АМц, АМгб,
АМгб и проведено сравнение полученных свойств сплавов со свой-
ствами после отжига в печах.
У наклепанных при холодной прокатке образцов из сплава
АМц (1,0—1,6% Мп) при нагреве в селитре до 360 °C с выдержкой
30 мин временное сопротивление снижалось с 240—250 до 100—
ПО Н/мм2, а относительное удлинение увеличивалось от 2 до
23%. Высокочастотный нагрев в течение 1 мин до температуры
360 °C не обеспечивает необходимого изменения свойств. Свойства,
необходимые по техническим условиям, были получены при вы-
сокочастотном нагреве до 380—400 °C и длительности нагрева
50—60 с. Также недостаточной для скоростного высокочастотного
нагрева оказалась температура 320 °C, рекомендуемая для от-
жига сплава АМгб. Требуемые свойства — временное сопротивле-
ние 320—350 Н/мм2 и относительное удлинение 16—18% — были
получены при высокочастотном отжиге длительностью 50—60 с
и температуре 340—360 °C. Однако для сплава АМгб требуемые
свойства были получены без повышения температуры нагрева,
при 320 °C и длительности нагрева 70 с. При этом временное со-
противление снижается от 450—460 до 320—340 Н/мм2, а относи-
тельное удлинение возрастает от 7 до 26—30%.
Изучались также возможности высокочастотного нагрева пла-
кированного дуралюмина Д16 в виде полос толщиной 1,5 мм под
закалку. Как известно, при закалке дуралюмина Д16 требуется
исключительно высокая точность температуры (495—503 °C), кото-
рая может быть обеспечена при высокочастотном нагреве лишь
с очень большой трудностью. Ставилась задача проверить, не
окажется ли перегрев менее опасным для структуры и свойств
при быстром высокочастотном нагреве. Предварительные опыты
показали, что нельзя получить требуемых механических свойств
дуралюмина без выдержки. Так как осуществление выдержки при
индукционном нагреве затруднено, образцы после нагрева от
157
машинного генератора на частоте 8000 Гц за 12—15 е переноси-
лись в селитровую ваннуГ где выдерживались в течение 1—2 мин
при заданной температуре. После этого образцы подвергались
закалке в воде и естественному старению при температуре 20 °G
в течение 100 ч.
Положительные результаты — временное Сопротивление 415—
425 Н/мм2 и относительное удлинение более 13% — при нормаль-
ной структуре и требуемой твердости были получены при темпе-
ратурах нагрева ТВЧ 495—510 °C и выдержке в селитре при 500 °C
в течение 1—2 мин. Более низкая и более высокая температуры
высокочастотного нагрева приводили к снижению механических
свойств и структуры недогрева или перегрева. Соблюдение столь
жесткого режима на производстве при использовании высоко-
частотного метода при закалке листов вряд ли легко осуществимо.
Термическая обработка титана и его сплавов. Влияние быст-
рого высокочастотного нагрева на рекристаллизацию титана и его
сплавов изучалось в ряде работ. Основной целью постановки ра-
бот было уменьшение окисления и насыщения поверхности титана
и его сплавов газами, что неизбежно при обычном медленном на-
греве в печах. Однако в процессе выполнения работ была обнару-
жена также возможность некоторого улучшения структуры и
свойств [2, 9].
Процесс рекристаллизации технического титана изучался
в следующих условиях. Исходный материал — титан марки ВТ1
в виде полосы размером 5 X 50 мм подвергался отжигу при 780 °C
в течение 4 ч в вакууме, а затем холодной прокатке с обжатием
60% до толщины 2 мм. Образцы размером 2х8х 150 мм нагрева-
лись ТВЧ от машинного генератора (частота 2500 Гц) контакт-
ным методом со скоростями от 20 до 1000 °С/с. Измерение тем-
пературы производили при помощи хромель-алюмелевых термо-
пар диаметром 0,08 мм. Для ограничения длительности процесса
и температуры использовали реле времени и фотоэлектрический
пирометр. Интервал рекристаллизации определяли по микро-
структуре и твердости. Для сравнения часть образцов отжигали
в вакуумной печи с выдержкой 0,5 ч и охлаждали с печью. После
высокочастотного нагрева охлаждение производили на воздухе.
При печном нагреве и температуре 300—500 °C наблюдается
возврат, а при 500—625 °C — рекристаллизация технического
титана. Установлено, что при быстром нагреве возврат подав-
ляется, а температура рекристаллизации технического титана
повышается и при скорости нагрева 1000 °С/с доходит до 750—
850 °C (рис. 4.17). При увеличении скорости нагрева наблюдается
небольшое повышение механических свойств за счет получения
мелких зерен титана (диаметр зерна 5—12 мкм) по сравнению
с медленным печным отжигом (20—25 мкм). Наблюдается умень-
шение окисления поверхности обрабатываемых образцов.
В работе [131 исследовался процесс рекристаллизации тех-
нического титана ВТ1 и двух его сплавов ВТ5 и ВТЗ-1. После
158
холодной деформации со степенями
обжатия от 3 до 50% образцы диамет-
ром 16 мм подвергались сквозному
высокочастотному нагреву при ча-
стоте 2500 Гц со скоростями 25, 50,
150 и 300 °С/с до температур 700—
1200 °C. Температура рекристаллиза-
ции определялась по данным рентге-
ноструктурного анализа. В работе по-
казано, что температуры начала и
конца рекристаллизации при самой
быстрой скорости нагрева (300 °С/с)
повышаются на 150—200° для техни-
ческого титана и на 250—300° — для
сплавов. Температура рекристаллиза-
ции достигает максимальных значе-
Рис. 4.17. Зависимость темпера-
туры начала (/) и конца (2) ре-
кристаллизации технического ти-
тана от скорости нагрева
ний (1000—1100 °C) для малых степеней деформации 3—5%.
Несмотря на высокие температуры, при высокочастотной ре-
кристаллизации получаются более мелкие зерна, чем при рекри-
сталлизации с печным нагревом. Механические свойства при испы-
тании на сжатие после отжига с высокочастотным нагревом не-
сколько выше, чем после обычного отжига, хотя это различие и
невелико.
Опыты по отжигу сплавов титана после горячей прокатки
проводились также во ВНИИ ТВЧ. В опытах не обнаружено
какого-либо существенного изменения строения и свойств сплавов
при температурах ниже области фазовых превращений. При на-
греве выше 950—1000 °C в связи с фазовыми превращениями от-
мечаются измельчение зерен микроструктуры и изменение ха-
рактера макроструктуры.
Расширение масштабов применения титана как конструктив-
ного материала в машиностроении потребовало более подробного
изучения процессов, протекающих в титане и его сплавах при
термической обработке, в частности при использовании быстрого
электронагрева. Эти вопросы достаточно полно освещены в моно-
графии [13]. Надо отметить, что для сплавов титана в связи со
склонностью к росту зерен и газонасыщению перспективны ре-
жимы термической обработки с быстрым нагревом без выдержек.
4.6. отжиг ЧУГУННЫХ отливок для СНЯТИЯ ОТВЕЛА
Применение индукционного метода нагрева чугунных отливок
с целью ликвидации поверхностного отбела позволяет существенно
сократить продолжительность операции. Это связано с теми
особенностями, которые свойственны этому методу термической
обработки: кратковременным нагревом в начальный и рабочий
периоды; возможностью повышения температуры процесса; воз-
можностью локального нагрева только тех участков, которые под-
лежат обработке резанием.
159
Рис. 4.18. Твердость отбелен-
ного слоя в сечении заготовок
в зависимости от температуры
графитизации
Рис. 4.19. Зависимость сниже-
ния твердости отбеленного слоя
от времени нагрева до 980 °C
Структура отбеленного слоя при температуре выше Acj со-
стоит нз аустенита, цементита н некоторого количества центров
кристаллизации графита. Концентрация углерода на границе
с цементитом выше, чем на границе с графитом, поэтому в процессе
отжига происходит диффузия углерода через аустенит от цемен-
тита к графиту — графитизация структуры. Графитизации спо-
собствует повышенное содержание кремния в аустените серого
чугуна — 2% и более.
Скорость процесса зависит от уровня температуры. При отжиге
в печах графитизацию производят при температуре 850—900 °C
с выдержкой от 0,5 до 5 ч, в зависимости от размера и конфигура-
ции изделия. Повышение температуры печи для ускорения про-
цесса осуществляется редко, так как это связано со значитель-
ными трудностями. При индукционном нагреве эти трудности
проявляются в меньшей степени и верхний предел температуры
определяется температурой начала плавления чугуна. Практи-
чески допустим нагрев до 1000—1020 °C без опасения оплавления
при случайных или местных перегревах в зонах раковин и дру-
гих дефектов.
Исследование кинетики процесса графитизации при высоко-
частотном нагреве производилось на чугунных образцах диаме-
тром 40 мм. Глубина отбеленного слоя составляла 2—3,5 мм.
Нагрев осуществлялся током 8 кГц, глубина проникновения в го-
рячий металл составляла 5—5,5 мм. Режим нагрева устанавли-
вался таким, чтобы температура графитизации устанавливалась
в заданное время. Выдержки при конечной температуре не было.
Охлаждение естественное, на воздухе, и за счет отвода теплоты
в сердцевину образца. За критерий степени графитизации прини-
малась твердость, которая в исходном состоянии в отбеленном
слое была равна 45—50 HRCg.
На рнс. 4.18 приведена зависимость твердости поверхностного
слоя от конечной температуры нагрева. Общее время нагрева
160
колебалось в пределах 6—8 мин. Лучшие результаты получены
при температуре 980—1000 °C. Снижение твердости происходит
за короткое время (рис. 4.19). Твердость, достаточно низкую для
обеспечения удовлетворительной обрабатываемости при 980—
1000 °C, можно получить за общее время нагрева 2—4 мин. Микро-
структура отожженного слоя представляет собой перлитно-фер-
ритную основу с графитом округленной формы. На фоне основной
структуры можно выделить отдельные небольшие включения це-
и'чггита, который, по-видимому, не сказывается на обрабаты-
ваемости резанием. Только нагрев выше 1000 °C приводит за
казанное время к полному исчезновению цементитных включений
и получению в поверхностном слое отливки структуры, типичной
для серого перлитного чугуна.
Исследования показали, что результат отжига в значительной
мере зависит от глубины и исходной структуры отбеленного слоя:
чем толще отбеленный слой, тем грубее структура исходного
ледебурита и, по-видимому, тем меньше число начальных центров
графитизации. Эти факторы могут тормозить возникновение новых
т итров графитизации в начальный период отжига и способство-
вать увеличению длительности процесса. Поэтому режим отжига
ути индукционном нагреве должен устанавливаться на основе
^следования исходной структуры слоя.
Применение ускоренного индукционного нагрева позволяет
ш-именить зональный отжиг только тех мест, которые подлежат
механической обработке резанием. Зональный отжиг позволяет
 'рименить индукционный метод нагрева деталей сложной формы,
порые целиком нагреть индукционным методом нельзя.
Зональный индукционный отжиг легко подвергается механи-
и обеспечивает значительную экономию энергетических
'••ссуреов.
Глава 5
ТЕХНОЛОГИЯ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ
ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ
5.1.	ВЫСОКОЧАСТОТНАЯ ТЕРМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА
И ВОПРОСЫ КОНСТРУИРОВАНИЯ
И ТЕХНОЛОГИИ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ДЕТАЛЕЙ
Результаты поверхностной закалки во многом зависят от
правильности технических условий на закалку, которые должны
учитывать не только условия эксплуатации, но и технические воз-
можности метода закалки. Поэтому конструирование тех или иных
деталей, разработка технических требований к этим деталям
Головин Г. Ф. в др.
161
должна производиться с участием технолога. Практика внедре-
ния высокочастотной термической обработки в промышленность
показывает, что только при этом возможен максимальный тех-
нический эффект. Это относится и к выбору технологического
процесса механической обработки детали, так как применение
поверхностной, часто зональной, закалки в ряде случаев требует
изменения обычно принятой последовательности операций.
Выбор глубины закаленного слоя. В отличие от химико-терми-
ческой обработки метод высокочастотной поверхностной закалки
позволяет получать твердый поверхностный слой различной
глубины в очень короткие сроки. Поэтому выбор глубины зака-
ленного слоя определяется в первую очередь не техническими
возможностями, а условиями эксплуатации деталей. В связи
с этим возникает вопрос об оптимальной для каждой данной де-
тали глубине закаленного слоя.
Глубина слоя должна обеспечивать достаточную твердость
и износостойкость детали с учетом предусмотренных перешлифо-
вок при ремонтах. Эта глубина в отдельных случаях, например
для тракторных коленчатых валов, может быть весьма большой
и достигать 3—4 мм. Если возможность перешлифовок исклю-
чена, то закаленный слой может быть значительно меньше и
требуемая глубина его будет зависеть от различных факторов,
связанных с сочетанием прочности слоя и сердцевины и со свой-
ствами изделия в целом.
При малых толщинах твердого слоя и сравнительно мягкой
сердцевине изделия возможно продавливание слоя под влиянием
больших контактных напряжений. Такой прогиб слоя в условиях
эксплуатации приводит к нарушению правильности геометрии
изделия, что неизбежно влечет за собой повышенное изнашива-
ние, а при сильных напряжениях может вызвать растрескивание
и отслоение закаленного слоя. Следовательно, величина мини-
мально допустимого закаленного слоя зависит от соотношения
твердости этого слоя и твердости сердцевины. Чем тверже сердце-
вина, тем меньшую глубину закаленного слоя можно допустить,
не опасаясь его разрушения в процессе эксплуатации под действием
контактных напряжений. С этой точки зрения поверхностная за-
калка среднеуглеродистой стали имеет в некоторых случаях опре-
деленные преимущества по сравнению с химико-термической об-
работкой малоуглеродистой стали. При поверхностной высоко-
частотной закалке необходимо выбрать среднеуглеродистую сталь
и обеспечить требуемые свойства сердцевины.
Глубина закаленного слоя также выбирается с учетом получе-
ния достаточной общей механической прочности изделия. Увели-
чение глубины слоя приводит, с одной стороны, к повышению
пределов прочности при испытании на растяжение, изгиб и кру-
чение, повышению предела выносливости. С другой стороны, уве-
личение глубины закаленного слоя вызывает склонность изделий
к хрупким разрушениям. Поэтому при выборе глубины закален-
162
Рис. 5.1. Рекомендуемая глу-
бина закаленного слоя хк
при разных диаметрах изде-
лия
Рис. 5.2. Зависимость времени нагрева ta
от заданной глубины закаленного слоя хк
при различных диаметрах деталей D
(сплошные кривые) и удельной мощно-
сти pD (штриховые кривые) на частотах
2,5 и 8,0 кГц
ного слоя необходимо обеспечить сочетание достаточной прочности,
выносливости и вязко-, ги изделий как при длительной работе
ь нормальных условиях, так и при возможных случайных пере-
грузках и ударах.
На прочность изделия оказывают влияние остаточные на-
пряжения. В подавляющем большинстве случаев в поверхностно
закаленном изделии создается благоприятное распределение оста-
точных напряжений — на поверхности напряжения сжимающие,
зо'на растягивающих напряжений сосредоточена на некотором
расстоянии от поверхности и при определенных условиях может
не оказывать влияния на прочность изделий.
Оптимальные результаты по соотношению прочности, выносли-
вости и пластичности могут быть получены при закалке примерно
20% площади поперечного’сечения, деталей, что соответствует
глубине слоя примерно 10% радиуса. При этом закалка на отно-
сительно большие глубины (до 20% от радиуса) применяется для
деталей с небольшим диаметром (10—20 мм), а закалка на мень-
шую глубину (10% от радиуса и менее) — для деталей большего
размера. Такая рекомендация связана как с изменением склон-
ности к хрупкому разрушению при изменении абсолютных разме-
ров сечения, так и с ограничением абсолютной глубины закален-
ного слоя за счет прокаливаемости. На рис. 5.1 приведена зави-
симость рекомендуемой глубины закаленного слоя от диаметра
изделия.
6*	163
В тех случаях, когда выбор глубины закаленного елоя не
основывается на получении заданных прочностных свойств дета-
лей, а определяется наличием того или иного источника питания
током высокой частоты, условия поверхностной закалки выби-
рают с учетом получения минимальных затрат на осуществление
технологического процесса. Для большинства деталей машино-
строения достаточна закалка на глубину 2—2,5 мм. Оптимизация
режима нагрева связана с выбором частоты тока. На рис. 5.2 при-
веден график, построенный А. Д. Демичевым для сравнения ре-
жимов нагрева на частотах 8,0 и 2,5 кГц [81. Обычно при исполь-
зовании тока частотой 2,5 кГц задается глубина закаленного
слоя около 4 мм. Для цилиндрической детали, например диа-
метром 80 мм, время нагрева на эту глубину составит около 5,8 с
при среднем значении удельной мощности 0,75 кВт/сма нагревае-
мой поверхности. За это время нагрева на каждый квадратный
сантиметр ее площади будет затрачено 4,35 кВт-с энергии. Со-
гласно рис. 5.2, при нагреве током частотой 8 кГц оптимальная
глубина закалки 2—2,5 мм может быть получена при удельной
мощности 1,1 кВт/сма. Время нагрева при этом составит 2,9 с.
Следовательно, затраты электроэнергии снизятся до 3,2 кВт-с/сма,
т. е. на 35%.
При закалке мелких деталей током высокой частоты глубина
закаленного слоя обычно находится в пределах 1 —1,5 мм. Полу-
чение слоя толщиной менее 1 мм связано с трудностью обеспече-
ния достаточной однородности аустенита при очень быстрых на-
гревах. Удовлетворительные результаты возможны только при
условии предварительной подготовки исходной структуры стали.
Чем меньше в стали углерода и, следовательно, больше струк-
турно-свободного феррита, тем труднее достигается закалка на
малые глубины.
Выбор глубины закаленного слоя при закалке сталей с по-
ниженной прокаливаемостью в большей мере зависит от свойств
стали. В данном случае можно допустить сравнительно малые
глубины слоев с максимальной твердостью, так как условия за-
калки создают большой подслой со структурой троостита и,
следовательно, повышенной твердости, что способствует повыше-
нию прочности поверхностного слоя.
При поверхностной закалке стали с нормальной прокаливае-
мостью плавный переходный слой не оказывает решающего влия-
ния на свойства поверхностно закаленных изделий, но во многих
случаях желателен для наилучшего распределения остаточных
напряжений. В связи с этим рекомендуется подбирать марки
стали, режим закалки и глубину закаленного слоя с таким расче-
том, чтобы получился переходный слой с твердостью менее НБ0
(см. рис. 2.7), не превышающий 25—30%, в крайнем случае 50%
от глубины закаленного слоя. Ограничение глубины переходного
слоя желательно для уменьшения расхода энергии и уменьшения
деформации изделий.
164
Рйс. 5.3. Примеры правильного (/) и непра-
вильного (II) расположения закаленного слоя
при зональной закалке
Выбор формы закаленного слоя. При зональной поверхностной
закалке на границе закаленного слоя возникают растягивающие
остаточные напряжения, которые могут достигать 100—200 Н/мм2
в зависимости от глубины закаленного слоя и режима нагрева
и охлаждения. О значении возникающих растягивающих напря-
жений можно судить, например, по тому, что предел выносли-
вости детали сложной формы типа коленчатого вала, имеющей
небольшой радиус кривизны в зоне максимальной концентрации
внешних напряжений и изготовленной из углеродистой конструк-
ционной стали, находится на уровне 150—200 Н/мм2, т. е. того же
порядка, что и остаточные напряжения. Естественно, что совпаде-
ние максимума растягивающих остаточных напряжений с макси-
мумом напряжений от внешней нагрузки может привести к рез-
кому снижению усталостной прочности детали.
Кроме фактора прочности на выбор формы закаленного слоя
влияют технические возможности метода высокочастотного на-
грева. При закалке деталей сложной формы часто трудно или не-
возможно осуществить качественный нагрев тех зон, где по усло-
виям эксплуатации изделия желательно получить поверхностное
упрочнение. Сказанное можно пояснить на некоторых наиболее
характерных примерах.
На рис. 5.3, а приведены правильная (/) и неправильная (II)
формы закаленного слоя на пальце, запрессованном в другую
Деталь. С целью повышения износостойкости шейки пальца,
работающей в скользящем подшипнике, достаточно при закалке
получить тонкий закаленный слой. Если при этом не допускаются
черешлифовки пальца, то слой может не превышать 1,5—2 ;мм.
Однако при закалке по варианту II усталостная прочность пальца
снижается вследствие совпадения максимума остаточных растя-
165
гивающих напряжений с местом концентрации напряжений от
внешней нагрузки. Вариант I полностью удовлетворяет условиям
эксплуатации, так как упрочнены обе зоны концентрации напря-
жений: галтель и граница запрессовки.
На рис. 5.3, б приведен вал с буртом, на котором необходимо
повысить твердость цилиндрической шейки и бурта. Оптимальным
вариантом была бы закалка поверхности шейки, галтели и бурта
(вариант /). Это позволило бы повысить усталостную прочность
вала. Однако это технически трудно осуществимо, так как усилен-
ный теплоотвод от галтели затрудняет получение в этом месте
структуры полной закалки. Необходимое повышение износостой-
кости достигается закалкой только шейки и бурта (вариант II),
но при этом необходимо экспериментально определить расстояние
закаленных поверхностей от галтели, с тем чтобы не было су-
щественного снижения усталостной прочности вала.
В ряде случаев вредное влияние растягивающих напряжений
при зональной закалке может быть нейтрализовано применением
наклепа поверхности в этой зоне. Наклеп, например, приме-
няется на шестернях крупного модуля при закалке рабочих
поверхностей зубьев без закалки впадины. Наклеп впадины
обкаткой роликами позволяет не только нейтрализовать растя-
гивающие остаточные напряжения, но и несколько упрочнить
зубья.
Твердость закаленного слоя и сердцевины. Значение поверх-
ностной твердости определяется условиями эксплуатации детали.
При работе на изнашивание большое значение имеет твер-
дость сопряженной детали. Обычно стремятся получить такое
соотношение твердости трущейся пары, при котором выходит
из строя в первую очередь наиболее дешевая и легко заменяемая
деталь. В связи с этим требования по твердости в ряде случаев
могут быть несколько ниже максимально возможных значений.
На практике получение этих пониженных значений твердости
часто допускают непосредственно после закалки. Однако это до-
стигается только за счет получения неполной или недостаточно
интенсивной закалки. И в том. и в другом случае возможно появ-
ление в структуре закаленного слоя выделений избыточного фер-
рита или других продуктов распада аустенита в верхнем интер-
вале температур. Наличие таких включений может явиться при-
чиной преждевременного появления очагов контактной уста-
лости. Поэтому во всех случаях деталь необходимо закаливать на
максимальную для данной стали твердость, а заданный уровень
твердости обеспечивать последующим отпуском или самоот-
пуском.
Рассчитывать на получение повышенной твердости закален-
ного слоя за счет особой структуры закалки в производственных
условиях, как правило, нельзя. При этом в случае закалки дета-
лей сложной формы или местной закалки в технических условиях
необходимо оговаривать место контроля твердости, так как не-
166
избежная неравномерность температуры поверхности влечет за
собой и неравномерность твердости. Обычно выбор места контроля
не встречает затруднений, причем выбирают в первую очередь
те зоны, в пределах которых возможно нарушение режима на-
грева или охлаждение, либо зоны, наиболее ответственные по
условиям эксплуатации.
Исключение представляют случаи, когда применяется импульс-
ная закалка, имеющая целью максимальное повышение твердости
тонкого поверхностного слоя детали, работающего на изнашива-
ние. На стали, близкой по содержанию углерода к эвтектоидной,
достигается твердость 68—70 HRQ. Для получения однородного
по структуре и свойствам безыгольчатого мартенсита после сверх-
быстрого нагрева исходная структура подготавливается предва-
рительной закалкой при умеренных скоростях нагрева.
При зональной закалке на границе упрочненного слоя всегда
имеется зона с переходной структурой, характеризующейся не-
полнотой закалки. Ширина переходной зоны может оговариваться
в технических условиях, однако она, как правило, не может ре-
гулироваться и зависит от заданной глубины закаленного слоя и
частоты тока. В таких случаях она должна устанавливаться со-
вместно конструктором и технологом.
Твердость сердцевины устанавливается конструктором исходя
из условий работы изделия в целом. Если поверхностной закалке
подвергается вся поверхность, решающую роль играют свойства
поверхностного слоя и его относительная толщина. Свойства
сердцевины существенны для тех деталей, у которых закаливаются
огщльные участки. При этом зоны максимальной концентрации
внешних напряжений остаются, как правило, незакаленными и
прочность изделия определяется свойствами стали, полученными
iiOc-ie предварительной термической обработки. Например, если
у коленчатого вала закаливают только цилиндрические части
коренных и шатунных шеек, а щеки и галтели шеек не подвергают
поверхностному упрочнению, усталостные изломы наблюдаются
во щекам в районе галтели. Естественно, что механические свой-
ства щек будут определять прочность коленчатого вала. Поэтому
валы, несущие большие удельные нагрузки, изготовляют из
легированной стали и подвергают предварительному улучшению.
При выборе твердости,- получаемой после улучшения, верх-
ний предел чаще всего ограничивается вследствие необходимости
обработки заготовки резанием и при серийном и массовом произ-
водстве не превышает 280—300 НВ. При установлении требований
по твердости сердцевины необходимо учитывать сочетание состава
стали и габаритных размеров изделия. Ограниченная прокаливае-
мость большинства применяемых в машиностроении сталей не
позволяет получить у крупных изделий сквозной закалки. Фак-
тически в этих случаях улучшению подвергают только поверх-
ностные слои металла, часто полностью снимаемые следующей
обработкой резанием, так что эффективность от улучшения сво-
167
9
Рис. 5.4. Понеркностная аакалиа полого вала с переменной толщи
ной стенки: а — расточка до вакалки; б — расточка после аакалки
I___________________________I
дится к минимуму и не оправдывает затрат. Это относится, на-
пример, к крупным валам-шестерням, изготовленным из углеро-
дистой, иногда литой стали, к коленчатым валам тракторных
двигателей и др.
В тех случаях, когда поверхностно закаленное изделие экс-
плуатируется в условиях больших нагрузок и закаленный слой
испытывает значительные напряжения сжатия, большое значение
имеет твердость подслойного материала. В практике эксплуа-
тации таких деталей, в частности колес мостовых кранов, наблю-
дались растрескивание и сколы поверхностного закаленного слоя,
имеющего твердость 55—58 HRC,. Причиной сколов был прогиб
слоя в сравнительно мягкую сердцевину детали с твердостью
22—25 HRG,. Повышение твердости сердцевины предварительной
термической обработкой до 40—45 HRC., ликвидировало опас-
ность сколов и трещинообразовапия.
Такую же роль предварительная закалка играет при импульс-
ной закалке с получением сверхтвердоеги поверхностно! л слоя
65 HRC, и выше. При том уровень твердости металла после пред-
варительной термической обработки определяется условиями экс-
плуатации детали.
Поверхностная закалка в линии механической обработки. Свое-
образие технологии поверхностной закалки вносит некоторые
особенности в общий цикл механической обработки при изготов-
лении деталей. Во многих случаях при поверхностной закалке
деформации изделия малы и окалина отсутствует, поэтому опе-
рацию термической обработки можно производить после механи-
ческой обработки. В ряде случаев это не удается из-за особенностей
высокочастотного нагрева, а также из-за возможных короблений.
Это можно рассмотреть на некоторых примерах.
На рис. 5.4 приведен эскиз полого вала с переменным внутрен-
ним диаметром. Неравномерность толщины стенки может вызвать
неравномерность нагрева как по глубине прогрева, так и по тем-
пературе поверхности вследствие неоднородности теплоотвода от
нагретых слоев в холодную сердцевину. Там, где стенка наиболее
тонкая, теплоотвод менее интенсивен, температура на поверх-
ности достигает больших значений и общая глубина прогрева
до закалочной температуры оказывается больше; соответственно
будет больше и глубина закаленного слоя (рис. 5.4, а). При пра1
вильном построении технологического процесса расточку вну-
168

'"'^////////////^^^^
Рис. 5.5. Эскиз полого валика
с глухими отверстиями для
крепления шпилек
Рис. 5.6. Эсиие шарового
пальца с поверхностно зака-
ленным слоем во внутренней
полости
греннего отверстия на разные размеры еледует делать после по-
верхностной закалки. Последовательность операций будет сле-
дующей: трубная заготовка обтачивается снаружи на размер,
близкий к чистовому с допуском на шлифование; производится
обработка внутренней поверхности по минимальному диаметру,
при этом соблюдаются правильность центровки и соосность
наружного и внутреннего диаметров; осуществляется поверх-
ностная закалка на заданные глубину и твердость; производится
расточка внутреннего отверстия в соответствии с чертежными раз-
мерами. -При таком построении технологического процесса глу-
бина закаленного слоя будет равномерной по всей длине вала
(рис. 5.4, б).
Затруднения при закалке появляются при местном уменьше-
нии толщины стенки в зоне закалки. В этих местах неизбежны
с. ; огрев, сквозная закалка и, как следствие, трещины. На рис. 5.5
приведен полый цилиндр с глухими отверстиями для крепления
шпилек. При наличии подобных отверстий закалка наружной
поверхности может оказаться неосуществимой. Действительно,
в этом месте стенка может прогреваться до температуры закалки
насквозь. Правильнее просверливать отверстия после поверхност-
ной закалки, выбрав такой режим нагрева, при котором в местах
будущих отверстий сохраняется незакаленный металл.
При несимметричной закалке появляются дополнительные
трудности из-за возможных деформаций. При предварительной
механической обработке заготовки .должны предусматриваться
припуски на окончательную обработку, которые определяют
путем эксперимента.
При разработке технологии механической обработки необхо-
димо учитывать, что некоторые размеры детали, которые по усло-
виям работы -могут иметь большие допуски, для осуществления
поверхностной закалки должны иметь более жесткие допуски.
На рис. 5.6 приведен шаровой палец, у которого закалке подвер-
гается внутренняя шаровая полость. По условиям работы пальца
размер А точно не определен. Допустимо смещение центра вну-
тренней шаровой полоети относительно торца пальца на 1—2 мм.
169
В то же время при закалке во избежание смещения закаленного!
слоя деталь должна фиксироваться относительно индуктора до-!
статочно точно. Базой при установке детали в закалочное устрой-
ство может быть только плоскость Б. Следовательно, размер А
должен быть точным и это надо предусмотреть при построении!
технологического процесса механической обработки. В некоторых
случаях следует предусматривать технологические припуски на-
летали для осуществления правильной установки или захвата
ее для подвески в закалочном устройстве.
При закалке деталей, у которых имеются отверстия, выходя-
щие на закаливаемую поверхность, около отверстия неизбежен
перегрев, способствующий образованию трещин. Для получения
качественной детали с нужной твердостью закаленного слоя и
без трещин по краям отверстий, может быть даже не видимых
невооруженным глазом, но выявляемых другими методами, от-
верстия желательно делать после закалки. Конечно, это трудно
осуществимо обычными методами механической обработки. Но
могут быть применены электрофизические методы, например элек-
троэрозионный метод изготовления отверстий.
В последнее время все больше находят применение новые спо-
собы формообразования, с помощью которых получают размеры,
заданные чертежом, без снятия металла резанием. В первую оче-
редь сюда можно отнести холодную чеканку после горячей штам-
повки или прессования. Холодная чеканка дает чистую поверх-
ность, и некоторые детали после такой обработки могут иметь
нужный класс точности. Однако, применяя такую технологию,
надо иметь в виду, что при предварительной горячей механиче-
ской обработке, осуществляемой после нагрева в печах, неиз-
бежно обезуглероживание. Полностью его нельзя избежать, даже
применяя во время нагрева специальные защитные атмосферы,
так как окисление и обезуглероживание могут появиться после
нагрева как в процессе горячей пластической деформации, так
и при дальнейшем остывании детали. Чеканка, выравнивая по-
верхность, не снимает обезуглероженного слоя; он останется,
и на поверхности после поверхностной закалки получается пони-
женная по сравнению с нормативной твердость. На некотором
расстоянии от поверхности твердость выше. Исправить здесь
что-либо невозможно, поэтому описанную технологию можно при-
менять только там, где по условиям работы можно допустить
пониженную твердость поверхностных слоев.
Сказанное относится и к случаям поверхностной закалки де-
талей непосредственно после горячего формования — штамповки,
прессования, литья, проката. Например, это нужно учитывать
при поверхностной закалке рельсов, фасонного проката и т. п.
5.2.	ТЕХНОЛОГИЯ НАГРЕВА
Здесь рассматриваются отдельные вопросы, связанные с прак-
тическим осуществлением высокочастотной термической обра-
170
Рис. 5.7. Схема вакалки с одно-
временным нагревом
Закаленный слои
Рис. 5.8. Скема профиля индук-
тирующего провода для одно-
временного нагрева при зональ-
ной закалке
ботки. От правильного решения этих вопросов во многом зависит
качество термически обработанных изделий.
Вопросы выбора электрического режима, настройки колеба-
тельного контура, закалочных устройств, а также вопросы кон-
структивного оформления технологического процесса изложены
в работах [34, 411.
Выбор способа нагрева. При поверхностной закалке коротко-
мерных изделий, имеющих простую конфигурацию, обычно при-
меняют одновременный способ нагрева, при котором индуктором
охватывается весь участок изделия, подлежащий нагреву, и тем-
пература поверхности нарастает одновременно по всему участку.
На рис. 5.7 приведена схема одновременною нагрева цилиндриче-
ской детали 2 одновитковым индуктором 1, совмещенным со
сирейером для подачи охлаждающей жидкости. Зазор между
ип;укгиром и деталью должен быть минимально допустимым
по технологическим соображениям, чтобы индуктор не касался
закаливаемой детали при возможной неточности ее установки
в закалочном устройстве и чтобы был обеспечен свободный выход
закалочной жидкости из средней зоны индуктора-спрейера. Прак-
тически зазор выбирается в пределах 2—5 мм. Для обеспечения
равномерного охлаждения зазор желательно несколько увели-
чить, однако простое увеличение внутреннего диаметра индуктора
приводит к снижению коэффициента полезного действия системы
и поэтому нежелательно. При поверхностном нагреве короткой
Детали длина индуктора (ширина индуктирующего провода)
Должна быть приблизительно равна длине детали.
Если деталь имеет сложную конфигурацию, то получение рав-
номерного нагрева встречает определенные трудности и здесь
нельзя ограничиться приводимыми рекомендациями. Величина
зазора, необходимая для обеспечения равномерной температуры,
может оказаться разной в зависимости от кривизны поверхности.
Соответствующие рекомендации приведены в работах [16, 35].
При местной поверхностной закалке, например закалке ко-
ротких участков вала, также применяется одновременный нагрев.
171
Однако в этом елучае в отличие от нагрева короткой детали ши-1
рина закаленной зоны будет меньше ширины индуктора вследствие
активной утечки теплоты от нагретого участка. В зависимости от
величины зазора эта разница колеблется в пределах 10—20%
от ширины индуктирующего провода. Утечка теплоты приводит
к тому, что глубина закаленного слоя по длине участка будет
неравномерной — слой приобретает серповидную форму. Для
компенсации теплоотвода зазор по краям индуктора должен быть
в 1,5—2 раза меньше, чем в средней части, поэтому в средней
части индуктора делают выточку (рис. 5.8).
При закалке деталей сложной формы может быть несколько
участков, закаливаемых поочередно одновременным способом.
В этом случае говорят о последовательной закалке. В качестве
примера такого приема закалки можно привести закалку шестерен
по впадине или по зубу, коленчатых валов, у которых поочередно
закаливаются все шейки, и др. При закалке шеек коленчатых
валов и подобных деталей цилиндрический индуктор делается
разъемным.
Если деталь сложной формы в процессе нагрева можно вра-
щать, то возможно применение петлевых индукторов. Схема на-
грева при помощи петлевых индукторов показана на рис. 5.9.
Индуктор охватывает только часть поверхности детали, доступ-
ную с одной стороны. Изделие желательно вращать со скоростью
около 60—100 об/мин. В процессе нагрева, продолжающегося
несколько секунд, все участки нагреваемой поверхности в рав-
ной степени пройдут через зону действия индуктора, и нагрев
по окружности будет равномерным. Подобный способ нагрева
может быть осуществлен при помощи двух индукторов, вместе
охватывающих закаливаемую поверхность (рис. 5.9).
Для многих изделий нужно закалить большую поверхность,
при нагреве которой одновременным способом требуется большая
мощность. Уменьшение подводимой к индуктору мощности дости-
гается применением непрерывно-последовательного способа на-
грева. В этом случае узкий индуктор 1 движется вдоль нагревае-
мой поверхности 2. В результате нагретой в каждый момент яв-
ляется узкая полоса поверхности 3, выходящая из-под индуктора
(рис. 5.10).
При организации высокопроизводительных процессов поверх-
ностной и сквозной закалки деталей простой формы выбор спо-
соба определяется не необходимостью затраты минимальной удель-
ной мощности, а технологическими удобствами создания непре-
рывного процесса. Схема такого процесса приведена на рис. 5.11.
Короткомерные детали простой формы проходят через сравни-
тельно длинный многовитковый индуктор, в котором одновре-
менно может поместиться несколько деталей. Температура поверх-
ности постепенно достигает максимума при выходе из индуктора.
Описанный способ нагрева легко позволяет осуществить про-
цесс ускоренного сквозного или глубинного нагрева, который
172
Рис. 5.9. Схема нагрева петлевым ин-
дуктором
Рнс. 5.10. Схема закалки непрерывно-
последовательным способом: а — без
дополнительного душа; б — с дополни-
тельным душем
может быть условно назван процессом с постоянной температурой
поверхности. Мощность, выделяемая в начале и конце процесса, ре-
гулируется числом витков на единице длины индуктора (рис. 5.12).
В некоторых случаях одновременный способ нагрева сочетают
с непрерывно-последовательным. Такое сочетание удобно, напри-
мер, при поверхностной закалке длинных валков, имеющих
с одной стороны уступ или фланец с галтелью, который тоже дол-
жен быть закален. Индуктор конструируется с учетом возмож-
ности нагрева галтели одновременным способом и цилиндрической
части непрерывно-последовательным способом. Индуктор уста-
навливается вблизи галтели. Нагрев галтели и фланца осущест-
вляется при неподвижном индукторе, одновременно нагревается
и !а часть вала, которая охвачена индуктором. После достиже-
1	2
Рис 5.И. Схема процесса закалки
в многовитковом индукторе (t — рас-
пределение температуры по длине
зоны нагрева):
7 — индуктор; 2 — деталь
□ □ □ □ □ □ О □
Рис. 5.12. Схема процесса нагрева
по ускоренному режиму:
t — распределение температуры по-
верхности по длине эоны нагрева: / ;-~
зона частого расположения витков ин-
дуктора; // — зона редкого располо-
жения витков
173
ния заданной температуры из отверстий индуктора на нагретую;
поверхность подается закалочная вода. Одновременно индуктор;
приводится в движение и производитея последовательная закалка
цилиндрической части вала. Часть цилиндрической поверхности,
находящаяся внутри индуктора в период нагрева галтели, легко»
перегревается, так как время нагрева этого участка всегда больше
времени нагрева элемента поверхности при закалке остальной
части вала непрерывно-последовательным способом. В резуль-
тате вблизи поверхности в закаленном слое возможно получение
структур перегрева с пониженными механическими свойствами.
Получение равномерного закаленного слоя без жесткого пере-











грева возможно лишь за счет регулирования электрического
режима в процессе закалки.
Часто большое значение имеет выбор вертикального или гори-
зонтального расположения главной оси индуктора и изделия. Для
осуществления индукционного нагрева это обычно не играет су-
щественной роли. Здесь приходится учитывать другие технологи-
ческие факторы: равномерность стекания охлаждающей жидкости,
удобство крепления детали и т. п. В большинстве случаев при
разработке высокопроизводительных процессов удобнее горизон-
тальное расположение деталей, при котором осуществляется кон-
структивная связь закалочной установки с конвейером механиче-
ской обработки деталей. В то же время следует учитывать воз-
можное коробление деталей в процессе нагрева, и с этой точки
зрения предпочтительным оказывается вертикальное расположе-
ние деталей. При вертикал
равномерность охлаждения
ьном расположении легче достигается
. Обычно спрейер
располагают
ниже
индуктора, и нагретая зона перемещается сверху вниз, попадая
в зону охлаждения. В отдельных случаях возможно и обратное
расположение, если оно оправдано какими-либо технологическими
требованиями, например необходимостью ограничения продол-
жительности охлаждения закаливаемого участка.
При нагреве деталей сложной формы часто не удается отыскать
индуктор оптимальной конфигурации и оказывается неизбежным
перегрев некоторых участков детали. В этих случаях возможно
применение подстукивания таких зон с помощью воздушных и
водяных струй, интенсивность которых должна устанавливаться
экспериментально. В качестве примера можно привести закалку
зубчатых колес во впадине.
Выбор режима нагрева. Прежде всего должна быть выбрана
частота тока. При разработке технологии поверхностной закалки
в условиях, когда может быть выбрана оптимальная частота тока,
следует использовать данные табл. 5.1 и 5.2, составленных для
случая нагрева цилиндра на основе теоретических разработок
В. П. Вологдина и Г. А. Разоренова [3]. По этим таблицам можно
выбрать частоту тока в соответствии с размером изделия и глу-
биной закаленного слоя. Более подробные сведения о выборе
частоты тока и методах расчета см. в работе [351.
174
Таблица 5.1
Рекомендуемые частоты (кГц) для нагрева
под закалку на заданную глубину
Частота тока	Глубина закаленного слоя,					ММ	
	1	1,5	2	3	4	6	10
' Наивысшая	250	100	60	30	15	80	2,5
j Наинизшая	15	7	4	1	1	0,5	0,15
Оптимальная L_		60	25	15	7	4	1,5	0,5
Таблица 5.2
Наименьшие допустимые частоты (кГц)
для кагрева стальных цилиндров
i	кпд •	индуктора	Диаметр болванки, мм						
	 10	15	20	30	40	60	100
,	0,8 0,7	250 30	15 20	60 7,0	30 3,0	15 2,0	70 0,8	2,5 0,3
В производственной практике часто выбор частоты тока опре-
деляется наличием оборудования. В этом случае соответствие
веющегося оборудования техническим требованиям следует про-
>.•> по табл. 5.1 и 5.2. Если значение имеющейся частоты тока
 > ко от расчетного, то эффективность нагрева снижается и сле-
' - г? решить, целесообразно ли применение индукционного нагрева.
Рекомендации по выбору режима нагрева могут быть даны
! е основе приближенных расчетов, выполненных А. Е. Слухоц-
ким [34].
На рис. 5.13—5.15 приведены расчетные графики для опреде-
".-чия режима нагрева током радиочастоты (250 кГц) и звуковой
 г/ты (8 и 2,5 кГц). Расчет произведен при условии нагрева
т< аеохности изделия до 900 °C, что близко к средней температуре
закалки большинства конструкционных углеродистых и мало-
тл ированных сталей. Температура на внутренней границе нагре-
того слоя принята равной 7&0 °C, соответствующей точке полной
потери магнитных свойств большинства марок стали.
Графиками, приведенными на рис. 5.13—5.15, нужно пользо-
ваться следующим образом. Предположим, необходимо закалить
ва : диаметром 60 мм на глубину 4 мм. По табл. 5.1 и 5.2 находим,
чзо закалку следует производить при нагреве током частотой
2,г. кГц. Следовательно, нужно пользоваться графиком рис. 5.13
З я данной частоты тока. По графику (сплошные линии) находим,
ч-о для получения закаленного слоя глубиной хк = 0,4 см на
вале диаметром 6 см продолжительность нагрева составляет 6 с;
175
Рис. 5.13. Зависимость времени нагрева tH (сплошные ли-
нии) и сообщаемой детали удельвой мощности р0 (штрихо-
вые линии) от диаметра Da нагреваемого цилиндра для
различный глубин накаленного слоя хк при частоте тока
2500 Гц Ц01
удельная мощность (штриховая линия), передаваемая в изделие,
р0 = 0,9 кВт/сма. Получающиеся данные следует рассматривать
как ориентировочные, по ним производится закалка нескольких
опытных деталей, после анализа которых режим нагрева может
быть откорректирован,
Расчетные данные режима нагрева цилиндрических деталей
диаметром до 20 мм приведены в табл. 5.3.
Аналогичные расчеты могут быть сделаны при закалке плоских
изделий и внутренних поверхностей полых деталей [34].
При поверхностной закалке наиболее распространенные зна-
чения удельной мощности составляют 0,3—1,5 кВт/сма. При мень-
ших удельных мощностях нагрев производится медленно и зна-
чительная часть энергии затрачивается на нагрев сердцевины
изделия. Таких режимов стараются избегать. Удельные мощности
свыше 1,5 кВт/см2 и, следовательно, большие скорости нагрева
применяются в единичных случаях, например при импульсной
176
Рис. 5.14. Зависимость
времени иагрева /к (спло-
шные линии) и сообща-
емой детали удельной
мощности Ро (штриховые
линии) от диаметра на-
греваемого цилиндра для
различных глубин зака-
ленного слоя хк при ча-
стоте тока 8000 Гц
Рис. 5.15. Зависимость
времени нагрева /к
(сплошные линии) и со-
общаемой детали
удельной мощности р0
(штриховые линии) от
диаметра D2 нагрева-
емого цилиндра для
различных глубин за-
каленного слоя хк при
частоте тока 250 кГц
7 Голован Г. Ф. н др.
177
Таблица 5.3
Зависимость времени нагрева тк
и удельной мощности р0 от диаметра
цилиндра D и глубины закаленного слоя хк
при частоте тока /1>44О кГц [34)
закалке, когда необходимо!
максимально исключить яв-1
ление теплопроводности. I
При сквозном нагреве о|
постоянным напряжением на.,
индукторе	продол жител ь-1
ность нагрева может быть он-)
ределена по кривым, приве-i
денным на рис. 4.1. Ускорен-1
ный метод приближает уело-;
вия нагрева к случаю мгно-:
венного достижения поверх-1
ностью температуры закалки1
и прогрева сечения путем теп-
лопроводности. При этом про-
должительность нагрева мо-
жет быть сокращена в 2—
3 раза.
При одновременном способе, когда весь участок изделия, под-
лежащий нагреву, охватывается индуктором, общая электриче-
ская мощность (кВт), подводимая к индуктору, пропорциональна
размерам нагреваемой поверхности
к, СМ
0,1
0,2
0,3
D,
ММ
5
10
15
20
гк, с
0,77
1,47
1,60
1,90

3
s
К’
0,85
0,80
0,80
0,80
3,14
4,53
5,90
0,42
0,41
0,39
4,25
6,90
8,50
0,33
0,28
0,28
р =- P.S,
Мощность генератора (кВт)
Рг = -РДЛиЛтр),
где т]н — КПД индуктора; г|тр — КПД трансформатора.
Если принять в среднем т)п « Т|тр « 0,8, то общий коэффи-
циент полезного действия установки будет равным 0,64. Тогда
мощность (кВт), потребляемая от высокочастотного генератора,
Рг = 1,5Р = l,5p0S.
При непрерывно-последовательном способе нагрева удельная
мощность р0, подводимая к индуктору, также может быть полу-
чена из графиков на рис. 5.13—5.15. Полная мощность (кВт)
Р —- ponDa,
где D — диаметр изделия, см; а — ширина индуктирующего про-
вода, см.
Так как ширина индуктирующего провода невелика и обычно
находится в пределах 5—30 мм, требуемая мощность при нагреве
непрерывно-последовательным способом может быть сравнительно
небольшой.
При подборе режима непрерывно-последовательного нагрева
изделия можно пользоваться опытными данными, полученными
при одновременном нагреве. Для этого участок изделия нагре-
вается неподвижным индуктором при такой удельной мощности,
178
которая обеспечила ба необходимую глубину прогрева. Записы-
вается кривая нагрева, по которой устанавливается необходимое
время нагрева элемента поверхности до заданной температуры <®.
Зная время нагрева, можно определить скорость прохождения
изделия через индуктор по формуле
v = а/т.
При нагреве петлевыми индукторами по схеме, приведенной
на рис. 5.9, подсчет требуемой мощности должен производиться
исходя из выбранной по тем же графикам удельной мощности,
с учетом всей нагреваемой поверхности независимо от размеров
индуктора.
Контроль режима нагрева. Контроль температуры при терми-
ческой обработке с индукционным нагревом обычно затруднен
вследствие кратковременности процесса и отсутствия выдержки
при конечных температурах нагрева. Однако в последнее время
разрабатываются методы контроля температуры при быстрых на-
гревах, и в зависимости от условий их проведения может быть
выбран какой-либо из известных способов.
При выполнении исследовательских работ или при разработке
технологического процесса термической обработки в условиях
производства измерение температуры возможно при помощи тер-
мопар, зачеканенных или приваренных к поверхности нагрева.
При быстрых нагревах, когда инерционность обычных гальвано-
метров или потенциометров отражается на результатах измерений,
показания термопары записываются на пленку или бумагу шлейф-
ного осциллографа. Полученные кривые нагрева типа приведен-
ных на рис. 1.1 дают объективное представление о характере
нагрева и позволяют определить температуру нагрева практиче-
ски с точностью до ±10°. Надежность результатов измерения за-
висит от тщательности соблюдения методики измерения. Резуль-
таты зависят от большого числа факторов: постоянства сопротив-
ления термопары; правильности градуировки термопары с учетом
условий индукционного нагрева; надежности контакта в месте
зачеканки или приварки термоэлектродов; точности расшифровки
осциллограмм и др.
Термоэлектроды должны по отдельности привариваться или
зачеканиваться на расстоянии 3—5 мм друг от друга. Во избежа-
ние влияния наведенного тока высокой частоты на показания
прибора параллельно с термопарой включается конденсатор. При
градуировке термопар и измерениях сопротивление термопары и
соединительных проводов должно поддерживаться постоянным
с точностью ±0,2%. Если градуировка производится с нагревом
в печи, то сопротивление термопар больше, чем при нагреве ТВЧ,
так как прогревается значительная часть термопары. Большое
значение имеет постоянство сопротивления шлейфа осциллографа,
которое зависит от температуры. Температура осциллографа
во время опытов должна быть постоянной и находиться в пре-
7*	179
делах ±Г. Для отсчета по осциллограммам рекомендуется исполь-
зовать измерительный микроскоп.
Несмотря на сложность, метод записи температуры находит
применение при разработке технологии, так как этот метод яв-
ляется наиболее объективным.
После подбора ’электрического режима нагрева, обеспечива-
ющего нагрев с заданной скоростью, записывают кривую нагрева
е заведомым перегревом по сравнению с оптимальной температу-
рой закалки. По полученной кривой нагрева можно определить
необходимое время нагрева до нужной температуры. При повто-
рении нагрева уже по оптимальному режиму необходимо учиты-
вать продолжительность действия отключающих устройств, так
как от момента нажатия кнопки или срабатывания реле времени
до момента действительного отключения энергии может пройти
0,2—0,3 с. За этот промежуток времени изделие продолжает
нагреваться, и температура может возрасти на несколько десят-
ков градусов в зависимости от скорости нагрева. Действительная
температура изделия должна быть проверена повторной записью
кривой нагрева. Так как приварку или зачеканку термопары
в большинстве случаев нельзя осуществить при закалке производ-
ственных дет алей, этот метод в производстве находит ограниченное
применение.
Во многих случаях удовлетворительные результаты дает при-
менение литического пирометра с эталонной нитью накала. Им
можно пользоваться как при одновременном, так и при последо-
вательном нагреве изделии. При одновременном способе закалки
для измерения температуры обьектив оптического пирометра дол-
жен Диль направлен на золе макси.мальгой температуры. Перед
вк тючеш!' м нагрета о,-\ щесгн.опот предварительный накал эта-
лонной нш.и до заданной температуры, и, когда яркость нагре-
ваемой поверхности совпадет с яркостью накала нити, нагрев
отключа ют.
При непрерывно последовательном нагреве стационарная тем-
пература устанавливается на длительное время. Наблюдая в оку-
ляр пирометра за яркостью поверхности, можно на ходу коррек-
тировать температуру нагрева регулированием электрического
режима! или скорости ’впжения закаливаемой детали. Таким
способом можно выдерживать заданный режим с достаточной
точностью —10—20^(2. Особенно удобно пользоваться оптиче-
ским пирометром при медленных нагревах, например при нагреве
для сквозной закалки, когда процесс длится несколько секунд.
В производственных условиях наиболее удобным для контроля
температурного режима является применение фотоэлектрического
пирометра. В настоящее время разработаны системы фотоэлек-
трических пирометров, как прямо показывающих, так и действу-
ющих в схеме автоматики как фотореле.
Преимуществом фотоэлектрических пирометров по сравнению
с оптическими является объективность измерения температуры,
180
так как результаты измерения фиксируются по показаниям стре-
лочного прибора или записываются на пленку шлейфного оспил-
лографа, в то время как результаты измерения оптическим пиро-
метром зависят от контролера. Кроме того, некоторые конструк-
ции оптической головки фотоэлектрического пирометра преду-
сматривают возможность визирования участков, очень небольших
по площади. Визирная трубка может иметь диаметр в несколько
миллиметров, что позволяет укреплять контрольный прибор не-
посредственно к индуктору и наблюдать за температурой в зоне
максимальной интенсивности нагрева.
В настоящее время в промышленности находят применение
несколько типов фотоэлектрических пирометров [6].
Фотоэлектрические пирометры, так же как и другие оптические
пирометры, -имеют общие недостатки, затрудняющие получение
истинных результатов измерения. На показаниях оптических и
Фотоэлектрических пирометров сказывается в первую очередь
степень нечерйоты излучаемой поверхности, которая зависит от
многих факторов и не может быть точно учтена на практике.
Приближенные поправки могут быть определены по графикам.
При этом поправки к показаниям для фотоэлектрических пиро-
метров на 15—20% больше, чем для оптических пирометров
е нитью накаливания. В производственных условиях при разра-
ботке технологии определяется так называемая кажущаяся тем-
пература, при изменении которой не учитываются погрешности
на нечерноту излучения. Кажущаяся температура ниже дей-
। 1вительной.
Показания фотопирометопв могут оказаться неверными при
••аличии на поверхно ти н-л дтфсшс!о изделия слоя окалины.
1онкий слой окалины .юычно прочно связан < пог-е.рх костью изде-
лия, и температура его соответствует температуре поверхности,
однако коэффициенты излучательной способности окалины и стали
разные,_ поэтому показания прибора будут неверными.. Толстый
той окалины отслаивается от поф.рхкос-и изделия и охлаждается,
ча изделии появляются темные пятна. При попадании темных пятен
ь поле зрения пирометра показания прибора сильно искажаются.
На показания фотопирометров оказывает также влияние при-
«утствие в атмосфере паров воды, масла и дыма.
В производственных условиях .можно воспользоваться кон-
тактными термопарами, дающими при относительно медленных
.нагревах, свойственных низкому отпуску, удовлетворительную
точность показателей. Также применяют термокарандаши, меня-
ющие цвет при определенной температуре. Следует иметь в виду,
что приведенные в сертификате данные о характере изменения
чвета карандаша относятся к медленному нагреву и выдержкам
;ри заданных температурах. Применение термокарандашей в усло-
виях высокочастотной термообработки требует корректировки
этих значений: изменение цвета карандаша вследствие быстрого
нагрева происходит при температурах более высоких.
181
Кроме температуры фактором, характеризующим режим вы-1
сокочастотного нагрева, является скорость нагрева. Скорость!
нагрева проще всего и наиболее точно определяется по кривым!
нагрева, показанным на рис. 1.1. Расшифровка осциллограмм!
позволяет рассчитать скорость нагрева в любой момент процесса.;
Практически подсчитывают среднюю начальную скорость на от-
резке от начала нагрева до точки перегиба кривой, в которой
начинаются фазовые превращения, и среднюю скорость в области
фазовых превращений от точки перегиба до температуры макси-
мального нагрева. Если эвтектоидное превращение в стали хотя бы
частично происходит при неизменной температуре и на кривой
нагрева появляется изотермическая площадка, то при расчете
скорости нагрева площадку включают в отрезок кривой, относя-
щейся к области фазовых превращений.
При отсутствии возможности произвести осциллографическую
запись кривой нагрева при расчете скоростей нагрева пользуются
способами, дающими приближенные результаты.
Момент достижения нагреваемой поверхностью температуры
начала фазовых превращений при одновременном нагреве может
быть установлен по показаниям приборов, контролирующих
электрический режим нагрева. Магнитное превращение, сопро-
вождающее образование аустенита, вызывает изменение параме-
тров колебательного контура высокочастотной установки, и пока-
зания приборов изменяются в ту или другую сторону. Таким
образом, может быть приближенно определено время нагрева
до температуры магнитного превращения т. Тогда начальная
скорость нагрева (°С/с) будет приближенно равна
Рн A# t-Jx.
Для расчета скорости нагрева в области фазовых превращений
должна быть дополнительно замерена конечная температура на-
грева tK, а также зафиксировано время нагрева (°C) до этой тем-
пературы тк. Тогда
Поскольку температурный режим нагрева зависит от суммар-
ного времени аустенитизации стали, необходимо контролировать
период времени от момента достижения сталью температуры на-
чала фазовых превращений до момента подачи охлаждающей
среды на закаливаемую поверхность.
Суммарное время аустенитизации может быть подсчитано как
разность между общим временем нагрева т0 (до начала искус-
ственного охлаждения) и временем т, необходимым для достиже-
ния температуры потери сталью магнитных свойств,
^ауст % Т.
Оно может быть также определено по опытной кинетической
кривой нагрева и охлаждения, записанной на осциллографе.
182
5.3.	ВЫБОР СПОСОБА И СРЕДЫ ОХЛАЖДЕНИЯ
Применение индукционного метода нагрева обычно влечет
за собой максимальную механизацию и автоматизацию техноло-
гического процесса, поэтому для закалки по возможности приме-
няют душевое охлаждение, как наиболее интенсивное и техно-
логически легко осуществимое. Душевое охлаждение дает, кроме
того, определенные качественные преимущества.
Наиболее распространенной охлаждающей средой является
вода. Она остается незаменимой при сквозной термической обра-
ботке углеродистой и малолегированной сталей, для закалки
которых необходима высокая интенсивность охлаждения. Вода
находит наибольшее применение и при поверхностной закалке,
при которой охлаждающую жидкость подают через спрейеры,
конструктивно совмещенные с индуктором (см. рис. 5.8). Благо-
даря жидкотекучести и невоспламеняемости воды можно создать
простые конструкции спрейеров, обеспечивающие удовлетвори-
тельную равномерность охлаждения.
К качеству воды предъявляют определенные требования. Вода
не должна быть очень жесткой. С точки зрения закаливающей спо-
собности наличие солей в водном растворе играет положительную
роль. Соли увеличивают скорость охлаждения в интервале 650—
550 °C, предотвращая преждевременный распад аустенита и воз-
можную пятнистость твердости закаленного слоя. В то же время
скорость охлаждения в интервале температур 300—200 °C уве-
личивается незначительно. Однако наличие повышенного коли-
чества солей в водном растворе способствует быстрому засорению
душевых отверстий и охладительных каналов (накипь). Накипь
трудно удаляется, и закалочное устройство быстро выходит из
строя. То же относится и к воде со взвешенными тонкими глини-
стыми и песчаными частицами.
Охлаждающая способность водяного душа зависит от темпера-
туры: чем ниже температура воды, тем больше скорость охлажде-
ния. Нагрев воды до 20—30 °C вызывает заметное снижение ско-
рости охлаждения в интервале температур 200—250 °C, при этом
сохраняется достаточная интенсивность охлаждения в интервале
температур 600—700 °C. Дальнейшее повышение температуры
воды заметно снижает скорость охлаждения в верхнем интервале
температур и, по-видимому, нежелательно, за исключением тех
случаев, когда производится закалка с целью получения проме-
жуточных структур — сорбита, троостита. При закалке гладких
поверхностей допустимо применение воды с температурой ни-
же 15 °C. Закалка деталей сложной формы с выточками, отвер-
стиями, буртами и т. п. холодной водой опасна из-за большой
вероятности образования трещин. Практически при разработке
технологии в условиях завода устанавливают допустимый интер-
вал колебания температуры воды в пределах 20—35 °C. При та-
ких колебаниях температуры свойства меняются незначительно.
183
Для получения стабильности по температуре воды на заводах 1
создают замкнутую циркуляционную систему. Создание замкну-
той системы охлаждения позволяет, кроме того, значительно
сократить расход закалочной воды. При применении других
охлаждающих сред создание замкнутых систем обязательно.
Охлаждающая способность воды при душевой подаче зависит
от ее расхода в единицу времени, который, в свою очередь, зависит
от давления в магистрали. Общее давление в магистрали доводят
до 0,4—0,6 МПа, но давление непосредственно в спрейере значи-
тельно ниже и в большинстве случаев не превышает 0,1 МПа.
Количество подаваемой воды при закалке душем может меняться
в больших пределах: от 0,1 до 1 м3/с на 1 м2 поверхности спрейера
[от 10 до 100 см3/(с• см2) ]. При расчете на единицу поверхности
детали эти цифры несколько увеличивают для наружной поверх-
ности цилиндрических деталей и несколько уменьшают для вну-
тренней поверхности отверстий. Максимальный расход, обеспечи-
вая большую интенсивность охлаждения, способствует получению
повышенной твердости закаленного слоя. Обычно опытным путем
устанавливают некоторый оптимальный расход, удовлетворяющий
как по качеству структуры закаленного слоя, так и по минималь-
ной вероятности образования дефектов. Чрезмерно большой рас-
ход воды не улучшает качества закалки.
При закалке с самоотпуском особенно важно постоянство рас-
хода воды в заданный промежуток времени. Это достигается
только постоянством давления воды в магистрали и может быть
обеспечено лишь при организации замкнутых циркуляционных
систем.
Качество охлаждения в значительной мере зависит от равно-
мерности омывания закаливаемой поверхности водой, а она,
в свою очередь, — от конструкции спрейера. В практике охла-
ждения водяным душем наиболее часто используются отверстия
диаметром от 1,5 до 2,5 мм, расположенные на расстоянии 3—7 мм
друг от друга. При таком расположении на 1 см3 поверхности
спрейера приходится 2—40 отверстий. При этом отверстия зани-
мают 10—20% от общей поверхности спрейера. От относительной
площадки отверстий зависит скорость выхода струи (при постоян-
ном расходе воды). При расходе воды 0,1 м3/(с.м2) для спрейера
с относительной суммарной поверхностью отверстий 20% скорость
струй в момент выхода составит 0,5 м/с. Уменьшением относи-
тельной площади отверстий и увеличением давления в магистрали
можно значительно увеличить скорость выхода струй, которую
практически получают до 20 м/с, что достигается при диаметре
отверстий 1,5 мм, расстоянии между ними 6 мм и расходе воды
1 м3/(с-м2).
Большая скорость истечения струи способствует интенсифи-
кации охлаждения, однако конструкция спрейера при этом не
позволяет получить однородного охлаждения поверхности, так
как тонкие струи воды разрозненно падают на нагретую поверх-
184
ность и вызывают быстрое местное точечное охлажде-
ние. Неоднородность охлаждения может служить
причиной появления микротрещин.
При непрерывно-последовательной закалке вода
чаще всего подается непосредственно из индуктиру-
ющего провода. Угол падения струи воды на поверх-
ность изделия равен 30—40°. При большем угле паде-
ния струй воду можно подливать под индуктор, осо-
бенно если поверхность изделия обработана грубо.
Меньший угол может не обеспечить необходимой
резкости охлаждения в первый период, и распад аусте-
нита в верхнем интервале температур не будет пре-
дотвращен. Однако варьированием угла падения
струй воды иногда пользуются для увеличения глу-
бины прогрева при последовательной закалке. Умень-
шение угла падения воды отодвигает зону начала
охлаждения и, следовательно, увеличивает паузу
между окончанием нагрева и началом ускоренного
Рис. 5.16.
Схема щеле-
вого спрей-
ера
охлаждения.
Следует обращать внимание на качество изготовления спрейера
для душа: отверстия должны быть просверлены так, чтобы струи
воды, попадая на поверхность изделия, образовывали кольцо.
В противном случае возможно образование трооститных пятен на
закаливаемой поверхности. Однако и при правильном располо-
жении душевых отверстий на поверхности деталей часто обра-
зуется тонкая спираль с твердостью, пониженной по сравнению
с нормальной на 2—3 ед. по HRC.,. Микроисследование показы-
вает, что тонкая полоска имеет структуру игольчатого троостита.
Глубина распространения такой структуры составляет сотые доли
миллиметра, и при последующем шлифовании изделия мягкие
участки полностью снимаются. Если изделие после закалки
шлифованию не подвергают, то спираль с пониженной твердостью
нежелательна. Во избежание появления спирали устанавливают
дополнительный душ.
Лучшие результаты по равномерности охлаждения дости-
гаются при использовании щелевых спрейеров (рис. 5.16), у ко-
торых имеется камера, где отдельные струи сливаются в общий
поток воды. Однако интенсивность такого охлаждения понижена.
При непрерывно-последовательной закалке со сквозным про-
гревом необходимо отводить большое количество теплоты. Корот-
кие спрейеры оказываются недостаточно эффективными, поэтому
размеры спрейеров увеличивают. Для обеспечения условий сво-
бодного удаления отработанной воды делают секционные спрейеры
и спрейеры с продольными щелями.
Использование воды при закалке деталей сложной формы или
изготовленных из некоторых марок легированной стали часто ока-
зывается нежелательным из-за опасности образования закалочных
трещин. В этих случаях для душевого охлаждения могут приме-
185
няться разного рода эмульсии и водные растворы. Эмульсии чаще
всего изготовляют на основе эмульсолов, которые смешивают
с водой. Состав эмульсии может быть различным и каждый раз
устанавливается опытным путем с таким расчетом, чтобы осуще-
ствилась закалка на нужную твердость без опасности образова-
ния треШ,ин. Обычно количество эмульсола в эмульсии составляет
3—6%. Некоторые составляющие эмульсола всплывают на по-
верхность воды, поэтому в процессе работы эмульсия должна
перемешиваться. Состав эмульсии с течением времени меняется,
и для сохранения постоянства условий охлаждения необходимо
систематически контролировать ее состав. Эмульсия подается
чаще всего насосом под давлением 0,2—0,3 МПа. Для охлаждения
нагретого изделия до одинаковой температуры общий расход
эмульсии несколько превышает расход воды, так как коэффи-
циент теплоотдачи в первом случае меньше. Обычно это учиты-
вается при установлении продолжительности охлаждения.
В качестве охлаждающей среды применяют водный раствор
поливинилового спирта, который по своим характеристикам как
охладитель близок к маслу. Исследование охлаждающей способ-
ности растворов поливинилового спирта показало, что на поверх-
ности изделия образуется тонкая пленка поливинилового спирта,
которая создает тепловой барьер с малой теплопроводностью.
Наилучшие результаты получены при концентрации поливини-
лового спирта 0,05%. Особо следует отметить малую интенсив-
ность охлаждения таким раствором в интервале температур ниже
300 °C. Здесь скорость охлаждения составляет 60—-40 °С/с. Недо-
статком растворов поливинилового спирта является склонность
их к образованию пены. Для успешного применения их в про-
мышленном масштабе при душевом охлаждении должны быть
разработаны пеногасители.
На рис. 1.20 приведены данные исследования охлаждающей
способности масляного душа в сравнении с охлаждением погру-
жением в воду и масло. В области минимальной устойчивости
аустенита скорость охлаждения даже при давлении в магистрали
0,2 МПа достаточна для закалки на мартенсит среднеуглеродистой
стали марки 45 или 50. Небольшая скорость охлаждения в'момент
аустенитно-мартенситного превращения сильно уменьшает воз-
можность образования трещин при закалке деталей сложной
формы. Однако при использовании в качестве охлаждающей
среды масляного душа необходимо создание специальной замкну-
той системы снабжения закалочных устройств маслом, поддер-
жание определенной температуры масла и т. п. В первый момент
попадания масла на разогретую поверхность возможно возгора-
ние масла, появляется дым, что требует усиленной вентиляции.
При непрерывно-последовательном способе закалки во избежание
постоянного горения масла нагрев производится под слоем масла
или в нейтральной газовой среде. Однако, как показывает прак-
тика, эти трудности преодолимы, и в настоящее время созданы
186
полуавтоматические станки для одновременной и непрерывно-по-
следовательной закалки, в которых применен масляный душ.
Для душевого охлаждения фирма ФРГ рекомендует 0,15—
0,6%-ные водные растворы аквапласта при расходах 0,2—
0,3 м®/(с-м2). При таком расходе этот раствор в интервале темпе-
ратур минимальной устойчивости аустенита охлаждает, как сла-
бый водяной душ, а в нужном интервале в период образования
мартенсита — как интенсивный масляный душ. Эта охлаждающая
среда испытана и успешно применяется на отечественных автомо-
бильных заводах (КАМАЗ, ЗИЛ).
На Ярославском моторном заводе в качестве охлаждающей
среды предложен водный раствор акриламида, названный авто-
рами ЗСП-1. Эта закалочная среда применяется и еще на неко-
торых машиностроительных заводах. Однако ее свойства усту-
пают свойствам раствора аквапласта.
Во ВНИИТВЧ разработана среда, представляющая собой
8—12%-ный водный раствор триэтаноламина с добавкой 0,3—
0,8% поливинилового спирта (ТЭАПС). Свойства среды близки
к свойствам водного раствора аквапласта. При рекомендуемых
концентрациях триэтаноламина она нетоксична.
В специфических случаях при поверхностной закалке массив-
ных изделий на большую глубину требуется получить в закален-
ном слое невысокую твердость, свойственную структуре троостита
или тробстосорбита (30—40 HRC3). Такая структура получается
при умеренной скорости охлаждения, обеспечивающей превраще-
ние аустенита в верхнем интервале температур. Поэтому при
закалке на троостит или троостосорбит разрабатывают специаль-
ные приемы охлаждения применительно к конкретной детали.
Трудность решения этой задачи связана с тем, что при закалке
с целью получения промежуточных структур удовлетворительные
результаты возможны только в сравнительно узком интервале
скоростей охлаждения. Для умеренной скорости охлаждения
следует нрименять водовоздушные смеси, подаваемые через спе-
циальные форсунки. Охлаждающая способность водовоздушной
смеси зависит от соотношения количества воды и воздуха и может
регулироваться соответствующей настройкой форсунок. Так как
полученные результаты зависят не только от свойств охлаждающей
смеси, но и от конструкции спрейера, размеров изделия, глубины
прогрева и т. п., трудно дать универсальные рекомендации по
применению охлаждения водовоздушной смесью, и в каждом
случае необходимая интенсивность охлаждения должна быть
подобрана опытным путем.
5.4.	КОНТРОЛЬ КАЧЕСТВА ОБРАБОТАННЫХ ИЗДЕЛИЙ
При термической обработке со сквозным высокочастотным на-
гревом контроль качества обрабатываемых изделий производится
общепринятыми методами. В зависимости от требований, предъяв-
187
ляемых к той или иной детали, контроль может быть ограничен
измерением твердости или определением механических свойств:
временного сопротивления, предела текучести, относительного
удлинения, сужения, ударной вязкости. В отдельных случаях
могут быть проведены исследования специальных свойств. Места



исследования и методику изготовления образцов для испытаний
обычно оговаривают в технических условиях Has термическую
обработку.
При поверхностной закалке изделий наличие твердого поверх-
ностного слоя и мягкой сердцевины, а также возможность местной
термической обработки вносят определенные особенности в по-
строение контроля качества термически обработанного изделия.
В этом отношении методика исследования закаленных изделий
близка к методике исследования изделий после цементации.
В серийном производстве термическая обработка производится

по заранее разработанному технологическому процессу. Однако
нарушение условий, определяющих режим нагрева и охлаждения,
приводит к получению брака. Поэтому на практике одним из эле-
ментов контроля качества закалки является контроль соблюдения
технологического режима. Оператор или контролер системати-
чески следит за показаниями приборов, состоянием закалочной
аппаратуры, проверяет выполнение режима по технологической
карте. В последнее время разработаны и применяются в промыш-
ленности системы полной автоматизации и регулирования техно-
логического процесса высокочастотной термической обработки
с помощью микропроцессорной техники.
В технологической карге по поверхностной закалке приводится
эскиз детали с указанием закаливаемой зоны. Здесь же в случае
местной ьща.тки ножен онть покатано положение индуктора отно-
сительно детали и указаны те величины, которые должны быть
замерены для проверка правильности установки детали и индук-
тора. Пгт универсальном станке контроль правильности установки
изделия может применяться при закалке каждой детали. В таких


случаях для ускорения процесса контроля разрабатывают спе-
циальные шаблоны. В технологических картах указывают подго-
товительные операции. К ним относится прежде всего заделка
отверстий на закаливаемой поверхности. Кроме того, может быть
предусмотрен внешний осмотр изделий с. указанием возможных
дефектов, надичие которых исключает получение после закалки
удовлетворительных свойств.
Контроль основных параметров нагрева — скорости и темпе-
ратуры нагрева — в условиях производства затруднен. Иногда
процесс автоматизируется по сигналу фотоэлектрического пиро-
метра при достижении заданной температуры, что также должно
быть отражено в технологической карте.
Электрические параметры определяют режим нагрева только
в том случае, если правильно собран колебательный контур,
состоящий из нескольких элементов: закалочного трансформатора,
188
индуктора, конденсаторной батареи и др. При работе на специали-
зированных станках эти элементы неизменны и в технологиче-
ской карте могут быть не отражены. Достаточно указать тип и
номер станка. На универсальных станках электрическая схема
изменяется при переходе от обработки одной детали к обработке
другой и перечисленные элементы электрической схемы должны
быть указаны в технологической карте.
Продолжительность нагрева устанавливают по реле времени,
которыми обычно снабжены генераторы. При кратковременных
нагревах предпочтительны электронные реле, позволяющие доста-
точно точно фиксировать десятые доли секунды.
Кроме контроля соблюдения технологического режима выпол-
няется контроль- качества готовой продукции. В настоящее время
разработаны и для некоторых деталей применяются физические
методы контроля качества изделий. Такие методы позволяют
осуществлять контроль по твердости и глубине закаленного слоя
100% обработанных деталей. Физические методы исследования и
аппаратура не являются универсальными и разрабатываются
применительно к каждой детали, причем для деталей несложной
формы создают автоматы, отбраковывающие детали, которые
не удовлетворяют требованиям. Методика контролирования и
соответствующая аппаратура описываются в специальной лите-
ратуре.
К числу методов, применяемых при массовом контроле в серий-
ном производстве, могут быть ыкже отнесены следующие: внеш-
ний осмотр; определение твердости закаленной поверхности; про-
верка на трещины; определение глубины, а также качества за-
каленного слоя.
Внешний осмотр позволяет непосрдоствепт> после закалки
обнаружить сравнительно крупные трещины. Можно определить
расположение закаленного слоя при ме< гной закалке, хотя четкие
границы без соответствующей обработки поверхности выявить
затруднительно. У каждой детали имеются зоны, в которых наи-
более вероятно появление закалочных дефектов, поэтому часто
осматривают только «уязвимые места».
Твердость закаленной поверхности в некоторых ответственных
случаях проверяется на каждой детали. Наиболее удобно изме-
рять твердость (HRCa) на .приборе Роквел ла алмазным конусом.
При поверхностной закалке можно'с достаточней точностью изме-
рять твердость по Роквеллу на поверхности, специально не под-
готовленной для измерений, так как получающаяся при закалке
оксидная пленка тонкая и не отражается на показаниях прибора.
В крайнем случае оксидная пленка может быть снята шкуркой.
Для большинства деталей не производится 100%-ный контроль
поверхностной твердости. В технологической карте указывается
доля контролируемых деталей.
Измерение твердости по Роквеллу оставляет на поверхности
отпечаток глубиной 0,10—0,15 мм. Для деталей, подвергаемых
189
после закалки шлифованию, это не имеет значения. Для некоторых
деталей наличие такого отпечатка нежелательно. В таких случаях
может быть применен склероскоп Шора (Hsh), отпечатки кото-
рого на исследуемой поверхности едва заметны. Способ Шора
требует подготовки поверхности — шлифования или зачистки, так
как результаты испытания в большой степени зависят от состоя-
ния поверхности.
При местной закалке в технологической карте указывают
место, где должна измеряться твердость. Это вызвано тем, что
твердость на поверхности неравномерная, и контролю подвергают
или самые ответственные места детали, или те участки, свойства
которых характеризуют свойства всей закаленной поверхности.
Проверка на образование трещин производится только в тех
случаях, когда есть опасность их появления в том или ином
месте, — обычно это края отверстий, выточки, галтели, острые
выступы и т. п.
Тонкие трещины хорошо видны невооруженным глазом на
шлифованной поверхности готового изделия. На некоторых заво-
дах применяют лупы с двукратным увеличением. Трещина, не ви-
димая через лупу, настолько мала, что не влияет на качество
закаленного изделия: после закалки в поверхностном слое имеются
сжимающие остаточные напряжения, которые блокируют вредное
действие поверхностных дефектов (см. п. 3.5).
Для более тщательного изыскания закалочных трещин могут
применяться следующие методы.
1.	Магнитный метод. Изделие намагничивается и погружается
в эмульсию из тонкого порошка оксида железа в керосине или
смеси порошка с маслом. После стекания эмульсии с изделия
контуры трещин обрисовываются скоплением частиц оксида же-
леза. Для более четкого выявления трещин оксид железа пред-
варительно смешивается с коллоидным графитом. На заводах
создают специализированные установки для контроля деталей
магнитным методом.
2.	Метод травления персульфатом аммония (NH4)2S2O8. По-
верхность детали в течение 5—10 мин протирается ватой, смочен-
ной 15%-ным раствором персульфата, который затем емывается
водой, а затем ватой, смоченной 10%-ным раствором аэртиой
кислоты. После этого поверхность тщательно промывается/Водой
и высушивается фильтровальной бумагой или струей Теплого
воздуха. На сухой поверхности трещины выявляются в виде
темных линий.
3.	Цветной метод. Деталь погружается на 5—10 мин в смесь
из 65% керосина, 30% трансформаторного масла и 5% скипидара,
окрашенную красителем, растворяющимся в керосине. Затем де-
таль промывается в проточной воде и покрывается тонким слоем
каолина, размоченного в воде. После высушивания на поверх-
ности каолиновой пленки выявляются контуры трещин, окрашен-
ные в цвет примененного красителя.
190
Более четко выявляются трещины при применении люминес-
центного метода, основанного на использовании жидкостей, све-
тящихся при ультрафиолетовом облучении.
Глубина и качество закаленного слоя могут быть проверены
только после разрезки детали и исследования структур в ответ-
ственных сечениях. Такому анализу не могут быть подвергнуты
все детали, поэтому в технологической карте устанавливается
число деталей в партии, предназначенных для всестороннего
исследования в цеховой или заводской лаборатории. По резуль-
татам лабораторных исследований вносятся коррективы в режим
термической обработки.
О глубине закаленного слоя приближенно можно судить по
излому и макроструктуре поперечных шлифов разрезанной детали.
При...макроиеследовании используются обычные реактивы, на-
пример 10—25%-ный раствор азотной кислоты, реактив Гейна
CuC12-2NH4C1.2H2O идрГ~~На макрошлифе выявляется слой
в виде темной каймы, соответствующей слою, претерпевшему
структурные превращения при закалке, т. е. нагревавшемуся
выше критической точки Acv Глубина его, следовательно, больше
глубины собственно закаленного слоя, но при текущем контроле
ранее разработанного технологического процесса измерение его
дает правильное представление о глубине закаленного слоя.
Более точно определить глубину закаленного слоя можно изме-
рением твердости по глубине закаленного слоя. Измерение чаще
всего производится на приборе Роквелла. Так как отпечатки
должны отстоять друг от друга на расстоянии, не меньшем, чем
диаметр отпечатка, то при измерении твердости поверхностно
закаленного слоя отпечатки располагают не перпендикулярно
к поверхности, а ступенчато или по спирали. При исследовании
тонких слоев пользуются прибором Виккерса, дающим отпечатки
меньшего размера. Для таких измерений поверхность не должна
быть протравлена.
По кривой твердости определяется глубина закаленного слоя
как расстояние от поверхности изделия до зоны с 50% мартенсита
в структуре. По характеру кривой твердости могут быть выявлены
некоторые дефекты: перегрев или недогрев поверхности, прижог
и т. п.
При исследований, закаленных чугунных деталей измеряют
твердость металлической основы 'на приборе микротвердости
ПМТ-З. Усредненная твердость зависит от количества и формы
графитовых включений, поэтому по ней трудно судить о качестве
закаленного слоя. Прибором ПМТ-3 пользуются также при ис-
следовании микроструктуры закаленных деталей для опознавания
отдельных фаз.
Качество закаленного слоя оцениваё#ся также по микрострук-
туре. Выявление микроструктуры производится обычными .для
закаленной стали реактйвами.
191
Глава в
ТЕРМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА ДЕТАЛЕЙ МАШИН
И ПРОКАТА
8.1. ВАЛКИ ХОЛОДНОЙ ПРОКАТКИ
Прокатные валки проходят сложную термическую обработку:
предварительную — для придания телу валка определенных ме-
ханических свойств и структуры, окончательную — для получе-
ния на бочке валка высокой твердости в поверхностном слое за-
данной глубины. Предварительная термическая обработка —
объемная закалка и высокий отпуск — производится о нагревом
в печах. Индукционный метод в данном случае не применяется.
Окончательная термическая обработка производится как при
нагреве в печах, так и индукционным методом.
Высокочастотная поверхностная закалка бочки валков нахо-
дит широкое применение в промышленности для всех видов и
размеров прокатных валков. В зависимости от размера валка и
от требуемой глубины закаленного слоя применяют нагрев токами
различных частот (1000—8000 Гц). Для закалки особо крупных
валков применяют промышленную частоту тока — 50 Гц. В ра-
боте [5] приведены режимы высокочастотной поверхностной за-
калки валков различных классов. Режимы нагрева — скорость
и температура — даны в зависимости от марки стали, которая
выбирается главным образом исходя из требований по глубине
упрочненного слоя.
Поверхностная закалка осуществляется непрерывно-последо-
вательным способом кольцевым (одно- или многовитковым) ин-
дуктором, движущимся вдоль валка. Вследствие необходимости
относительно глубокого прогрева валка нагрев осуществляется,
как правило, при сравнительно малых удельных мощностях тока
(0,5—0,8 кВт/см2). Скорость нагрева в области фазовых превра-
щений обычно составляет 50—150°С/с. Общее время аустенити-
зации о учетом периода подстуживания составляет 2—4 с. При
таком режиме нагрева температура поверхности бочки должна
быть равной 900—940 °C фактически для всех применяемых марок
етали. Исключение представляет закалка валков малого диаме-
тра, которая проводится при общем времени аустенитизации
около 1,5—3 е. Температура закалки в этом случае выше (920—
960 °C).
Охлаждение нагретой бочки производится водяным душем.
Расположение валка предпочтительнее вертикальное, так как это
облегчает равномерное обтекание водой закаливаемой поверх-
ности и исключает подлив воды под индуктор. Для равномерного
нагрева и охлаждения валок вращают по окружности.
После закалки валки должны подвергаться отпуску в масля-
ной ванне. При этом температура отпуска составляет 150 °C е вы-
192
 •
держкой при этой температуре 2 и. Однако твердость после такого
отпуска снижается на 1—2 ед. HRCa- Для некоторых типов вал-
ков, предназначенных для прокатки тонкой высокоуглеродистой
стальной ленты, это нежелательно. Отпуск без снижения твер-
дости может производиться при температуре до 130 °C.
Имеющиеся рекомендации по закалке валков о использованием
очень малых удельных мощностей тока с предварительным подо-
гревом бочки валка до 600—650 °C не всегда достаточно обосно-
ваны. Практика закалки и эксплуатации рабочих прокатных
валков диаметром 490 мм из стали 9Х2МФ при нагреве током
промышленной частоты показала, что предварительный подогрев
бочки валка до 650 °C (индукционным методом или о нагревом
в печи) не дает повышения стойкости валка и снижения числа
случаев отслоения и скола рабочего слоя. Повышенное число
сколов может быть связано с неблагоприятным распределением
остаточных напряжений по сечению валка, так как при закалке
с глубоким прогревом поверхности могут возникнуть череду-
ющиеся максимумы напряжений со скачкообразным переходом
сжимающих напряжений в растягивающие и обратно. Это может
служить причиной возникновения в процессе эксплуатации зна-
чительных скалывающих напряжений, способных вызвать от-
слоение части закаленного слоя в процессе шлифования или при
эксплуатации валка. Появление вблизи поверхности растягива-
ющих напряжений может привести к образованию трещин кон-
тактной усталости.
С увеличением диаметра валка повышаются требования к тол-
щине упрочненного слоя. Так, для валков диаметром более 500 мм
желательно иметь упрочненный слой 25—30 мм. При этом прогрев
до температуры выше температуры полной аустенитизации стали
также должен быть не меньше 25—30 мм. Уровень твердости
в пределах этого слоя после интенсивного охлаждения будет
определяться в значительной мере прокаливаемостью стали,
однако общие свойства упрочненного слоя зависят от распределе-
ния температуры по сечению валка перед началом охлаждения.
Опыт эксплуатации рабочих крупногабаритных прокатных
валков позволил определить желаемое распределение температуры
в поверхностном слое к концу нагрева. Для валков диаметром
500 мм такое распределение температуры представлено на рис. 6.1.
Близкое к этому распределение на практике получено при нагреве
токОм частотой 50 Гц. Это достигается постепенным прогревом
бочки валка за несколько проходов. Скорость нагрева в каждом
цикле и число циклов подбираются о таким расчетом, чтобы перед
окончательным проходом валка через индуктор для закалки тем-
пература на глубине 25—30 мм достигала’ температуры полной
аустенитизации. Для наиболее распространенных марок стали
типа 9Х2МФ этот уровень температуры соответствует 830—850 °C.
На поверхности температура достигает 900—920 “С. При послед-
нем проходе температура поверхности повышается на 15—20 °C
193
Рис. 6.1. Предпочтитель-	Рис. 6.2. Изменение температуры на поверх-
ное распределение тем-	ности и в центре валика в течение двухча-
пературы по сечению	стотной индукционной закалки при различ-
крупногабаритного про-	ных скоростях [46]
катного валка при закалке
(кривая /) и распределе- и нагретый валок поступает в систему
ние температуры при на- душевого охлаждения. На отечествен-
греве током^БО Гц (кри- ных заводах процесс высокочастотной
1	закалки крупногабаритных валков
осуществляется на разработанных
ЦНИИТмашем установках ТПЧ-700 для закалки валков диаме-
тром до 700 мм с длиной бочки до 2800 мм и ТПЧ-1500 для валков
больших диаметров [5]. Номинальная мощность, потребляемая
на последней стадии нагрева, — 500 кВА. Однако, как видно
из рис. 6.1, при нагреве током частотой 50 Гц не удается достичь
желаемого распределения температуры по сечению валка. Полу-
чается слишком пологий спад температуры за пределами закали-
ваемого слоя, что способствует появлению неблагоприятного рас-
пределения остаточных напряжений, способных привести к пре-
ждевременному отслоению закаленного слоя. Именно по этой
причине на металлургических заводах выходят из строя рабочие
валки больших габаритных размеров.
Фирма «Эльфиак» (ФРГ) разработала способ и оборудование
для закалки крупногабаритных валков токами двух частот, [461.
Процесс состоит из трех основных периодов: 1) предварительного
прогрева бочки валка до 450—500 °C; он может быть осуществлен
как индукционным методом током частотой 50 Гц, так и в печи;
2) индукционного нагрева токами двух частот последовательно
двумя индукторами, движущимися одновременно один за другим;
3) интенсивного охлаждения водяным душем с последующим
погружением валка в наполненный водой бак. На рис. 6.2 при-
ведена схема нагрева (второй период), показывающая постепенное
изменение температуры поверхности при прохождении нагревае-
мой зоны через систему индукторов и спрейер. Нагрев током
частотой 50 Гц происходит до температуры 900—920 °C (этап А Б);
на этапе БВ происходит некоторое снижение температуры по-
верхности при прохождении зоны нагрева через промежуток
194	с
Рис. 6.3. Сравнение распределения
остаточных тангенциальных напря-
жений в прокатных валках, зака-
ленных при нагреве:
1 — соком 60 Гц; 2 — токами двуя
частот 1461
между двумя индукторами за счет
отвода теплоты в толщу металла,
что способствует увеличению глу-
бины прогрева; дополнительный
нагрев поверхностного слоя дости-
гается током частотой 250 Гц до
температуры 910—940 °C во втором
индукторе (В Г), после чего следуют
естественное подстуживание (ГД)
и интенсивное искусственное ох-
лаждение в мощном водяном потоке
спрейера (ДВ). Рис. 6.3 иллюстри-
рует благоприятное распределение
остаточных напряжений в закален-
ном по описанному режиму валке.
По рекламным данным фирмы,
применение двухчастотного на-
грева по описанной схеме позво-
ляет повысить стойкость рабочих
прокатных валков за счет уменьшения вероятности сколов в за-
каленном слое. В нашей промышленности нет опыта закалки
валков по данной схеме. Применение двухчастотной закалки
требует разработки нового закалочного оборудования.
Следует отметить, что по данным расчета, выполненного
во ВНИИТВЧ, желаемое распределение температуры по сечению
валка после нагрева может быть получено при использовании
тока одной частоты: 500 или 1000 Гц. Частота тока такого диапа-
зона находится в ряду допустимых для применения в электро-
термии. Необходимый режим достигается автоматическим регули-
рованием удельной мощности в процессе нагрева по заданному
графику.
Нарушение технологического процесса поверхностной закалки
прокатных валков может привести к появлению дефектов. К ним
в первую очередь можно отнести сколы кромок, во избежание
которых на концах бочки должны быть сняты фаски. Часто к де-
фектам поверхностной закалки относят трещины и отслоения,
выявляемые в процессе шлифования или уже на готовых валках.
Однако наблюдениями установлено, что они являются следствием
жесткого режима шлифования. Имеющиеся в закаленном слое
значительные остаточные напряжения сжатия способны в про-
цессе шлифования, когда происходят повторный нагрев и охла-
ждение эмульсией, вызывать трещины и отслоения. При правиль-
ном режиме шлифования брак такого рода не возникает.
Стойкость и долговечность прокатных ^ал ков в значительной
мере определяются качеством проведения^онечных операций тер-
мической обработки: низкотемпературного отпуска и старения
после окончательной шлифовки для снижения внутренних напря-
жений. Для этих операций индукционный нагрев не применяют,
195
в.2. КОЛЕНЧАТЫЕ ВАЛЫ
Коленчатый вал автомобильного двигателя явился одной из
первых деталей, для которых стала применяться поверхностная
закалка при нагреве ТВЧ 13]. Впервые на ЗИЛе под руковод-
ством В. П. Вологдина был создан станок-автомат для закалки
коленчатых валов. До этого периода коленчатые валы применя-
лись улучшенными или в отдельных ответственных случаях под-
вергались химико-термической обработке.
В настоящее время поверхностной закалке подвергают колен-
чатые валы всех автомобильных, тракторных и малолитражных
двигателей, компрессоров, а также некоторых крупных дизельных
моторов. Такие валы изготовляют из разных марок стали: 45, 50,
30ХГ2, 45Г2, 40ХН и др., часто селектированные, с суженным
пределом по углероду. Выбор марки стали определяется главным
образом конструктивной прочностью валов, причем наиболее на-
груженной частью их является район галтели при переходе
с шейки на щеку. Этим определяется и исходная структура стали,
получаемая пу'гем предварительной термической обработки (улуч-
шения или нормализации).
Для коленчатых валов применяется метод поочередной за-
калки шеек, причем каждая из шеек закаливается одновременным
способом. В большинстве случаев закалке подвергается только
цилиндрическая часть шейки с целью повышения износостойкости
поверхности. Так как при местной закалке вблизи границы зака-
ленного слоя на поверхности изделия возникают остаточные на-
пряжения, при закалке шеек коленчатых валов предусматривают
сужение закаленной зоны с тем расчетом, чтобы максимальные
растягивающие остаточные напряжения не оказывались вблизи
галтели, являющейся местом концентрации внешних напряже-
ний. Закаленный слой отстоит от галтели на 5—10 мм.
Твердость закаленной поверхности шейки должна быть не
ниже 52 HRCB. С целью повышения износостойкости желательна
высокая твердость поверхности шейки. Однако в практике по-
верхностной закалки обычно стремятся к нижнему пределу твер-
дости, что дает возможность снизить температуру нагрева, умень-
шить резкость охлаждения и применить повышенную температуру
отпуска или самоотпуска.
Глубина закаленного слоя должна обеспечить возможность
снятия некоторого слоя при шлифовании, а также при последу-
ющих перешлифовках на ремонтные размеры. Обычно глубина
закаленного слоя не должна быть меньше 3—4 мм.
Микроструктура закаленного слоя шейки, коленчатого вала
должна представлять собой мелкоигольчатый мартенсит. Это не
всегда достигается при разработке технологии закалки, так как
обоснрванное стремление увеличить глубину закаленного слоя
неизбежно приводит к повышению температуры поверхности.
На поверхности допустимым можно считать среднеигольчатый
196
мартенсит. Наличие в тонком поверхностном слое более крупного
мартенсита не оказывает влияния на прочность и долговечность
коленчатого вала. Ужесточение Требований по структуре требует
снижения закалочной температуры, что приводит к уменьшению
глубины закаленного слоя, а это сокращает число ремонтных
перешлифовок.
В большинстве случаев при производстве коленчатых валов
применяют закалку с самоотпуском. Температура самоотпуска
240—250 °C. В некоторых случаях дополнительно применяется
отпуск с нагревом в печах для максимального снижения остаточ-
ных напряжений. Исследования остаточных напряжений на шей-
ках валов из стали 45 показали, что дополнительный отпуск без
дальнейшего снижения твердости поверхности не вызывает сколь-
ко-нибудь заметного снижения остаточных напряжений. Поэтому
при обработке валов из углеродистой стали можно ограничиваться
самоотпуском. Применение стали с повышенным содержанием
марганца или легированных сталей может потребовать дополни-
тельного отпуска.
Во избежание сужения закаленного слоя по мере отдаления
от поверхности по краям индуктора делают выступы, способству-
ющие концентрации энергии по границам нагреваемого участка.
Однако стремление получить равномерный закаленный слой часто
приводит к необходимости повышения температуры нагрева вблизи
границ слоя выше нормы, что приводит к получению структур
перегрева в этих местах, а также создает предпосылки для обра-
зования по границам слоя трещин, направленных по окружности
шейки.
Отсутствие вращения вала создает трудности в получении рав-
номерного слоя по окружности. В местах токопроводов и неизбеж-
ных разъемов индуктора получается сужение закаленного слоя.
Неравномерность ширины и глубины слоя вызывается также
наличием щек, искажающих форму электромагнитного слоя ин-
дуктора.-Применение железных магнитопроводов в местах токо-
проводов индуктора и специальной конструкции разъемов не лик-
видирует полностью неравномерности слоя [351. В конструкции
индуктора и закалочного устройства предусматривают, чтобы
участки с суженным закаленным слоем располагались в тех зонах
шейки, где износ наименьший. Поэтому сужение закаленного
слоя сказывается на износостойкости' шейки незначительно. Су-
щественной является неравномерность глубины закаленного слоя
по окружности, вызванная теми же причинами. При ремонтных
перешлифовках в зонах с меньшей глубиной наступает снижение
поверхностной твердости, что ведет к прогрессивному изнашива-
нию и преждевременному выходу вала из- строя.
При душевом охлаждении отсутствие вращения иногда может
служить причиной появления микротрещин, расположенных груп-
пами в местах удара струй воды. Протяженность мелких трещйн
0,5—3 мм. В большинстве случаев они устраняются при оконча-
197
Рис. 6.4. Распределение тока (?) и закаленной
зоны (//) при закалке шейки с отверстием: а —
без заглушек или с деревянными и асбестовыми
заглушками; б — со стальными заглушками; в —
с медными заглушками
тельном шлифовании изделия, так как глубина их незначительна,
но иногда они обнаруживаются на шлифованной поверхности и
становятся причиной брака изделия.
Указанные недостатки в значительной мере могут быть устра-
нены применением вращения шейки вала в процессе нагрева и
охлаждения. Искажение формы электромагнитного поля индук-
тора полностью со стороны щек коленчатого вала не может быть
исключено и при вращении, однако устраняется влияние особен-
ностей конструкции разъемного индуктора, токопроводов и усло-
вий охлаждения. При закалке с вращением могут быть применены
как разъемные кольцевые, так и петлевые индукторы. Необходи-
мость вращения шейки во время закалки вносит определенные
затруднения в конструкцию закалочных станков и снижает их
производительность, однако повышение качества закалки в опре-
деленных условиях может компенсировать дополнительные за-
траты на термическую обработку вала.
Значительные затруднения в закалку коленчатых валов вносит
наличие маслоподводящих отверстий, так как по краям этих от-
верстий часто образуются видимые невооруженным глазом тре-
щины. Причинами образования таких трещин являются неравно-
мерность нагрева кромок отверстия и резкость их охлаждения.
198
На рис. 6.4 показана схема распределения тока на поверхности
изделия. На краях отверстий, совпадающих с образующей шейки,
имеет место концентрация тока, вызывающая перегрев кромок.
В направлении, перпендикулярном к оси шейки, будет наблю-
даться недогрев. Вращение вала во время закалки способствует
уменьшению вероятности образования трещин возле отверстий
за счет равномерности охлаждения.
Наиболее эффективным методом борьбы с трещинами по краям
маслоподводящих отверстий является применение заглушек, вы-
равнивающих распределение тока в районе отверстий. Лучшие
результаты дают заглушки, сделанные из того же материала, что
и коленчатый вал, но они трудно извлекаются и поэтому неудобны
в производстве. Медные заглушки концентрируют ток, оставляя
непрогретыми края отверстия в перпендикулярном к току на-
правлении. Однако при использовании их полностью ликвиди-
руется появление закалочных трещин, поэтому они наводят при-
менение в заводской практике. Наиболее широко распространены
заглушки из мокрого дерева или асбеста. Такие заглушки не вы-
равнивают распределения температуры у отверстия. Их положи-
тельная роль состоит в том, что они, будучи мокрыми, пред-
отвращают чрезмерный перегрев кромок отверстия, поглощая теп-
лоту. Кроме того, они предохраняют от попадания на кромку
отверстия- струй охлаждающей воды. Такие заглушки сокращают
число брака по трещинам.
К браку, полученному при термической обработке, часто
относят отслоения, обнаруживаемые после окончательного шли-
фования поверхности шейки. В действительности отслоения та-
кого вида часто возникают вследствие прижогов при несоблюде-
нии режима шлифования. Это подтверждается картиной травле-
ния поверхности и анализом твердости участков с отслоением
(рис. 6.5). В зоне отслоения твердость снижается и структура
Рис. 6.5. Распределение твердости по окружности (а) и по сечению (б) шейки
вала диаметром 86 мм с отслоением (1 — маслоподводящее отверстие)
199
такой поверхности соответствует структуре отпуска закаленной
стали.
Фирма «Элотерм» (ФРГ) разработала способ и оборудование
для закалки коленчатых валов с вращением [48]. Применены
петлевые индукторы, охватывающие только часть шейки. Кинема-
тическая схема станка позволяет индуктору с трансформатором
следить за перемещением как каждой коренной, так и каждой
шатунной шейки коленчатого вала. Вал вращается с частотой
30—60 об/мин. Конструкция петлевого «.индуктора обеспечивает
равномерный нагрев шейки на заданной ширине. При вращении
шейка постепенно нагревается на заданную глубину, после чего
охлаждается водяным душем или душем другой охлаждающей
жидкости из спрейера, конструктивно связанного с траверзой,
держащей индуктор и трансформатор.
Вращение коленчатого вала во время нагрева и охлаждения
позволяет получить более равномерный по ширине закаленный
слой, чем при закалке без вращения. Несколько смягчается на-
грев около масляного маслопод-
водящего отверстия, так как в
промежутке между нагревами,
когда нагретый участок выходит
из-под индуктора, теплота, скон-
центрированная около отвер-
стия, частично рассеивается. Од-
нако полной гарантии от пере-
грева и образования трещин на
краю отверстий и этот метод
не дает.
Закалка цилиндрической ча-
сти шеек не изменяет прочности
Рис. 6.6. Схема индуктора для за-
калки шеек коленчатого вала с выхо-
дом закаленного слоя иа галтель:
1 ». индуктирующий провод; 2 — магнито-
проводы
Рис. 6.7. Схема продоль-
ного разреза закаленной
шейки коленчатого вала
двигателя КАМАЗ (хк =
= 4 мм)
200
- 
коленчатого вала. Упрочнение возможно только в том случае, если
кроме цилиндрической части будут закалены галтели и частично
щеки, где, как правило, происходит излом вала. Сравнительные
испытания элементов коленчатых валов двигателя ДТ-34 пока-
зали, что валы, закаленные по серийной "технологии без галте-
лей, выдерживают 5-10е циклов при напряжении, равном 11 —
12 кН/см2. Опытные валы, закаленные с выходом закаленного
слоя на галтель, выдерживают то же число циклов при напряже-
нии 20 кН/см2 и более [37].
При нагреве коленчатых валов с вращением петлевыми индук-
торами облегчаются условия закалки шеек с галтелью. Возможно
создание конструкции петлевого индуктора, при которой выделе-
ние энергии концентрируется в области галтели (рис. 6.6). Под-
бором количества железных магнитопроводов и мест расположе-
ния можно обеспечить нужное распределение температуры на-
греваемой зоны. Закаленный слой распространяется на галтель
и щеку (рис. 6.7).
Во ВНИИТВЧ созданы автоматические линии для закалки
коленчатых валов автомобильных двигателей с упрочнением гал-
телей. Автоматические линии состоят из двух постов закалки
коренных и шатунных шеек и поста объемного низкотемператур-
ного отпуска валов в электропечах сопротивления. Посты свя-
заны между собой шаговым транспортным механизмом. Автома-
тические линии работают в общей линии производства коленчатых
валов на КАМАЗе и ЗИЛе.
6.3. ЗУБЧАТЫЕ КОЛЕСА
При термообработке зубчатых колес применяют различные
способы поверхностной закалки в зависимости от их размеров,
величины модуля зуба, а также от технических требований, предъ-
являемых по условиям эксплуатации. Эти способы различаются
методами нагрева: 1) закалкой венца со сквозным прогревом
зубьев; 2) закалкой с нагревом только контактных поверхностей
зуба (закалкой «по зубу») или с нагревом контактных поверхно-
стей и впадины одновременно (закалкой «по впадине»); 3) закал-
кой по контуру зубчатого колеса, когда закаленный слой распо-
лагается по всей поверхности зуба- подобно слою цементации.
Закалка венца колеса со сквозным прогревом зубьев приме-
няется в тех случаях, когда детали слабо нагружены и нет опасе-
ния, что насквозь прокаленный зуб в процессе эксплуатации
сломается. К таким деталям относятся, например, шестерни
станков, которые в большинстве случаев,изготовлялись из кале-
ной стали и подвергались сквозной зак^ке и отпуску на задан-
ную твердость. Материалом для шестерен обычно являются
стали 45, 40Х, 40ХН и другие средиеуглеродистые или малоле-
гированные конструкционное стали. Твердость зуба после за-
калки и отпуска устанавливается равной 45—50 HRQ.
201
Ч)
58
6) 5\ 58
Рис. 6.8. Распределение закаленного слоя на зубчатых колесах
различного модуля т при сквозном прогреве обода током высо-
кой частоты (66 кГц и более): а — т = 2,0 мм; б — т = 2,0-^
Н-2,5 мм; в — т = 2,54-4,0 мм; г — т = 4,0 мм (цифры на ри-
сунке — твердость HRCB)
При сквозном прогреве зуба режим нагрева может изменяться
в очень широких пределах. Частота тока предпочитается высокой,



так как при низкой частоте рабочие поверхности зубьев будут
недогреваться, а впадина будет перегреваться. Удельные мощ-
ности колеблются от 0,5 до 1,0 кВт/см2, в зависимости от наличия
оборудования на том или ином предприятии. Время нагрева
15—40 с. При таких режимах нагрева смещение критических
точек незначительно и шестерни, изготовленные из стали 45, 40Х
и т. п., нагреваются до 850—870 °C. Охлаждение производится
водяным душем или погружением в масло.
На рис. 6.8 приведены схемы распределения закаленного слоя
на зубчатых колесах различного модуля при сквозном прогреве
зубьев и обода током высокой частоты. У колес малого модуля
(до 2,0 мм) зуб прокаливается насквозь: твердость в сердцевине
зуба приблизительно равна твердости поверхностного слоя. Обод
детали закаливается на глубину 2—5 мм. При закалке зубчатых
колес модуля 2,5—4,0 мм зуб прокаливается практически на-
сквозь. В центральной части твердость достигает 45—50 HRCa.
Во впадине имеется закаленный слой, но в структуре закаленного
слоя чаще всего сохраняются остатки исходной структуры —
феррита. При закалке шестерен модуля более 4,0 мм получается
почти сквозная закалка зуба, в то время как во впадине закален-
ный слой отсутствует.
Глубина закалки на зубе зависит от свойств стали. При за-
калке шестерни, изготовленной из стали с мелким наследственным
202











зерном аустенита, обладающей малой прокаливаемостью, можно
получить закаленный слой по контуру зуба. Для шестерни мо-
дуля 4—6 мм можно применить сталь пониженной прокаливае-
мости типа 55ПП, для большого модуля (8—10 мм) углеродистая
сталь нормальной выплавки обладает прокаливаемостью, которая
обеспечивает получение закаленного слоя по контуру.
Снижение частоты тока позволяет применить индукционный
нагрев и для шестерен большого модуля. Так, при частоте тока
1000 Гц картина закалки, подобная показанной на рис. 6.8, г,
получается на шестернях с модулем зуба 4,5—6 мм.
Способ сквозного нагрева применяется и при закалке цемен-
тованных шестерен, изготовленных из малоуглеродистой стали,
марка которой выбирается главным образом исходя из требова-
ний к механическим свойствам тела шестерни. Здесь, несмотря
на сквозной прогрев зуба, закаливается только цементованный
слой. Сердцевина зуба несколько подкаливается и твердость ее до-
стигает 20—35 HRCa в зависимости от материала, из которого
изготовлена шестерня. Твердость закаленного цементованного
слоя составляет 62—64 HRC3 и последующим отпуском сни-
жается до 56—60 HRC3.
Высокочастотный нагрев при закалке шестерен из конструк-
ционной или цементуемой стали со сквозным прогревом венца
имеет определенные преимущества по сравнению с обычной за-
калкой с нагревом в печах или ваннах. Помимо улучшения эконо-
мических факторов (высокой производительности, сокращения
расхода электроэнергии и т. п.) уменьшается деформация ше-
стерни, так как ступица зубчатого колеса при этом остается хо-
лодной, что может оказать решающее влияние на выбор технологии
нагрева (с применением поверхностного индукционного нагрева).
Шестерни большого модуля, которые обычно являются и боль-
шими по размерам, закаливать со сквозным прогревом зуба и
обода затруднительно, так как для этого прежде всего требуются
значительные мощности тока высокой частоты. Кроме того, при
таком методе нагрева трудно получить равномерную температуру
зуба и впадины, поэтому для шестерен с модулем зуба более
3,5—4 мм применяются другие методы закалки.
Шестерни модуля 6 мм и более могут быть закалены последо-
вательно зуб за зубом [16].'При закалке по зубу индуктор охва-
тывает зуб шестерни таким образом, что активный привод рас-
полагается вдоль рабочей поверхности зуба, которая и прогре-
вается в первую очередь. На рис. 6.9, а приведена схема такого
нагрева. Следует отметить, что крупномодульные шестерни обычно
не подвергались цементации, а изготовлялись из углеродистой
и среднелегированной стали и подвергались термической обра-
ботке — улучшению, обеспечивающему повышенную твердость —
35—45 HRCa. Применение поверхностной закалки рабочих по-
верхностей зуба на твердость 56—60 HRQ, в значительной мере
увеличивает износостойкость и долговечность шестерни. '
203
Рис. 6.9. Схемы нагрева шестерен по зубу (а) и по впадине (б);
1 — магнитопровод; 2 — индуктирующий провод; 3 — нагретый слой
Недостатком способа закалки по зубу является то, что зака-
ленный слой обрывается у основания зуба в зоне, где имеет место
концентрация растягивающих напряжений от внешней нагрузки.
Прочность и выносливость зуба снижаются, поэтому таким спо-
собом можно закаливать лишь несильно нагруженные шестерни.
Для закалки тяжело нагруженных крупиомодульных зубчатых
колес разработаны способы, обеспечивающие нагрев и закалку
боковых поверхностей зуба и впадины. Такая закалка может про-
изводиться непрерывно-последовательным способом (рис. 6.9, б).
Для упрощения конструкции индуктора закалка шестерен
среднего модуля при непрерывно-последовательном способе может
производиться под слоем охлаждающей жидкости. Применение
масляного охлаждения предотвращает появление закалочных тре-
щин. Конструкции индуктора для закалки впадин непрерывно-
последовательным способом зависят от модуля и размера ше-
стерни.
Метод непрерывно-последовательной закалки шестерен недо-
статочно производи'телен, в этом отношении предпочтительнее
одновременный метод закалки. В работе [161 описан индуктор
для закалки шестерен по впадине с одновременным нагревом
всей закаливаемой поверхности. На рис. 6.10 приведена схема
нагрева таким способом сателлита заднего моста трактора К-700.
В закаливаемой впадине помещаются три параллельных одно-
направленных индуктирующих токопровода 1. Теплота индук-
тируется в трех зонах: во
впадиие 2 и в верхних ча-
стях двух рабочих поверх-
ностей зубьев 3. Ндгретые
зоны на счет теплопровод-
ности образуют общий на-
гретый слой 4, что обеспе-
чивает достаточно равно-
мерный нагрев контура
впадины. Обратные то^о-
1
Рис. 6.10. Схема закалки сателлита с т =
= 6 мм с одновременным нагревом по впадине
204
Рис. 6.11. Механизм возникновения трещины во впадине шестерни:
а — контур впадины после нагрева; б — то же после закалки
проводы разветвляются на четыре впадины, которые нагреваются
очень незначительно. При такой схеме нагрева выделяется излиш-
няя теплота на торцах зубьев, что может вызвать отпуск ранее
закаленного слоя соседней впадины. Во избежание этого торцы
зубьев в период нагрева подстуживаются при помощи специаль-
ного спрейерного устройства.
При закалке по впадине имеется опасность возникновения тре-
щин у основания зубьев. Появление трещин можно объяснить
условиями нагрева. При нагреве впадины поверхностный слой
увеличивается в объеме, происходит пластическая деформация и
контур впадины становится короче (рис. 6.11). Это усугубляется
тем, что для компенсации активного отвода теплоты из впадины
в холодную массу зубчатого колеса зону впадины приходится
нагревать до более высокой температуры, чем на рабочих поверх-
ностях зубьев. При резком охлаждении водой быстро фиксируется
новый профиль впадины, и последующее тепловое сокращение
будет сопровождаться возникновением растягивающих напряже-
ний в поверхностном слое, что и приводит к возникновению тре-
щин. Последующее превращение аустенита в мартенсит, сопро-
вождающееся увеличением удельного объема металла, препят-
ствует глубокому проникновению трещин, но шестерни с трещи-
нойгво впадине даже на небольшую глубину к работе непригодны.
Одним из методов, позволяющих избежать трещин при закалке
зубчатых колес по впадине, является охлаждение в массу изделия.
Такой способ требует, во-первых, применения марок стали, обла-
дающих сравнительно малой критической скоростью охлаждения
при закалке (например, Стали 45ХН); во-вторых, минимально
допустимой глубины прогрева, так как с уменьшением глубины
нагретого слоя скорость его охлаждения отводом теплоты в массу
изделия увеличивается. Для обеспечения максимального упроч-
нения во впадине глубина закаленного на мартенсит слоя может
быть в пределах 0,7—1,0 мм.	„
При закалке сателлитов заднего мостадрактора К-700 с моду-
лем зуба 6 мм, изготовленных из стали 4олН, охлаждение нагре-
того слоя происходит за счет отвода теплоты в холодный металл.
При этом создаются скорости охлаждения, достаточные для полу,
чения в закаливаемом слое толщиной 1,0—1,2 мм структуры мар.
205
тенсита о твердостью 58—60 HRC„. Испытание шестерен пока-
зало высокую стабильность прочности зубьев.
Закалка по зубу и по впадине обеспечивает минимальные де-
формации зубчатых колес. При соответствующем подборе глубины
закаленного слоя во впадине и режима нагрева деформации ажур-
ного сателлита трактора К-700 укладываются после закалки
в допуск 7-й степени точности по требованию плавности рабо-
ты [91. Это позволяет избежать последующего шлифования зака-
ленных поверхностей, тем самым снизив стоимость обработки и
исключив вредное влияние шлифования на контактную прочность
детали.
Если способы закалки шестерен малого и большого модуля
в основном разработаны, то проблема закалки шестерен среднего
модуля 3,5—5,0 мм, работающих, как правило, в тяжелых усло-
виях нагружения, подобно шестерням коробки перемены передач
автомобиля или трактора, до сих пор полностью не решена. Они
изготовляются из стали типа 18ХГТ, ЗОХГТ, 20ХН и т. п. и
подвергаются цементации с последующей закалкой. В результате
по контуру шестерни получается закаленный слой глубиной 0,8—
2,0 мм в зависимости от типа и размера шестерни.
При переходе на поверхностную закалку естественно стремле-
ние получить закаленный слой по обводу, подобно слою цемента-
ции. В этом случае при высокой твердости закаленного слоя можно
получить хорошую контактную и механическую прочность зубьев.
При нагреве током радиочастоты теплота индуктируется в по-
верхностном слое, охватывающем контур шестерни. Однако усло-
вия отвода индуктируемой теплоты в тело шестерни неодинаковы
в разных зонах. От впадины теплота отводится активно, а зуб,
имеющий малый объем сердцевины, сохраняет теплоту. Поэтому
при выделении теплоты в почти равномерном поверхностном слое
нарастание температуры в нем происходит неравномерно. Пока
впадина нагревается до температуры закалки на небольшую глу-
бину, зуб успевает прогреться насквозь. Учитывая условия тепло-
отдачи, при закалке шестерни по обводу нужно создать такие
условия, чтобы во впадине выделялось энергии несколько больше,
чем в зубе. Для каждого размера и модуля шестерни существует
некоторая оптимальная частота тока, при которой можно полу-
чить равномерно нагретый поверхностный слой [3]. Однако при
оптимальной частоте тока явление теплопроводности должно быть
по возможности устранено, поэтому закалка шестерни по обводу
требует кратковременного нагрева (0,4—0,8 с) при больших удель-
ных мощностях тока (до 10 кВт/сма). При реальных размерах ше-
стерни и широком ассортименте модулей зуба требуются источники
тока чрезмерно большой мощности и широкого диапазона частот.
В.~П. Вологдиным был предложен метод закалки шестерен
по обводу с нагревом токами двух частот. Сочетая звуковое ча-
стоты тока, нагревающие впадииы, с радиочастотой, нагревающей
контур зуба, можно нагреть равномерный слой по обводу всей
206	'
шестерни и получить закаленный слой, подобный слою, йолучае-
мому при химико-термической обработке. Во ВНИЙТВЧ разра-
ботан способ двухчастотной контурной закалки шестерен ст =
3,5-г-5,0 мм. Схема закалочного устройства построена таким
образом, что один и тот же кольцевой индуктор может питаться
Поочередно током звуковой частоты и радиочастоты. Сначала
током звуковой частоты прогреваются до температуры 850 °C
впадины шестерни, что осуществляется за 3—5 с. За этот период
нагрева температура на зубе достигает 750—800 °C. Затем почти
мгновенно включается ток радиочастоты и зуб нагревается до
850—900 °C. Температура во впадине при этом также немного
возрастет. Нагрев током радиочастоты продолжается 0,6—0,9 с.
Охлаждение нагретой шестерни водой или эмульсией обеспечи-
вает получение закаленного слоя, расположенного по контуру.
Такой метод закалки требует минимальной затраты энергии,
так как непроизводительные потери теплоты на нагрев тела ше-
стерни вследствие кратковременности нагрева незначительны.
Однако мощность тока звуковой частоты и тока радиочастоты,
подводимая к единице поверхности изделия, относительно боль-
шая — 1,5—2,0 кВт/см2. Метод является эффективным при боль-
шой производительности закалочного устройства.
Большая скорость нагрева при двухчастотной контурной за-
калке требует подготовки исходной структуры материала ше-
стерни. Для получения необходимой твердости и износостойкости
закаленной поверхности материалом для шестерен должна быть
конструкционная углеродистая или малолегированная сталь с со-
держанием углерода не ниже 0,45%. По условиям механической
обработки стали содержание углерода более 0,65% нежелательно.
Опыт' показал, что удовлетворительная структура после закалки
легко может быть получена только у улучшенной стали. Нали-
чие же крупных участков структурно свободного феррита затруд-
няет получение структуры мартенсита во всем слое: после за-
калки всегда фиксируются мелкие участки феррита или в лучшем
случае троостита, что в условиях контактной усталости способ-
ствует преждевременному появлению питтинга.
При контурной закалке с нагревом токами двух частот по
описанному режиму трудно избежать образования трещин во впа-
дине. Удовлетворительные результаты были получены только при
охлаждении зоны нагрева масляным душем. Снижение склонности
к образованию трещин может быть достигнуто применением та-
кого режима нагрева, при котором нагрев током звуковой частоты
производится при малой мощности более длительное время. При
этом зубья и часть венца шестерни прогреваются до 650—700 °C.
Затем шестерня за доли секунды нагревается по контуру до тем-
пературы закалки током радиочастоты. Быстрое охлаждение во-
дяным душем обеспечивает, закалку бей трещин во впадине, так
как облегчаются условия деформации закаливаемой зоны в про-
цессе охлаждения [271.	..
207
8.4, ИНСТРУМЕНТ ИЗ БЫСТРОРЕЖУЩЕЙ СТАЛИ	J
Применение высокочастотного нагрева быстрорежущей стали,,
и ее заменителей для закалки встречает определенные трудности,
связанные с необходимостью добиться нужной степени растворе-
ния сложных карбидов за короткий промежуток времени. Однако
проведенные в этой области работы показали, что при некоторых
условиях после закалки с высокочастотным нагревом можно по-
лучить удовлетворительные свойства и структуру стали.
М. Г. Гедберг применил контактный нагрев стали Р18 следу-
ющего химического состава: 0,71% С, 4,1% Сг, 18,21% W,
1,17% V [91. Нагрев производился током промышленной частоты
со скоростью в области фазовых превращений от 30 до 200 °С/с.
Снижение температуры начала мартенситного превращения и вы-
сокая красностойкость образцов после закалки и отпуска показы-
вают, что при этих условиях основное количество карбидов пере-
ходит в твердый раствор уже при температуре 1260—1300 °C.
Автор работы рекомендует следующий режим закалки
стали Р18: скорость нагрева иср = 50-J-100 °С/с; температура
нагрева 1280—1320 °C; охлаждение в масле или на воздухе.
Некоторое повышение температуры закалки по сравнению
с обычно применяемой при нагреве в соляных ваннах не приводит
к опасному росту зерен аустенита, что связано с кратковремен-
ностью пребывания стали в надкритическом интервале температур.
Аналогичные результаты получены при закалке с индукцион-
ным нагревом стали Р9 191. На рис. 6.12 приведены зависимости
твердости и количества остаточного аустенита стали Р9 от режима
закалки и отпуска. Наилучшие результаты по вторичной твердо-
сти и красностойкости получены после закалки при температуре
от 1300 °C.
Изучение микроструктуры закаленной стали Р9 показало, что
нагрев выше 1330 °C создает опасность оплавления: в стыке зерен
в ряде случаев обнаруживаются
участки ледебурита тонкого
строения. Исходя из этого, мо-
жет быть рекомендован следую-
щий режим закалки инстру-
мента из стали Р9: скорость на-
грева Оф = 50-ь 100 °С/с; темпе-
ратура нагрева 1270—1300 °Cj
охлаждение струей воздуха, в
масле или в расплавленной со-
ли. Печной отпуск закаленной
стали должен производиться 2—
3 раза при температуре 560—
580 °C.
Проведенные исследования
показывают возможность приме-
Рис. 6.12. Изменение,твердости (сплош-
ные линии) и количества остаточного
аустенита А (штриховые линии) в за-
каленной с различных температур
стали Р9 в зависимости от темпера-
туры закалки и отпуска
20$
нения индукционного нагрева также и при отпуске закаленной
быстрорежущей стали 19]. Критериями полноты совершения фа-
зовых превращений стали
распада остаточного аусте-
нита и значение вторичной
твердости. На рис. 6.13 и
6.14 приведены графики
изменения твердости и ко-
личества остаточного ау-
стенита стали Р18, отпу-
щенной при индукционном
нагреве. Образцы были за-
калены также при индук-
ционном нагреве. При от-
пуске образцы с заданной
начальной скоростью на-
гревались до определенной
температуры, а затем без
выдержки быстро охлаж-
дались в масле. При на-
греве со скоростью 25 °С/с
максимальная твердость
достигается при темпе-
8 Родов» F. Ф.  др.
Рис. 6.14. Влияние температуры отпуска иа
твердость и количество остаточного аустенита
закаленной стали Р18:
—О— —• вкорость нагрева 25 °C/ei — X----вко-
роо»ь нагрева 50°С/о
209
кратного Число нагревов
отпуска
Рис. 6.15. Влияние повторных нагревов в печи
по 1 ч на твердость (сплошные линии) и коли-
чество остаточного аустенита (штриховые
линии) стали Р18, подвергнутой высокоча-
стотной закалке и четырехкратному высоко-
частотному отпуску (скорость нагрева 50 °С/с):
I — температура нагрева 650 °C; 2 — 700 °C;
3 —• закалка и отпуск по обычной технологии
(А. П. Гуляев)
ратуре отпуска 650 °C. Од-
нако даже после четырех-
кратного отпуска аусте-
нита остается более 10%.
Более заметное превраще-
ние остаточного аустенита
наблюдается при темпера-
туре отпуска 700 °C. Уве-
личение скорости нагрева
при отпуске до 50 °С/с не
вносит каких-либо замет-
ных изменений в указан-
ные выше закономерности.
График, приведенный на
рис. 6.14, показывает, что
при обеих скоростях на-
грева максимумы вторич-
ной твердости получаются
при температуре 650—
700 °C, однако кривая для
скорости нагрева 50 °С/с
располагается немного ни-
же, чем для скорости на-
грева 25 °С/с, и количество
остаточного аустенита в
этом случае получается большим. Аналогичная картина наблю-
дается для стали Р9. Так же, как и для стали Р18, твердость ма-
ксимальна при температуре отпуска 650—700 °C.
Рис. 6.15 характеризует красностойкость сталей Р9 и Р18
после закалки и четырехкратного отпуска с индукционным на-
гревом. Сопоставление с данными, полученными на образцах,
обработанных по обычной технологии, показывает возможность
получения при индукционном отпуске свойств сталей, не усту-
пающих свойствам нормально закаленной быстрорежущей
стали.
Во ВНИИТВЧ разработан технологический процесс закалки
сверл диаметром от 16 до 24 мм из стали Р9. Нагрев осуще-
ствлялся на ламповом генераторе в четырехгнездном многовитко-
вом цилиндрическом индукторе, обеспечивающем равномерное
распределение температуры в пределах заданного участка сверл.
Скорость нагрева в области фазовых превращений составляла
30—35 °С/с. Продолжительность нагрева — около 20 с. Темпера-
тура нагрева — 1280—1300 °C. Охлаждение — в масляном баке
или ванне с расплавленной солью при 450—500 °C. Принятый
способ закалки обеспечил получение равномерной твердости 64—
65 HRCa как по сечению, так и по длине сверла на заданном уча-
стке. Испытание режущих свойств показало вполне удовлетвори-
тельные результаты.
210
•i
Аналдгичные данные были получены и при высокочастотной
закалке й отпуске мелких сверл диаметром 5—8 мм из стали Р18.
6.5. ДЕТАЛИ ПОДШИПНИКОВ КАЧЕНИЯ
К микроструктуре закаленной подшипниковой стали предъ-
являются строгие требования: она должна состоять из безыголь-
чатого мартенсита и избыточных карбидов; в структуре допу-
скается слегка выраженная кристалличность мартенсита без
признаков игольчатости. Это требование ограничивает верхний
предел температурного интервала закалки. Нижний предел огра-
ничивается необходимой степенью растворения карбидов и по-
явлением в структуре закаленной стали мелких участков троо-
стита.
Результаты закалки в значительной степени зависят от условий
охлаждения. Охлаждение водяным душем, применяющееся при
поверхностной закалке крупногабаритных изделий, облегчает
получение безыгольчатого мартенсита при температуре закалки,
близкой к нижней границе оптимального интервала. Охлаждение
в масле при сквозной закалке требует повышения температуры
и более тщательного соблюдения режима нагрева. Это объяс-
няется тем, что в хромистой стали при высокочастотной закалке
имеет место неоднородность химического состава аустенита, сохра-
няющаяся в оптимальном интервале температур нагрева. При
охлаждении в масле участки, объединенные хромом и углеродом
и являющиеся неустойчивыми, претерпевают распад с образова-
нием троостита. При быстром охлаждении водой мартенсит фикси-
руется и в этих участках.
Шарикоподшипниковая сталь поступает на закалку чаще всего
с исходной структурой зернистого перлита. Для быстрого раство-
рения сфероидальных карбидных частиц необходимо повышать
температуру нагрева, что способствует росту зерен аустенита
и в определенных условиях создает опасность получения игольча-
того мартенсита. Это обстоятельство делает интервал температур
закалки очень узким. Так, при скорости нагрева = 54-10 °С/с
и суммарном времени аустенитизации 15—30 с удовлетворительная
структура получается при нагреве с точностью ±10°. Та же при-
чина ограничивает скорость нагрева' при высокочастотной за-
калке. В проведенных исследованиях удовлетворительные струк-
туры получены только при скорости нагрева, не превышающей
50 °С/с.
В табл. 2.1 были приведены рекомендации по выбору режима
нагрева под закалку подшипниковой сталй разных марок. При
этих режимах обеспечивается получений вполне удовлетвори-
тельных структур закалки и максимальных значений механиче-
ских свойств. Получение удовлетворительных результатов для
подшипниковых, сталей других марок облегчено ввиду особен-
ности их легирования; уменьшения количества хрома (ШХ6,
8*	211
ШХ9); наличия элементов, снижающих термическую стойкость
карбидов (ШХ15ГС).
Наиболее перспективными для производственного внедрения
представляются сквозная закалка колец малого диаметра, раз-
работанная ВНИИТВЧ и ГПЗ-1, а также сквозная закалка роли-
ков и поверхностная закалка среднегабарит'ных колец, разрабо-
танные ВНИИТВЧ. Сквозная высокочастотная закалка колец
и роликов подшипников, изготовленных из стали ШХ13 с исходной
структурой мелкозернистого перлита, может производиться от
температуры 940—960° в масле при средней скорости нагрева
10—15 °С/с без выдержки, что соответствует общему времени
нагрева 1—1,5 мин [91. Указанная температура нагрева прибли-
зительно на 100° выше обычной, применяемой при нагреве в печах
с выдержкой 10—20 мин. После закалки необходимо проводить
низкий отпуск при температуре 160 °C. Закалка опытных партий
колец, проведенная во ВНИИТВЧ и на ГПЗ-1, показала практи-
ческую возможность осуществления процесса. При освоении
производственного процесса закалки колец 307/01 диаметром 80 мм
на ГПЗ-1 встретились трудности получения бездеформационной
закалки. Причинами повышенной овальности колец при закалке
с индукционным нагревом могли быть неравномерность нагрева
и охлаждения, механическое воздействие при опускании колец
в закалочную ванну и др. Однако исследования, выполненные
на заводе, показали, что эти факторы не являются основными.
А. А. Лебедянский получил положительные результаты при
закалке колец с температуры 930 °C в компрессорное масло, подо-
гретое до 150 °C, с предварительным подстуживанием до 840 °C [9].
По-видимому, предварительное подстуживание и подогрев масла
способствовали снижению скорости охлаждения и уменьшению
градиента температуры по сечению в процессе охлаждения.
Для изготовления колец железнодорожных подшипников пред-
ложена сталь регламентированной прокаливаемости, названная
автором работы [421 ШХ4. Детали подшипников — внутреннее
и наружное кольца — подвергаются поверхностной закалке
с глубоким или объемным индукционным нагревом. После интен-
сивного охлаждения в штампе мощным потоком воды получается
закаленный на мартенсит слой толщиной 2,5—4 мм. Закаленные
кольца подвергаются низкому отпуску в печи. Подшипники с за-
каленными таким методом кольцами успешно эксплуатируются
на транспорте взамен применявшихся ранее подшипников сколь-
жения.
Такой же принцип применен при разработке высокочастотной
поверхностной закалки колец крупногабаритных подшипников,
применяемых в металлургическом и тяжелом машиностро-
ении. Во ВНИИТВЧ создана установка для закалки колец из
стали ШХ4 диаметром до 1 м. Нагрев до температуры 850—880 °C
осуществляется одним или двумя разъемными индукторами при
вращении кольца и последовательном нагреве за 30—50 оборотов.
212
Охлаждение осуществляется в индивидуальном для каждого типа
кольца штампе мощным потоком воды. В „результате получается
закалка по контуру на глубину 2—4 мм. Закалка производится
с самоотпуском иа твердость 58—60 HRC^.
6.6. ГИЛЬЗЫ ЦИЛИНДРОВ ДВИГАТЕЛЕЙ
ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ
Гильзы цилиндра двигателей внутреннего сгорания для разных
типов двигателей имеют разные размеры, но конфигурация их
и профиль стенки почти одинаковы. Они являются тонкостенными
полыми цилиндрами с переменным наружным диаметром и, сле-
довательно, переменным сечением стенки по длине. Закалке под-
вергается внутренняя поверхность. Материалом служит перлит-
ный чугун, состав которого в разных условиях производства
различается, но подбирается таким, чтобы структура металли-
ческой основы представляла собой перлит или перлит с небольшим
количеством феррита. В табл. 6.1 приведено три состава чугунов,
выплавляемых на разных заводах для изготовления гильз.
Закалка гильз производится непрерывно-последовательным
методом. Требуемая глубина закаленного слоя составляет 1,9—
2,5 мм.
В применяющемся в настоящее время способе закалки на стан-
ках-полуавтоматах конструкции ВНИИТВЧ используется ча-
стота 8—10 кГц. Технологические процессы закалки, освоенные
на разных заводах, характеризуются следующими средними
показателями: мощность, потребляемая от генератора, 120—
150 кВт; скорость движения индуктора 7—10 мм/с (при ширине
индуктирующего провода 20—25 мм); время нагрева элемента
поверхности 2,5—2,8 с; продолжительность нагрева всей гильзы
20—30 с; температура нагрева 880—900 °C. Охлаждение произ-
водится водяным душем: вода поступает из отверстий активного
токопровода индуктора. В процессе закалки гильза снаружи
подстуживается водой.
Режим нагрева зависит от размера гильзы, качества исходной
структуры чугуна и особенностей процесса в условиях конкрет-
ных заводов. Закаленный слой не доходит до краев гильзы. Это
объясняется тем, что нагрев вблизи краев создает опасность
Таблица 6.1
Химический состав (%) чугуна для гильз цилиндров
двигателей внутреннего сгорания
собщ	С 4- Si	Si	Мп ' Ф	Ni	Сг
3,27—3,5	5,2—5,4	1,7—1,9	0,6—0,8	0,2—0,3	0,1—0,4
2,9—3,2	5,3—5,6	2,2—2,4	0,6—0,8	0,2—0,4	0,2—0,3
0,3—3,3	. 4,9—5,3	1,7—2,0	1.2—1,6	— •	—
213
перегрева кромок, а это неизбежно приводит к образованию
продольных трещин. В то же время незакаленные участки в этих
местах допускаются по условиям эксплуатации, так как поршне-
вые кольца при работе двигателя не доходят до кромки гильзы.
Со стороны бурта (верхняя часть гильзы) допускается отступление
закаленного слоя до 15 мм, со стороны юбки (нижняя часть
гильзы) — до 30 мм.
При правильно выбранном режиме нагрева в закаленном слое
получается структура безыгольчатого мартенсита с включениями
графита и фосфидной эвтектики. При перегревах, находящихся
в допустимых пределах и неизбежных вследствие колебания со-
става и структуры чугуна разных плавок, можно обнаружить
участки остаточного аустенита, небольшие количества которого
не снижают качества закаленного слоя. Твердость металлической
основы после закалки достигает 62—63 HRCg. Усредненная твер-
дость закаленного слоя составляет 50—55 HRQ.
После поверхностной закалки гильзы подвергают низкому
отпуску для снятия остаточных напряжений. Для этой цели
гильзу необходимо равномерно прогреть до температуры, обеспе-
чивающей получение заданной твердости. Экспериментально уста-
новлено, что при отпуске на заданную твердость остаточные
напряжения в поверхностно закаленных изделиях снижаются
более эффективно, чем в изделиях, закаленных с объемным про-
гревом. Это позволяет применить для гильз пониженную темпе-
ратуру отпуска и, следовательно, сохранить сравнительно высо-
кую твердость — 48—52 HRCg. Температура отпуска определяется
также необходимостью сохранения стабильности размеров гильзы
при нагреве в процессе эксплуатации. Проведенные опыты по-
казали, что отпуск при температуре 160—180 °C обеспечивает
стабильность размеров гильз: дополнительный проверочный от-
пуск в течение 1,5 ч при 270—300 °C в масляной ванне не вызывает
изменения диаметра гильзы. При отпуске гильзу нагревают
индукционным методом током промышленной частоты. Конструк-
ция применяющихся нагревателей предусматривает использование
тела гильзы в качестве вторичной обмотки трансформатора. При
этом ток частотой 50 Гц проходит по всей толщине стенки, что
обеспечивает равномерный ее прогрев за короткое время. Про-
должительность отпуска составляет 1—2 мин.
Описанная технология термической обработки обеспечивает
минимальную деформацию гильз. Статистический анализ показы-
вает, что внутренний диаметр гильзы после закалки уменьшается.
Величина усадки составляет 0,1—0,2 мм и является очень ста-
бильной, что позволяет учесть деформацию при предварительной
механической обработке гильзы. Характер окончательной меха-
нической обработки зависит главным образом от овальности вну-
треннего диаметра, которая может достигать 0,15—0,20 мм. При
такой овальности после закалки перед хонингованием внутренний
диаметр гильзы приходится растачивать.
в.7. ФОРМОВАНИЕ И ЗАКАЛКА
КОЛЬЦЕВЫХ ВОЛНИСТЫХ ПРУЖИН
Во ВНИИТВЧ разработана технология формования и закалки
g применением индукционного нагрева кольцевых волнистых
пружин, применяемых в конструкциях электродвигателей се-
рии 4А, предназначенных для предотвращения продольных коле-
баний ротора. Номенклатура пружин широкая. Диаметр меняется
ц пределах 31,5—179 мм. Толщина полосы 0,5 мм. Ширина полосы
при диаметрах до 100 мм равна 3,75 мм, при диаметрах свыше
100 мм — 8—10 мм. Пружины изготавливаются главным образом
из стали 65Г.
Нагрев осуществлялся током 0,44 кГц. Исследования пока-
зали, что при ширине пружины до 4 и толщине 0,5 мм нагрев
с достаточной равномерностью температуры по ширине полосы
достигается в обычном кольцевом индукторе. Поэтому для пружин
диаметром до 100 мм разработан технологический процесс, пред-
ставленный на рис. 6.16, а. Кольцевая заготовка пружины с по-
мощью специального загрузочного устройства подается в разъем
водоохлаждаемого стального штампа и оказывается на уровне
кольцевого индуктора. Автоматически включается питание ин-
дуктора током высокой частоты, и заготовка нагревается. По
достижении закалочной температуры 880—900 °C нагрев отклю-
чается, штамп смыкается, заготовка принимает заданную вол-
нистую форму и закаливается путем интенсивного отвода теплоты
в массу холодного год 'охлаждаемого штампа. Готовая пружина
автоматически выдается из штампа с помощью разгрузочного
механизма. Весь цикл обработки — загрузка, нагрев, охлаждение
в штампе и выдача готовой пружины — не превышает 10 мин.
Большая относительная поверхность заготовки активно излу-
чает теплоту, и в первые моменты после отключения нагрева
температура начинает быстро снижаться — заготовка подстужи-
Рнс. 6.16. Схемы устройств для формования н закалки кольцевых волнистых
пружин при ширине полосы до 4 мм (а), более 4 мм (б);
/, 4 — стальные водоохлаждаемые штампы; 2 — индуктор; 3 — заготовка пружиня;
5 — бронзовый индуктор-пуансон
215
вается. Опыт показал, что подстуживание на воздухе стали 65Р
допустимо в том случае, если температура к моменту замыкания
штампа не падает ниже 730—750 °C. При этом сталь приобретает
структуру мартенсита о твердостью 62—64 HRCa. Закаленные
пружины должны подвергаться отпуску на заданную техниче-
скими условиями твердость.
Быстрый нагрев плоских кольцевых заготовок в шириной
полосы более 4 мм в кольцевом индукторе не обеспечивал необхо-
димой равномерности температуры по ширине заготовки: наруж-
ная часть перегревалась, в то время как внутренняя не достигала
нижнего предела закалочного интервала температуры. Снижение
скорости нагрева (мощности, подаваемой в индуктор) и, следова-
тельно, увеличение продолжительности нагрева позволяли до-
биться равномерности температуры по ширине полосы, однако
оказалось затруднительным достижение закалочной температуры.
Подаваемая в заготовку мощность была настолько низкой, что
после достижения температуры 760—780 °C устанавливалось те-
пловое равновесие: вся подаваемая в заготовку энергия расходо-
валась на излучение сильно развитой поверхности плоской за-
готовки.
Добиться достаточной равномерности температуры по ширине
заготовки стало возможным после расположения кольцевого
индуктора над заготовкой. Для осуществления совмещенного
процесса формования и закалки в металлическом штампе была
создана оригинальная конструкция индуктора-штампа. Верхний
пуансон штампа был изготовлен из специальной бронзы и играл
роль индуктора (рис. 6.16, б). Конструкция матрицы оставалась
такой же, как и при формировании пружин малого размера.
Последовательность технологических операций осталась прежней:
заготовка подается в разъем штампа, нагревается током, инду-
цируемым индуктором-пуансоном, формируется и закаливается
зажатием в холодном штампе.
Разработанные схемы формования и закалки кольцевых вол-
нистых пружин легли в основу создания промышленных автома-
тизированных установок. Создано два типа станков-автоматов:
для пружин с шириной полосы 3,75 и диаметром до 100 мм и с ши-
риной полосы 8—10 и диаметром до 250 мм. В обоих случаях
питание токов высокой частоты осуществляется от лампового
генератора ВЧИ-10/0,44. Промышленная эксплуатация разрабо-
танных установок показала, что полученные этим методом пру-
жины обладают стабильно высокими свойствами. Применение
средств стабилизации электрического режима обеспечивает по-
вторяемость закалочной температуры. Кратковременность
индукционного нагрева обеспечивает получение мелкого зерна
аустенита и, как следствие, мелкоигольчатого или безыгольчатого
мартенсита, характеризующегося повышенной сопротивля-
емостью релаксационным процессам.
216
6.8.	ИМПУЛЬСНАЯ ЗАКАЛКА
В п. 1.4 приведена данные, показывающие, что при сверх-
быстрых нагревах кинетика фазовых превращений в стали при-
обретает некоторые особенности. Так, превращение перлита
в аустенит совершается в широком интервале температур и закан-
чивается при температуре, значительно превышающей критиче-
скую точку Лх. При этом на кинетической кривой нагрева не
фиксируется изотермическая площадка, свидетельствующая о пе-
риоде наиболее интенсивного протекания процесса. Завершение
превращения перлита в аустенит может происходить выше темпе-
ратуры аллотропического превращения чистого железа, равной
911 °C. Это способствует появлению большого числа зародышей,
а затем и первичных зерен аустенита. Краткость суммарного
времени аустенитизации предотвращает рост зерна, и в результате
конечная температура аустенита характеризуется мелким зерном.
Существенную роль в формировании структуры закаленной
стали играет режим охлаждения. Импульсный нагрев осуще-
ствляется током высокой частоты (сотни килогерц и даже не-
сколько мегагерц). Глубина проникновения тока в горячий металл
характеризуется следующими данными: при частоте тока
440 кГц — 0,7 мм, при частоте тока 880 кГц — 0,5 мм, при ча-
стоте тока 1,6 МГц — 0,35 мм. При продолжительности нагрева,
исчисляемой десятыми и сотыми долями секунды, происходит
глубинный нагрев с резким спадом температуры за границей
нагретого слоя. Отвод теплоты в сердцевину изделия в процессе
нагрева практически отсутствует. Это способствует быстрому
охлаждению нагретого слоя за счет отвода теплоты в холодную
толщу детали. Как было показано выше (см. рис. 1.22), скорость
охлаждения нагретого до температуры 900 °C слоя толщиной
0,5 мм за счет отвода теплоты в холодный металл может достигать
6000 °С/с. В результате охлаждения с такой скоростью фикси-
руется мелкоигольчатый или безыгольчатый мартенсит с повы-
шенным содержанием углерода в твердом растворе. Получа-
ющийся в таких условиях безыгольчатый мартенсит часто назы-
вают аморфным, что в действительности неправильно.
Полученный при импульсной закалке мартенсит обладает
повышенной твердостью. На рис. 2.7 приведен уровень твер-
дости, достигаемый при импульсной Закалке сталей с различным
содержанием углерода.
Существенный эффект повышения твердости закаленного слоя
(на 3—4 ед. HRCa по сравнению с обычной закалкой) и безыголь-
чатая структура мартенсита получены только на сталях, содер-
жащих 0,7% углерода и выше. При этой1 для полноты фазовых
превращений, протекающих в процессе ЙШгрева, структуру часто
подготавливают предварительной термической обработкой путем
закалкй при умеренных режимах нагрева. В доэвтектоидных
сталях с более низким содержанием углерода получение безыголь-
217
чатого мартенсита при тех же режимах затруднительно. Это
объясняется механизмом образования аустенита из избыточного
структурно-свободного феррита путем диффузионного разви-
тия первичных зерен аустенита, образовавшегося из перлита.
Достаточная равномерность содержания углерода в аустените
достигается или за счет увеличения продолжительности нагрева,
или за счет повышения температуры. И то и другое приводит
к росту зерна аустенита, в результате после резкого охлаждения
фиксируется мелкоигольчатый мартенсит со свойствами, мало-
отличающимися от свойств после обычной поверхностной за-
калки. Это обстоятельство является причиной того, что в промыш-
ленных условиях импульсная закалка находит применение только
для изделий, изготовленных из стали, по составу близкой к эвтек-
тоидной.
Импульсная закалка была применена при обработке мелких
шестерен, применяемых в приборостроении, в стальной венец
которых запрессована латунная втулка. Применение импульсного
нагрева в данном случае было вызвано опасностью расслабления
запрессовки и выпадения латунной втулки из стального венца.
Во избежание этого толщина закаленного слоя не должна пре-
вышать 0,5 мм. При большей глубине закалки внутреннее отвер-
стие венца под влиянием остаточных напряжений увеличивалось
и втулка выпадала. Нагрев производился током частотой 440 кГц,
время нагрева до температуры 900—950 °C составляло 0,5 с.
Использовать охлаждение путем теплоотдачи в холодную массу
детали в этом случае было нельзя, так как масса мала. Было
применено искусственное охлаждение интенсивным водяным ду-
шем. Для исключения возможной паузы между импульсным
нагревом и подачей на поверхность детали струй воды включение
подачи воды производилось заранее, одновременно с включением
нагрева, так как предварительные опыты показали, что время
срабатывания системы подачи воды составляет 0,4—0,5 с. В ре-
зультате получен закаленный слой толщиной 0,4—0,5 мм с твер-
достью 63—65 Н R Сэ.
Импульсные режимы нагрева применены при закалке швейных
игл толщиной 0,65—0,9 мм, изготовленных из стали У9. Нагрев
осуществлялся током частотой 12 МГц. Время нагрева 0,5—0,6 с.
Охлаждение — в масле. Структура закалки представляет собой
безыгольчатый мартенсит с твердостью 63—67 HRC3.
Нагрев при больших удельных мощностях может быть исполь-
зован и при непрерывно-последовательном методе поверхностной
закалки. В работе [45] описано применение импульсной закалки
для ряда мелких деталей, в том числе для закалки зубьев ленточ-
ных пил. Пилы изготавливаются из стали с 0,7% Си проходят
предварительную термическую обработку — закалку и отпуск —
для придания необходимых свойств ленточному материалу; твер-
дость после предварительной термической обработки — 58—
60 HRCa. Затем зубья пилы подвергаются вторичной закалке при
218
 ; .......
нагреве током частотой 27 МГн и удельной мощности 10 кВт/см*.
Охлаждение естественное, без применения искусственной охла-
ждающей среды. В результате получена сквозная закалка зубьев
на твердость 68—70 HRCa. Аналогичные результаты получены
в работе [47].
Интересные данные получены в работе [15] при закалке
непрерывно-последовательным методом изделий из стали 65Г.
Созданная авторами оснастка позволила стабильно обеспечить
минимальный зазор между индуктором и нагреваемой поверх-
ностью, сохранить постоянную скорость перемещения детали
относительно индуктора. Применение большой удельной мощ-
ности (20 кВт/см2) и времени нагрева 0,02 с позволило при частоте
тока 440 кГц получить закаленный слой толщиной 1,5 мм. Микро-
твердость закаленного слоя Н50 12 000 МПа.
Закалка непрерывно-последовательным способом может быть
осуществлена при использовании обычных генераторов тока
высокой частоты. При этом частота тока выбирается исходя из
требований по глубине закаленного слоя. Способ охлаждения —
искусственный или за счет теплопередачи в холодную массу
детали — зависит от размеров и конфигурации детали. Нагрев
с большой удельной мощностью может быть применен и при за-
калке на большую глубину током средней частоты, но в этом
случае обязательно применение интенсивного искусственного
охлаждения, так как при толщине нагретого слоя, получаемой при
нагреве током средней частоты (1,5—2 мм и более), отвод теплоты
в холодную сердцевину может быть недостаточно интенсивным.
Результаты, полученные при импульсной поверхностной за-
калке, сопоставимы с результатами лазерной закалки [4]. В ряде
случаев предпочтение имеет индукционный нагрев, так как при
этом методе в пределах закаливаемого слоя температура изме-
няется незначительно и можно легко избежать перегрева поверх-
ностных слоев, в то время как при лазерном нагреве трудно пред-
отвратить оплавление тонкого поверхностного слоя. Это приводит
к нестабильности получаемых результатов. Поэтому лазерная
закалка применяется в тех случаях, когда индукционный нагрев
зоны упрочнения невозможен.
6.9.	ТЕРМИЧЕСКАЯ обработка проката
Высокочастотная, главным образом сквозная, термическая
обработка может с успехом применяться для повышения механи-
ческих свойств различных видов проката, выпускаемого метал-
лургической промышленностью. По сравнению с другими видами
термической обработки (такими, как закалка с прокатного на-
грева, термическая обработка с нагревомв печах и прямым про-
пусканием тока промышленной частот^ высокочастотная обра-
ботка имеет как преимущества, так и недостатки, которые вы-
являются при разработке конкретных технологических процессов.
При определении экономической эффективности применения
219
Таблица 6.2
Механические свойства обсадных труб
различных категорий прочности
Показатели	Группа прочности стали						
	С	Д	к	Е	Л-	м	) р
ав, Н/мм2 а0», Н/мм2 б6, % 610, %	550 320 18 14	650 380 16 12	700 500 12 10	750 550 12 10	800 650 12 10	900 750 12 10	1100 950 12 10
объемной высокочастотной термической обработки следует учи-
тывать целый комплекс факторов. Подсчет только стоимости
энергозатрат говорит, как правило, не в пользу индукционного
метода. Соотношения меняются, если учитываются такие факторы,
как угар и обезуглероживание металлов, исключение операций
травления металла, повышение производительности труда, ста-
бильность качественных показателей, автоматизация процессов,
условия труда и др.
Трубы нефтяного сортамента. Высокочастотная термическая
обработка может быть с успехом использована для повышения
механических свойств стальных труб различного назначения.
Во ВНИИТВЧ изучены возможности высокочастотного улучшения
обсадных и бурильных труб нефтяного сортамента. Проведено
также широкое опробование высокочастотной термической обра-
ботки в промышленности [11].
В настоящее время для труб с категориями прочности групп Д,
Е, Л и М применяют стали, которые примерно соответствуют
маркам 45Г, 36Г2С, 38ХНМ. В табл. 6.2 приведены требования
ГОСТ 632—80* по механическим свойствам для нефтяных обсад-
ных труб. Трубы групп прочности К, Е, Л, М и Р должны быть
подвергнуты термической обработке.
Требования к трубам групп К и Е удовлетворяются при ис-
пользовании стали, состав которой можно условно обозначить
36Г2С, с применением нормализации и отпуска. Требования,
соответствующие группе Л, удовлетворяются при использовании
стали, по составу близкой к стали 38ХНМ, также после нормали-
зации и отпуска.
Для бурения глубоких скважин требуются обсадные и буриль-
ные трубы, по механической прочности соответствующие группам
М и Р, с пределом текучести соответственно 750 и 950 Н/мма.
Такие свойства получают только путем термического улучше-
ния . Термическое улучшение, кроме того, позволяет получать бо-
лее высокие категории прочности у менее легированных сталей.
Опыты по высокочастотному термическому улучшению были
выполнены во ВНИИТВЧ. Производились высокочастотная за-
калка и отпуск труб длиной 2—4 м диаметром 141 и 168 мм при
220
толщине стенок от 8 до 14 мм. Исследовали непрерывно-последо-
вательный метод обработки'при скорости движения 5—12 мм/с.
Для нагрева использовали машинные генераторы с частотой 1000
и 2500 Гц. Длина индуктора, равная 300 мм, при выбранных
скоростях движения определяла время нагрева 30—60 с. Наруж-
ная поверхность трубы охлаждалась водяным душем при помощи
спрейера, создающего вращающийся поток воды. Длина зоны
активного охлаждения составляла 150—170 мм, и, следовательно,
продолжительность активного охлаждения — около 15—20 с.
Расход воды, подаваемой под давлением 0,4—0,5 МПа, составлял
50—60 м3/ч [0,2—0,3 м3/(м2-с)1. Температура нагрева под закалку
в большинстве опытов составляла 850—950 °C. Разность темпе-
ратур между наружной и внутренней поверхностями была не-
велика — не превышала 20°. Микроисследования и измерения
твердости показали, что для сталей 36Г2С, 40Х и 40ХНМ сквозная
закалка обеспечивалась при толщине труб до 14 мм. Для труб
из углеродистой стали (типа 45) сквозная закалка получалась
при толщине стенки до 10 мм.
Отпуск труб производился в том же индукторе при скорости
движения 6,5 мм/с, соответствующей полному времени нагрева
около 60 с. Изучались различные температуры отпуска в пределах
550—700 °C.
Для труб из углеродистой стали после улучшения с отпуском
при температуре 650 °C о0>2 > 750 Н/мм2 при 65 > 14%. Временное
сопротивление находится в пределах <тв = 9004-950 Н/мм2, что
выше требований по группе прочности Л. На рис. 6.17 и 6.18
приведены диаграммы зависимости механических свойств от темпе-
Рис. 6.17. Механические свойства за-
каленных ТВЧ труб нз< сталн типа
36Г2С в зависимости от температуры
отпуска
Рис. 6.18. Механические свойства за-
каленных ТВЧ труб из сталн типа
38ХНМ в зависимости от температуры
отпуска
221
ратуры отпуска для стали марок 36Г2С и 38ХНМ. Для стали! 36Г2С
после улучшения с отпуском при температуре 625°C o0j2>820 Н/мма,
ств > 9504-1000 Н/мма при- 66 = 13%, что удовлетворяет тре-
бованиям по группе прочности М. Еще более высокие свой-
ства получены после высокочастотного улучшения труб из
стали, соответствующей марке 38ХНМ. После закалки и отпуска
при температуре 620—650 °C ов > 1100 Н/мма, о012 > 1000 Н/мма
при 65 = 124-15%. Эти свойства соответствуют требованиям
ГОСТ 632—80* на трубы высшей группы прочности Р.
Промышленное внедрение высокочастотной закалки труб было
проведено на Таганрогском металлургическом заводе, на котором
при помощи ВНИИТВЧ была создана мощная установка для
закалки труб диаметром 168 мм и длиной 9—12 м при толщине
стенок 7—14 мм.
Для нагрева труб под закалку и отпуск использовались три
высокочастотных машинных генератора с частотой тока 2500 Гц
общей мощностью 300 кВт. Температура измерялась радиацион-
ными пирометрами ТЭРА-50. Температура закалки составляла
850—950 °C, температура отпуска — 600—650 °C. Скорость дви-
жения изменялась от 10 до 14 мм/с для труб с толщиной стенки
7—8 мм, от 6 до 7 мм/с — для труб с толщиной стенки 12—14 мм.
Параметры спрейера обеспечивали длину зоны активного
охлаждения 150—170 мм. Расход закалочной воды находился
в пределах 50—70 м3/ч при давлении до 1,0 МПа, что соответствует
удельному расходу 0,2—0,3 м3/(м2-ч).
На равномерность распределения температуры сильно влияет
разностенность труб: тонкие места нагреваются до более высокой
температуры, чем толстые. При разностенности 1—2 мм разность
температур не превышала 40°, при разностенности 3—5 мм, не
соответствующей требованиям ГОСТа, разность температур дости-
гала недопустимых величин (100° и больше). Разностенность труб
приводила к деформациям, превышающим допустимые значе-
ния по ГОСТу. Трубы требуют «теплой» правки после отпуска.
Расход электроэнергии составлял 300 кВт-ч/т для закалки и
150 кВт-ч/т для отпуска.
При закалке опытной партии труб из углеродистой етали
(типа 45Г) получены следующие механические свойства: ов =
= 9004-950 Н/мм2, о0>2 = 7004-800 Н/мм2 и 66 = 12,54-16,5%,
что соответствует требованиям к трубам категории Л. Колебания
значений ов и о0>2 в различных местах трубы не превышают
40 Н/мм2, а колебания значений удлинения — 2—3%. В трубах
из стали 45 сквозная закалка на мартенсит обеспечивается при
толщине стенки 7—9 мм. При большей толщине стенки на глубине
6—7 мм от поверхности появляются включения феррита, что, одна-
ко, не приводит к существенному снижению механических свойств.
Следует отметить, что расход закалочной вода при опытной
закалке труб был много меньше того, который используется при
интенсивной закалке деталей машин, а именно: 0,2—0,3 вместо
222
1,0—1,5 м®7(м’-ч). При наличии соответствующих резервов впита
можно существенно увеличить интенсивность охлаждения и ма-
ксимальную толщину стенок трубы из углеродистой стали, которая
может быть закалена на мартенсит. По расчету эта толщина может
достигать 12 мм.
Были проведены также опыты на трубах диаметром 168 мм
и о толщиной стенки 7—8 мм из малоуглеродистой стали типа
марки 25 о 0,22—0,27% С, 0,4—0,5% Мп и 0,2—0,3% Si. При
температуре закалки 980—1020 °C, охлаждении энергичным душем
и отпуске при температуре 530—575 °C были получены механи-
ческие свойства, соответствующие трубам категории Л: ов —
= 8204-900 Н/мм2, сг0>а = 7004-780 Н/мм2, 66 = 164-13%. Тол-
щина стенки 7—8 мм является, вероятно, предельной для полу-
чения сквозной прокаливаемости для этой стали. При такой
сравнительно небольшой толщине стенки трубы сталь марки 25
при несколько пониженной температуре отпуска дает сочетание
свойств, близкое к свойствам стали 45. Все изложенное позволяет
считать, что высокочастотное улучшение является перспективным
методом повышения качества труб нефтяного сортамента.
В работах К. Ф. Стародубова и А. Ф. Сиухина изучено вли-
яние сквозной закалки с нагревом ТВЧ на свойства тонкостенных
электросварных труб из малоуглеродистой стали Юсп. Опыты
проводились на трубах диаметром 40 мм при толщине стенки
1,5 мм и длине до 5 м. На ламповом генераторе при частоте
70 кГц наилучшие результаты получены при нагреве до темпера-
туры 1000 °C со средней скоростью 220 °С/с и резком душевом
охлаждении до 600—700 °C. Было обеспечено получение труб без
отслаивающейся окалины с повышенными механическими свой-
ствами. На плавке с 0,14% С, 0,3% Si и 0,49% Мп при температуре
окончания душевого охлаждения 600 °C получили ов = 450 Н/мм2
при 610 = 26% и ф = 60%. При быстром душевом охлаждении
до 300 °C наблюдалось резкое повышение временного сопротивле-
ния при существенном уменьшении пластичности (ов = 1000 Н/мм2,
610 = 7%, ф = 35%).
Арматурные стержни. Термическая обработка может суще-
ственно повышать механические свойства арматурных стержней
периодического проката, предназначенных для использования
в предварительно напряженных железобетонных конструкциях.
В табл. 6.3 приведена классификация стальных стержней для
обычной (A-I, А-П, А-Ш) и предварительно напряженной (At-IV>
At-V, At-VI, At-VII) арматуры.
Возможны различные методы термической обработки периоди-
ческого проката для арматурных стержней: закалка с прокатного
нагрева с последующим отпуском или без него; закалка и отпуск
с нагревом в печах; закалка и отпуск*с применением электро-
контактного и высокочастотного нагрева. Некоторые из них,
в частности термическая обработка с контактным нагревом, уже
получили довольно значительное распространение.
223
Таблица 6.3
Классификация арматурных стержней
Класа	®в	°...	6., %	Угол эаги'	Радиус
	Н/мм*			ба, град .	
прочности					оправки
		Не	менее		
A-I	380	240	25	180	0,54
А-П	500	300	19	180	
A-III	600	400	14	90	34
A-IV	900	600	6	45	
Ат-IV*	900	600	8		
At-V	1050	800	7	45	54
Ат-VI	1200	1000	6		
Ат-VII	1400	1200	5		
Примечание. Буква т в классе прочности показывает, что указанные
свойства достигаются после термической обработки; d — диаметр стержня.
Таблица 6.4
Химический состав н механические свойства
арматурной стали в состоянии поставки
	Химический состав, %				Механические свойства			
Марка стали	с	Мп	Si	Сг	°в	°0,2	б.	61»
								
					Н/мм*		%	
35ГС	0,34	0,94	0,70			660	420	26	18
30ХГ2С	0,28	1,33	0,74	0,72	930	600	15	11
65Г	'	0,64	1,05	0,31	—	860	460	15	11
Высокочастотный нагрев позволяет получить более высокие
механические свойства по сравнению с другими методами, а также
создает возможность организации непрерывного процесса обра-
ботки. Несмотря на то что для ее осуществления требуется отно-
сительно сложное оборудование и расходуется электроэнергия
в количестве 500—800 кВт-ч/т, высокочастотная обработка может
оказаться экономически выгодной за счет уменьшения расхода
арматурной стали, а также за счет повышения однородности
свойств и надежности конструкций.
Во ВНИИТВЧ Е. П. Евангуловой изучено влияние условий
нагрева и охлаждения на структуру и свойства образцов и натур-
ных стержней длиной до 6 м, включая статистическую обработку
материалов, произведено испытание железобетонных конструкций
с арматурой, прошедшей высокочастотное улучшение [9].
Упрочнению подвергалась арматура в виде пёриодического проката
диаметром от 12 до 32 мм из легированной стали марок 35ГС,
30ХГ20, 65Г (табл. 6.4) и из углеродистой стали обыкновенного
качества марок Ст4 и Ст5,
224
Рис. 6.19. Механические свой-
ства закаленной ТВЧ арматуры
из стали 35ГС при различной
температуре отпуска
Рис. 6.20. Механические свой-
ства закаленной ТВЧ арматуры
из стали 30ХГ2С при различ-
ной температуре отпуска
Интересные данные получены при высокочастотной термиче-
ской обработке стержней легированной стали марок 35ГС, 30ХГ2С
после закалки и отпуска при высокочастотном нагреве.
Механические свойства изучались путем испытаний на растя-
жение кусков арматуры длиной 450—700 мм (натурные образцы),
а также и точеных образцов. В последнем случае значения меха-
нических свойств получаются более высокими.
На рис. 6.19 приведен график влияния температуры отпуска
на механические свойства натурных образцов из стали 35ГС,
на рис. 6.20 — аналогичный график для стали 30ХГ2С. При
температуре отпуска 500—550 °C на натурных образцах получены
значения ав = 1000-7-1100 Н/мм2 для стали 35ГС, ов = 11504-
4-1350 Н/мм2 для стали 50ХГ2С, сг0>2 = 8504-920 Н/мм2 для стали
35ГС и а0>а = 11004-1120 Н/мм2 для стали 30Г2С при б6 =124-
4-13%. Эти свойства удовлетворяют требованиям класса проч-
ности арматуры Ат-V, а по значению предела текучести арматура
из стали 30ХГ2С удовлетворяет требованиям класса прочности
Ат-VI при значительном запасе по удлинению.
Большая партия стержней длиной 6 м и диаметром 14 и 25 мм
из стали 35ГС после высокочастотной обработки испытывалась
в НИИ железобетона и. ЦНИИ строительных конструкций, и
в 95% случаях получены свойства, отвечающие классу At-VI
и только в 5%, — классу At-V.
Высокочастотное термическое улучшение значительно умень-
шает склонность стали к хрупкому разрушению. Ударная вяз-
кость стали 35ГС при комнатной температуре находится в пре-
делах 70—180 Дж/см2 (рис. 6.21), а при температурах —604—80 °C
имеет величину не менее 50 Дж/см2 (ри$* 6.22).
Е. П. Евангулова и Г. Ф. Головин показали, что высокие
механические свойства могут быть получены также при нескНоз-
ной обработке арматуры из сталей 35ГС и 65Г [111. При диаметре
стержней 22 и глубине слоя 4 мм, что соответствует закалКе при-
Рнс. 6.21. Ударная вязкость
закаленной ТВЧ арматуры
нз стали 35ГС в зависимости
от температуры отпуска:
1 « до старения; 2 —< после
старения
КС U, Дж/см2
Рнс. 6.22. Ударная вязкость
сталн 35ГС при различной тем-
пературе испытания:
1 — высокочастотное улучшение;
2 — без термической обработки
мерно 60% сечения при отпуске в интервале температур 470—
530 °C, получены значения ов == 1050-4-1100 Н/мм2, <т0)2 = 820-4-
-4-900 Н/мм2 при 68 = 8-4-10%, которые отвечают требованиям
и арматуре класса Ат-V. Большими преимуществами несквозной
обработки являются существенная экономия электроэнергии,
а также отсутствие трещин при закалке высокоуглеродистой стали
65Г, которых при сквозной закалке полностью избежать не
удается.
Относительно большее повышение механических свойств до-
стигнуто при высокочастотной сквозной и поверхностной обра-
ботке углеродистой стали Ст4, и особенно Ст5. При высокочастот-
ной закалке этих сталей значительную, а возможно решающую,
роль играет равномерное и резкое охлаждение душем. Если для
низколегированных сталей 35ГС и 30ХГ2С даже охлаждение
в воде погружением приводит практически к сквозной закалке
арматуры диаметром до 20 мм, то для углеродистой стали Ст5,
и особенно Ст4, полная закалка таких сечений при охлаждении
в воде погружением невозможна. Вследствие этого в сердцевине
появляются в больших количествах, вплоть до 100%, продукты
немартенситного превращения. При высокочастотной обработке
возможно получение полной или почти полной закалки (50%
мартенсита) в сечениях, гораздо больших чем при других методах
закалки.
На стержнях диаметром 14 и 12 мм из стали Ст5 после высоко-
частотной закалки и отпуска получены значения ов = 1050-4-
-4-1200 Н/мм2, о0,а = 800-4-1000 Н/мм2 при 68 = 10-4-13%. Стержни
диаметром 14 и 12 мм после высокочастотной обработки удовлет-
воряют требованиям класса прочности Ат-V при условии отпуска
при 400—450 °C для плавок о содержанием углерода иа нижнем
226
пределе и отпуска при 500—630 °C для плавок о содержанием
углерода в стали на верхнем пределе. Относительное удлинение
и угол загиба во всех случаях выше нормй. У углеродистой стали,
как и у легированной, после высокочастотной термической обра-
ботки получены высокие значения ударной вязкости при пони-
женных температурах.
Существенное повышение общей прочности получено при не-
сквозной закалке арматуры из стали Ст4сп.
Лучший результат получен при закалке 50% сечения стержня.
Временное сопротивление, определенное путем разрыва натурного
образца, достигает 700 Н/мм2, условный предел текучести —
500 Н/мм2 при относительном удлинении около 10%. Полученные
свойства отвечают классу прочности А-П1. Предел текучести
сечения при иесквозной закалке увеличивается в 2 раза.
Арматура из упрочненной при помощи высокочастотной обра-
ботки стали Ст5 была испытана в железобетонных плитах. При
этом прутки диаметром 12 мм из упрочненной стали вполне за-
меняют прутки диаметром 14 мм из сырой, термически не обрабо-
танной стали, что ведет к экономии металла около 30%.
Расход энергии при высокочастотной обработке арматуры
может быть существенно уменьшен при использовании остаточной
теплоты после прокатки. В этом случае нагрев под закалку следует
начинать при температуре прутков 500—600 °C. Современные
методы контроля температуры и автоматизации позволяют осу-
ществить этот процесс в промышленных масштабах.
Опыт эксплуатации железобетонных конструкций с термически
упрочненной арматурой (закалка с использованием прокатной
теплоты) показал, что термически упрочненная арматура в напря-
женном состоянии обладает пониженной стойкостью против атмо-
сферной коррозии. Для повышения коррозионной стойкости
ВНИИТВЧ совместно с ВНИИжелезобетоиа освоили на Макеев-
ском металлургическом заводе поверхностный высокочастотный
отпуск. Нагрев током 10 кГц осуществляется иа глубину 0,5—
1,0 мм до температуры, не превышающей Асх. Время нагрева —
доли секунды. В результате такого отпуска несколько снижается
прочность, не выходя иа нижний предел для данного класса арма-
туры. Относительное равномерное удлинение возрастает в 1,5—
2 раза. Стойкость против, коррозии приближается к стойкости
термически не обработанной стали.
Сортовой прокат. Объем промышленного внедрения высоко-
частотной термической обработки проката и области его примене-
ния достаточно и подробно освещены в работе [43]. Наибольшее
распространение находят: рекристаллизационный отжиг; отжиг
инструментальной и шарикоподшипниковой сталей на зернистый
перлит; циклическая термическая обрй&этка; нормализация, за-
калка ц отпуск автоматных сталей; высокотемпературная терми-
ческая обработка аустенитно-мартенситных и аустенитных
дисперсионно-твердеющих сталей. Здесь рассмотрены некоторые
227
процессы, наиболее типичные для высокочастотного метода тер-
мической обработки.
При калибровке прутков из стали типа ШХ15 и ШХ15СГ сте-
пень деформации, равномерная по всему сечению прутка, не пре-
вышает 15%. По технологической инструкции Златоустовского
металлургического завода (ЗМЗ) рекристаллизационный отжиг
прутков при такой степени деформации должен осуществляться
в камерных термических печах в стальных трубах из коррозионно-
стойкой стали, что связано с большой затратой ручного труда
и расходом легированной стали.
Эксперименты, проведенные во ВНИИТВЧ, показали, что
для этой цели целесообразно применение индукционного нагрева.
Оптимальной температурой отжига при этом является температура
750—780 °C, т. е. температура, близкая к температуре потери
сталью ферромагнитных свойств (точка Кюри). При правильном
выборе частоты тока в зависимости от диаметра прутка в процессе
нагрева температура самопроизвольно стабилизируется вблизи
точки Кюри и при этой температуре легко осуществляется изо-
термическая выдержка. При использовании частоты тока, отлич-
ной от оптимальной для данного диаметра прутка, изотермическая
выдержка может быть обеспечена путем регулирования подводи-
мой мощности. На основании полученных данных, а также по
результатам экспериментов на ЗМЗ [43] установлен режим от-
жига прутков: скорость нагрева 10—20 °С/с; температура изо-
термической выдержки 780—800 °C в течение 80—150 с; охлажде-
ние на воздухе.
Во ВНИИТВЧ разработано и внедрено на металлургических
заводах несколько типов установок для рекристаллизационного
отжига калиброванной шарикоподшипниковой стали. Имеются
собственные заводские разработки. На базе этих печей
ВНИИТВЧ разработана модернизированная индукционная двух-
ручьевая печь ИТ-1500/8, предназначенная как для рекристалли-
зационного отжига калиброванной шарикоподшипниковой стали,
так и для других видов термической обработки. Каждый ручей
состоит из загрузочного стеллажа, комплекта индукторов
(до 10 шт.), охлаждающей системы. Схема питания индукторов
током высокой частоты (8 кГц) позволяет устанавливать раз-
личные режимы нагрева по заданной кинетике нагрева. При
рекристаллизационном отжиге шарикоподшипниковой стали ма-
ксимальная мощность подается в первые два индуктора, при про-
хождении которых достигается температура, близкая к заданной.
При проходе остальных индукторов поддерживается температура
изотермической выдержки. В табл. 6.5 приведена кинетика на-
грева прутков различного диаметра в индукционной печи
ИТ-1500/8, полученная при промышленном режиме на ЗМЗ.
Промышленная проверка подтвердила технико-экономическую
целесообразность применения нагрева токами высокой частоты
для рекристаллизационного отжига шарикоподшипниковой
228	'

,i	 ЭДдов 6.S
Изменение температуры поверхности	.	;
прутков стали ШХ15 при прохождении через печь ИТ-1600/8 (43J
Диаметр прутка, мм	№ индуктора									Ско- рость, м/мии
	2	3	4	5	6	7	8	е	10	
25	720	775	790	790	790	790	795	790	790	6
30	720	780	795	780	780	780	785	790	790	5
42	720	770	780,	770	770	770	775	785	790	4
52	750	780	805	780	780	780	785	785	795	3
стали. Качество материала повышается за счет стабильного полу-
чения однородных свойств рекристаллизационного металла; ис-
ключается возможность перегрева благодаря широким возмож-
ностям стабилизации режима нагрева и автоматизации технологи-
ческого процесса; исключается из технологического цикла тяжкий
ручной труд.
Термическая обработка аустенитной и аустенитно-марТеНсит-
ной стали должна производиться при иагреве до температуры
1050—1100 °C. При таких условиях нагрева индукционный метод
имеет преимущества перед нагревом в печах, так как последние
часто выходят из строя из-за отсутствия надежных материалов
для нагревателей и футеровки. Поэтому при нагреве в печах
температуру закалки часто снижают до 900—950 °C, что отра-
жается на качестве металла. При этом свойства отдельных прутков
в пределах садки могут сильно отличаться вследствие неоднород-
ности охлаждения. Индукционный метод, позволяющий осуще-
ствить однородный нагрев и индивидуальное охлаждение каждого
прутка, позволяет получить высокие свойства обрабатываемого
металла. Закалка прутков диаметром 25 мм из стали
12Х18Н10Т производилась на индукционной печи ИТ-1500/8.
Температура закалки была в пределах 1150—1180 °C. Средняя
скорость нагрева равна 8 °С/с. Общее время нагрева — около
10 мин. Охлаждение — на воздухе. Исследования показали, что
закаленная по такому режиму сталь 12Х18Н10Т приобретает
механические свойства, -Соответствующие требованиям ГОСТа
(ав 640 МПа, 610	53%), и обладает высокой стойкостью про-
тив межкристаллической коррозии.
Аналогичные результаты получены и при закалке стали
30Х13Н7С2. Закалка прутков этой стали о нагревом в индук-
ционной печи ИТ-1500/В обеспечивает получение однородной
аустенитной структуры с твердостью 255 НВ. Такие резуль-
таты получены при нагреве до 1130—*1150 °C в течение 1,5 Йин
и охлаждении на воздухе.	..	.	« ,
Высокие требования по однородности мехадйческих свойств
предъявляются к сталям аустевитно-мартерсцтн0го кддсСа. Только
при однородной структуре аустенита можно получить нужные
свойства после дисперсионного твердения. Применение индук-
ционного нагрева стали 10X11H23T3MP позволило удовлетво- ;
рить этим требованиям. Оптимальным режимом явился нагрев
до 1050—1080 °C при скорости нагрева 10 °С/с и охлаждении
на воздухе.
Железнодорожные рельсы. Износ и смятие являются важней-
шими причинами, вызывающими необходимость замены рельсов
и, следовательно, снижающими срок их службы.
Опыт эксплуатации показывает, что повышение твердости
головки рельса до 300—400 НВ приводит к уменьшению смятия
и изнашивания в 1,5—2 раза. Дальнейшее повышение твердости
хотя и полезно для уменьшения смятия и изнашивания, тем не
менее нежелательно вследствие повышения хрупкости рельсов.
Так как износ и смятие наиболее часто наблюдаются на концах
рельсов, у стыков, высокочастотная поверхностная закалка в пер-
вую очередь была использована для их упрочнения.
Для упрочнения концов рельсов существуют два основных
способа: закалка с прокатного нагрева с самоотпуском и закалка
с высокочастотным нагревом. Способ высокочастотной поверхно-
стной закалки концов рельсов был предложен проф. В. П. Волог-
диным и разработан во ВНИИТВЧ под его руководством [3].
Р,ельсы изготовляют из стали, содержащей 0,6—0,8% С, 0,6—
1,0% Мп, 0,13—0,28% Si, менее 0,04% Р и менее 0,05% S. Рельсы
после прокатки не проходят общей термической обработки, кроме
замедленного охлаждения для борьбы с флокенами.
Согласно проведенным исследованиям, для упрочнения стыков
требуется поверхностная закалка участков длиной 150 мм по всей
ширине головки рельса на глубину 5—10 мм. Наилучшей струк-
турой, обеспечивающей сочетание повышенной износостойкости
и вязкости слоя, является структура сорбита закалки.
Учитывая большую требуемую глубину слоя, для закалки
концов рельсов необходимо применять сравнительно низкие ча-
стоты (500—2000 Гц) и, следовательно, машинные генераторы или
тиристорные преобразователи частоты.
На одном из заводов для высокочастотной поверхностной за-
калки концов рельсов используются машинные генераторы мощ-
ностью 30 кВт и частотой 500 Гц. Закалка конца производится по
методу одновременного нагрева в течение 60—65 с с последующим
душевым охлаждением водомасляной эмульсией в течение 30—
35 с. Температура нагрева у поверхности рельса достигает 840—
850 °C, т. е. несколько выше нормальной для данной стали в усло-
виях медленного нагрева, что обеспечивает достижение закалочной
температуры на сравнительно большой глубине. Получение необ-
ходимой твердости на первых этапах вызывало трудности, так как
излишне резкое и продолжительное охлаждение водяным душем
приводило к получению нежелательной структуры мартенсита,
излишне высокой твердости (60 HRCg и выше), а также к образо-
230
ванию закалочных трещин. Снижение
твердости и получение необходимой
структуры при освоенном методе до-
стигнуты за счет уменьшения резко-
сти и длительности охлаждения. По-
лучаемая структура характеризуется
как сорбит закалки, но в действитель-
ности на поверхности может содер-
жать также продукты отпуска бей-
нита и мартенсита, полученные после
окончания душевого охлаждения за
счет разогрева теплотой из более глу-
боких слоев (самоотпуска).
Д. С. Казарновский и др.
(УкрНИИмет) изучали сопротивле-
ние изнашиванию образцов рельсо-
Рис. 6.23. Изменение ударной
вязкости по глубине головки
рельса до высокочастотного уп-
рочнения (2) н после него (/)
вой стали без высокочастотной поверхностной закалки и после нее
[9]. Исследование, проведенное на машине Савина, показало, что
поверхностная закалка на твердость 350 НВ уменьшает износ стали
по сравнению с исходным состоянием приблизительно в 2 раза.
Очень большое значение для рельсов имеет их склонность
к хрупким разрушениям, особенно в условиях низких температур.
В связи с общей тенденцией к повышению хрупкости при повыше-
нии твердости можно было бы ожидать повышения хрупкости
рельсов при поверхностной закалке. Однако высокочастотная
поверхностная закалка кроме повышения твердости приводит
к сильному размельчению зерен и получению структуры сорбита,
вследствие чего хрупкость не увеличивается, а наоборот, суще-
ственно уменьшается. На рис. 6.23 приведены кривые зависимости
ударной вязкости от величины расстояния х от поверхности
головки рельса до места разрыва образца после высокочастотной
закалки и незакаленного рельса. Отмечается существенное по-
вышение ударной вязкости при отрицательных температурах
(до -60 °C).
Эксплуатационные испытания рельсов с высокочастотной по-
верхностной закалкой концов, проведенные О. Н. Усковой, пока-
зали их существенное преимущество по сравнению с сырыми
незакаленными рельсами |91,
В настоящее время в промышленности осуществляется терми-
ческое упрочнение рельсов по всей длине. Применяются объемная
закалка в масле с последующим отпуском, высокочастотная по-
верхностная закалка головок по всей длине, поверхностная
закалка водяным душем после печного нагрева. Каждый из этих
способов имеет свои преимущества и недостатки.
Использование высокочастотной поверхностной закалки
головок рельсов создает ряд преимуществ. Возможно использо-
вание более высокой твердости поверхности вследствие наличия
мягких незакалениых полки и подошвы рельса. Возможно повы-
231
шение стойкости рельсов за счет сжимающих напряжений в рабо-
чей части головки. Деформация рельсов более закономерная
и происходит в основном в вертикальной плоскости. Деформация
и напряжения могут быть уменьшены путем предварительного
прогиба.
В работе [36] приведены некоторые результаты исследований
возможности высокочастотной поверхностной закалки головки
рельсов по всей длине. Опыты проводились во ВНИИТВЧ и на
заводе «Азовсталь». При закалке головок рельсов длиной 12,5 м
использовали метод непрерывно-последовательного нагрева. Об-
щая длина индуктора из трех секций достигала 1050 мм. Нагрев
производился от машинных генераторов на частоте 2500 Гц при
мощности 400 кВт. При скорости передвижения рельса 26 мм/с
время нагрева каждого участка поверхности составило около
50 с. В первых опытах охлаждение рельса производилось при
помощи спрейеров водой, нагретой до 35—40 °C. Обеспечивался
самоотпуск закаленного слоя на твердость 300—350 НВ. В ре-
зультате закалки на поверхности получался слой сорбита отпуска
глубиной 8—9 мм. Общая глубина слоя с повышенной твердостью
составляла 10—12 мм.
Испытание рельсов, закаленных по описанному режиму, по-
казало недостаточное повышение контактной прочности. Это
можно было объяснить недостатками в структуре закаленного
слоя. По-видимому, в данном случае, как и при закалке концов
рельсов, предпочтительнее получение структуры сорбита за-
калки. Сорбит закалки в поверхностно закаленном слое может
быть получен путем снижения интенсивности охлаждения. Раз-
работаны системы охлаждения при помощи форсунок, подающих
на нагретую поверхность водовоздушную смесь. При непрерывно-
последовательном способе закалки с помощью форсуночного
охлаждения условия охлаждения можно приблизить к изотерми-
ческим. Такой режим охлаждения получается при интенсивном
душе в начальный период и последующем снижении количества
воды, подводимой к форсунке.
Благодаря предварительному изгибу рельса в процессе за-
калки можно получить рельсы с прогибом, укладывающимся
в заданные пределы.
На основе выполненных во ВНИИТВЧ исследований на заводе
«Азовсталь» по проекту Уралмашзавода создан опытно-промыш-
ленный агрегат производительностью 25 т/ч рельсов типа Р65.
Эксплуатационные испытания поверхностно закаленных рельсов
на опытном кольце ЦНИИМПС и на железнодорожных линиях
с высокой грузонапряженностью показали повышение их стой-
кости по сравнению с незакаленными более чем в 3 раза [38]. Это
дало основание для создания промышленного агрегата и органи-
зации на заводе «Азовсталь» массового выпуска поверхностно
закаленных железнодорожных рельсов типа Р50, Р65 и Р75 [30].
Технологически процесс включает» стыковку рельсов в непрерыв-
232	f''
ную нить; упругий изгиб выпуклостью на головку; индуийй«ЙЙ®ЙРл
нагрев головки током 2,46 кГц, охлаждение водовоздушной смесью
до 250—300 °C; самоотпуск для снятия напряжений, окончатель-
ное охлаждение рельсов водой и их расстыковку. Стыкованная
нить рельсов движется под индуктором и охлаждающей системой
со скоростью 36—44 мм/с в зависимости от типа рельса и требу-
емой глубины прогрева. Температура поверхности 980—1020 °C,
температура самоотпуска 500—600 °C. В результате выпускаются
рельсы со следующими техническими характеристиками:
Твердость головки рельса НВ ...................... 341—388
Глубина закаленного слоя, мм, до твердости 32 HRCa,
не менее.......................................... 11—13
Структура закаленного слоя .......................... Сорбит
закалки
Гарантируется увеличение эксплуатационно^ стойкости
в 1,5 раза и надежности в 1,75 раза.
Дальнейшее повышение стойкости рельсов возможно путем
повышения твердости головки до 400 НВ и выше. Разработанная
технология поверхностной закалки водовоздушной смесью
не может обеспечить получения таких свойств, так как при интен-
сификации охлаждения, обеспечивающей получение высокой
твердости, в структуре закаленного слоя появляются участки
сорбита отпуска, что, как показали исследования, снижает удар-
ную вязкость слоя и уменьшает живучесть рельса.
В работе [31 ] предложена новая технология поверхностного уп-
рочнения рельсов из высокоуглеродистой (0,75—0,85% С) эконом-
но-легированной стали. Рельсы подвергаются объемной закалке
с нагревом в печи и охлаждением в масляной ванне. Закаленные
рельсы подвергаются объемному отпуску в печи на твердость
430—480 НВ и дополнительному отпуску подошвы и шейки нагре-
вом токами высокой частоты до 650—750 °C на твердость
260—320 НВ.
6.10.	ТЕРМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА СВАРНЫХ ТРУБ
В настоящее время на заводах по производству труб приме-
няют два вида термической обработки-сварных труб большого
диаметра: локальную (ЛТО), при которой термической обработке
подвергается сварной шов и зона термического влияния, и объем-
ная термическая обработка (ОТО) всего сечения трубы.
Специфика построения технологического процесса ЛТО по-
зволяет наиболее эффективно применить нормализацию, т. е.
применить естественное охлаждение нагретой зоны за счет излу-
чения и, главным образом, за счет теплоотвода в ненагретую массу
трубы. При такой технологии добиваются улучшения механиче-
ских свойств зоны сварки, не влияя на свойства трубы в целом.
Во' ВНИИТВЧ им. В. П. Вологдина спроектированы и изготов-
233
лени установки для локальной термической обработки (ИТ1-630/1,
ИТ-1600/1 и ИТ-3200/1), которые опробованы и внедрены на Волж-
ском трубном заводе при производстве спирально-шовных труб
диаметром 630—1420 мм, получаемых дуговой электросваркой.
Удовлетворительные результаты получены рри определенных
температурно-временных условиях [11 ]. Время нагрева, обеспе-
чивающее перепад температуры по сечению стенки, не более
50 °C; определяется оно эмпирическим соотношением; тнагр =
— (0,40-4-0,45) б2, где б — толщина стенки трубы. Температура
нагрева для распространенных марок стали 15ГСТЮ, 17Г1С и
других колеблется в пределах 900—1100 °C и устанавливается
экспериментально по результатам испытаний. Скорость охлаж-
дения локально нагретой зоны зависит от температуры нагрева и
ширины нагретого участка. Для обеспечения скорости охлажде-
ния в зоне сварки, при которой в результате образуется струк-
тура стали, близкая к равновесной, ширина зоны нагрева должна
быть больше зоны термического влияния в 1,3—1,5 раза.
После локальной нормализации ударная вязкость металла
существенно возрастает как в зоне сплавления, так и в зоне тер-
мического влияния. Так, в наплавленном дуговой сваркой ме-
талле ударная вязкость при температуре —20 °C возрастает от
10—30 Н-м/см2 в исходном состоянии до 60—80 Н.м/см2 после
ЛТО; при температуре —40 °C — от 10—15 Н.м/см2 до 50—
70 Н.м/см2. В районе линии сплавления ударная вязкость при
температуре —40 °C возрастает от 10—20 Н.м/см2 до 40—
50 Н.м/см2 после ЛТО. Свойства металла в зоне термического
влияния приближаются и даже несколько превосходят свойства
основного металла, не подвергавшегося термической обработке.
При объемной термической обработке применяют, как пра-
вило, улучшение, т. е. закалку и высокий отпуск. ВНИИТВЧ
совместно с Волжским трубным заводом разработал технологию
и создал опытную установку мощностью 2500 кВт. Опытные трубы
выдержали стандартные испытания на прочность, что свидетель-
ствует о возможности этого метода улучшения. Однако стабиль-
ности получаемых свойств не было достигнуто. Это связано в пер-
вую очередь с тем, что исходное состояние структуры основного
металла и сварного соединения сильно различаются: основной
металл имеет структуру нормально отожженной малоуглероди-
стой стали, а структура наплавленного металла крупнозернистая,
с ярко выраженной структурой Видманштедта. При нагреве под
закалку температура в этих зонах должна быть разной и отличаться
на 100—150 °C, что трудно осуществить даже при одновременном
индукционном нагреве. В связи с этим ВНИИТВЧ совместно
с Волжским трубным заводом разработал различные комбини-
рованные способы термической обработки сварных труб Ч
1 См. МиТОМ. — 1987. — № 8. — С. 23—25.
234
Один из вариантов комбинированной термической обЬавЗ&я
совмещает два процесса непрерывно-последовательным способом.
Сначала плоский индуктор нагревает сварное соединение до тем-
пературы (1200±20) °C; нагретую зону подстуживают душем
малой интенсивности до 200—150 °C, затем в цилиндрическом
индукторе нагревают всю трубу до температуры аустенитизации
основного металла, охлаждают сильным душем и подвергают
высокому отпуску. В табл. 6.6 приведены результаты испытания
механических свойств труб, изготовленных из стали 17ПС и обра-
ботанных этим методом (способ 1). Как видно из приведенных
данных, свойства основного металла и шва близки. Однако общая
пластичность их находится на сравнительно низком уровне.
Более высокие значения пластичности могут быть получены
при незначительном изменении приведенной выше схемы. Пред-
ложенный режим (способ 2) позволяет добиться повышения пла-
стичности и вязкости за счет незначительного снижения прочно-
сти. По способу 2 повторный нагрев в цилиндрическом индукторе
осуществляется с таким расчетом, чтобы температура полной
аустенитизации стали (1000 °C) достигалась не по всему сечению
стенки, а только на глубину 3—4 мм (при толщине стенки 10 мм).
Результаты испытания механических свойств труб из стали 17Г1С
после термообработки по способу 2 также приведены в табл. 6.6.
Сравнение результатов, полученных при термообработке, пока-
зывает, что относительное удлинение стали, обработанной по вто-
рому способу, выше в 1,5 раза, а ударная вязкость KCU увели-
Мехаиические св ойства труб
после комбинированной термической обработки
Таблица 6.6
Размер трубы , мм		а0.2	в„ %	КС U, Дж/см*
	Н/мм1			
		Способ 1		
1020X10	7757—805	550—570	15—18	50—70
	735—765	—		50—75
			Способ 2	
1020х10	690—725- ’	490—530	-22—26	70—80
	700—735		—	60—80
			Способ 3	
1020 x9 1020X12	705—715	490—710	19—22	40—50
	627—705 645—695	460—480	18—24	50—80 55—65
	665—685	—	—	55—80
Примечание. В числителе приведены свойства основного метал’ла, в
знаменателе — сварного шва.
235
чивается на 15—18 %. При этом прочность снижается на 10—
15 %. В воне сварного соединения прочностные свойства не-
сколько выше, чем у основного металла трубы.
Наиболее перспективным является по-видимому способ 3
[а. с. 742474 (СССР)]. По этому способу сначала производится
локальный нагрев зоны сварного соединения до температуры
650—750 °C, затем сразу осуществляется объемный нагрев всей
трубы в цилиндрическом индукторе до температуры 950—1000 °C,
что достаточно для аустенитизации направленного металла. При
этом температура основного металла будет на 50—100 °C ниже.
После нагрева следует интенсивное охлаждение душем для за-
калки и последующий высокий индукционный отпуск при темпе-
ратуре 700—750 °C. Результаты испытания механических свойств
труб из стали 17Г1С после термообработки по способу 3 также
даны в табл. 6 6. Как видно из приведенных данных, свойства ос-
новного металла и зоны сварного шва почти не различаются и на-
ходятся на достаточно высоком уровне. Способ 3 технологически
наиболее прост, что придает ему определенные преимущества
в производственных условиях.
список
1.	Алексеенко В. В., Лифшиц С. Л. Индукционный нагрев при термической
обработке стали. — М.: Обороти, 1953. -263 с. ‘ F И
2.	Бодяко М. И., АстапчикС. А., Ярошевич Г. Б. Термокииетика рекристал-
лизации при иеизотермическом нагреве. — Минск: Наука и техника, 1968. —
252 с.
3.	Вологдин В. П. Поверхностная индукционная закалка.—М.: Оборои-
гиз, 1947. — 291 с.
4.	Выбор параметров лазерного нагрева углеродистых сталей для получе-
ния заданной глубины закалки/Е. А. Дубровская, Г. В. Конецкий,
В. С. Крапошнн, И. В. Роди н//МиТОМ. — 1986. — № 9. — С. 53—57.
5.	Гедеон М. В., Соболь Г. П., Паисов И. В. Термическая обработка валков
колодной прокатки.—М.: Металлургия, 1973.— 345 с.
6.	Геращенко О. А., Гордое А. Н., Лах В. И. Температурные измерения:
Справочник. — Киев: Наукова думка, 1984. — 394 с.
7.	Головин Г. Ф. Кинетика превращения перлита в аустенит при непрерыв-
ном нагреве//ЖТФ. — 1950. — Т. 20, вып. 12. — С. 1476—1479.
8.	Головин Г. Ф., Демичев А. Д,, Карпеиков Л. И. Оборудование для по-
верхностной индукционной закалкн//Промышлеииое применение токов высокой
частоты. — Эиергоатомнздат, 1985.. — С. 3—7.
9.	Головин Г. Ф., Замятиии М. М. Высокочастотная термическая обработка.—
2-е изд., перераб.—Л.: Машиностроение, 1968.—228 с.
10.	Головин Г. Ф., Замятиии М. М., Зимин И. В. Влияние условий охлажде-
ния иа образование закалочных трещин//МиТОМ. — 1969. —№ И. —С. 24—
27.
11.	Головин Г. Ф., Зимин Н. В. Технология термической обработки метал-
лов с применением индукционного нагрева. — Л.: Машиностроение, 1979. —
120 с. (Б-чка высокочастотиика-термнста, вып. 3.)
12.	Головин Г. Ф., Казанский А. М., Кущ Э. В. Контактная выносливость
сталей, закаленных ТВЧ//Промышленное применение ТВЧ. — Машинострое-
ние, 1970. — С. 124—130. (Труды ВНИИТВЧ, вып. 11.)
13.	Гордневко А. И., Шипок А. А. Структурные и фазовые превращения
в титановых сплавах при быстром нагреве. — Минск: Наука и техника, 1983. —
336 с.
14.	Гуляев А. П. Металловедение. — М.: Металлургия, 1986. — 376 с.
15.	Дворников В. Н., Русин П. И. Импульсная закалка с высокоэиергетиче-
ского нагрева ТВЧ//С6. тезисов докл. Всесоюзной научно-техн, конференции
«Новые металлы и технология термической обработки металлов). — Киев:
МДНТП, 1985. — С. 38—40.
16.	Демичев А. Д. Поверхностная закалка индукционным способом. — Л.:
Машиностроение, 1979. — 80 с. (Б-чка высокочастотника-термиста, вып. 3.)
17.	Демичев А. Д., Булатова Л. Ш., Шамов А. Н. Ускоренный импульсный
индукционный нагрев//Электротехиика. — 1982. — № 8. — С. 18—22.
18.	Демичев А. Д., Головин Г. Ф., Шашкии С. В. Высокочастотная закал-
ка. — Л.: Машиностроение, 1965. — 72 с. (Б-чка высокочастотника-термиста,
вып. 3.)
19.	Дубинин Г. Н. Диффузионное кремирование сплавов.—М.: Машино-
строение, 1964. — 452 с.
20.	Замятиии М. М. О превращении перлита в аустеиит//ЖТФ. — 1951. —
Т. 21, вып. 4. — С. 471—474.
21.	Замятиии М. М. Расчет процессов кимико-термической обработки на
основе теории диффузии. — Л.: ЛДНТП, 1966.—32 с.
22.	Зимин Н. В. Об эффективности интенсивного душевого охлаждения//
МиТОМ. -* 1970. — № 5. — С. 39—43. д
23.	Зинии Н. В., Замятиии М. М. О равномерности душевого охлаждения//
Промышленное применение ТВЧ. — Машиностроение, 1972. — С. 152—156.
(Труды ВИИИТВЧ, вып. 13.)
24.	Зимин Н. В., Лифшиц В. А. О влиянии интенсификации охлаждения на
подавление отпуска мартенсита в процессе закалки углеродистых сталей//Про-
237
мышлениое применение ТВЧ. — Машиностроение, 1970. — С. 137—142. (Труды
ВНИИТВЧ, вып. 11.)
25.	Кнднн И. Н. Физические основы электротермической обработки металлов
н сплавов. — М.: Металлургия, 1969. —376 с.
26.	Леванов В. Л., Кущ Э. В. Усталостная прочность зубчатых колес, зака-
ленных с нагревом ТВЧ//Промышлениое применение ТВЧ. — Машиностроение,
1968.—С. 86—91. (Труды ВНИИТВЧ, вып. 9.)	'
27.	Лыков А. В. Теория теплопроводности. —М.: ГИТТЛ, 1967. — 599 с.
28.	Металловедение и термическая обработка стали: — Справочник. —
3-е изд., перераб.—М.: Металлургия, 1983. — Т. 2. — С. 805—815.
29.	Паиасюк В. В., Андрейкин А. Е., Ковчнк С. Е. Методы оценки трещино-
стойкости конструкционного материала. — Киев: Наукова думка, 1977. — 278 с.
30.	Разработка промышленной технологии н оборудования для закалки
рельсов с индукционного иагрева/Л. Я. Б и х у н о в, В. П. Сучкоусо в,
Е. И. Чернов и др.//Повышение качества железнодорожных рельсов и ко-
лес. — Харьков, 1982. — С. 60—63. (Сб. трудов УкрНИИмета.)
31.	Разработка термического упрочнения высокопрочных рельсов/
Я. Р. Р а у з и н, Е. А. Ш у р, П. Н. 3 о н о в, А. В. В е л и к а н о в//Вестиин
ВНИИЖТ. — 1974. — № 3. — С. 45—50.
32.	Романов О. Н. Вязкость разрушения конструкционных сталей. — М.:
Металлургия, 1979. — 176 с.
33.	Садовский В. Д. Превращения при нагреве стали. Структурная наслед-
ственность: Справочиик//Металловедение и термическая обработка стали, т. 2. —
3-е изд., перераб.—М.: Металлургия, 1983.—С. 83—111.
34.	Слухоцкий А. Е. Индукторы.—Л.: Машиностроение, 1979. — 72 с.
(Б-чка высокочастотника-термиста, вып. 4.)
35.	Слухоцкий А. Е., Рыскин С. Е. Индукторы для индукционного нагрева. —
Л.: Энергия, 1974. — 263 с.
36.	Сучкоусов В. П. Закалка железнодорожных рельсов ТВЧ//Промыш-
ленное применение ТВЧ. — Машиностроение, 1972. — С. 134—138. (Труды
ВНИИТВЧ, вып. 13.)
37.	Теплотехнический справочиик/Под ред. В. Н. Юренева и В. В. Ле-
бе д е в а. — М.: Энергия, 1975. — Т. 1. — 743 с.
38.	Термическое упрочнение рельсов/Под ред. А. Ф. Золотарского. —
М.: Транспорт, 1976. — С. 112—133, 251—253.
39.	Физические основы электротермического упрочнения стали/В. Н. Г р н д -
не в, Ю. Я.Мешков.С. П. Ошкодеров, В. И. Трефилов. — Киев:
Наукова думка, 1973. — 335 с.
40.	Шаврин О. И., Кренквн Л. Т. Повышение стойкости прокатных валков
термомеханической обработкой//Сталь. — 1971. — Ns 5. — С. 442—445.
41.	Шамов А. Н., Бодажков В. А. Проектирование и эксплуатация высоко-
частотных установок. — Л.: Машиностроение, 1974. — 280 с.
42.	Шепеляковский К. 3. Упрочнение деталей машин поверхностной закал-
кой при индукционном иагреве. — М.: Машиностроение, 1972. — 287 с.
43.	Электротермическая обработка н теплое волочение сталн//Г. А. X а -
сии, А. И. Д и а и о в, Т. Н. П о п о в а н др. — М.: Металлургия, 1984. —
152 с.
44.	Электрохимнкотермическая обработка металлов и сплавов/И. Н. К и -
д и и, В. И. А и д р ю ш е ч к и и, В. А. В о л к о в, Л. С. X о л и н. — М.:
Металлургия, 1978. — 320 с.
45.	Chandler Н. Е. Almost amorphous structure produced by pulse harde-
ning//Metall Progress. — 1982.—V. 122, N 4, Sept. — P. 41—43.
46.	Magnee A., Loconite-Martens C., Gaspard C. Metallurgy of Induction Heat
Treatment of Work Rolls/ZIndustrial Meating, Belgium, 1984, June. — P. 13—16.
47.	Puri C. di, Lupe S. (Universita di Pandora). Capacitos discharge indu-
ction heating installations for high-frequency Italy// 10-th Congress VIE, Stochholm,
1984, June. — P. 18—22.
48.	Seulen G. W. Die Inductionschartung vor GrosskurbelwetlenZ/Electro-
warme. — 1961. — B. 19, N 10. — S. 368—371.
238
’ ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие........................................................     3
Глава 1. Особенности высокочастотной термической обработки ...	4
1.1.	Условия применения различных видов термической обра-
ботки ....................................................... —
1.2.	Металлы и сплавы, применяемые для изделий, обрабаты-
ваемых ТВЧ................................................... 7
1.3.	Закономерности нагрева ................................... 12
1.4.	Структурные превращения углеродистой сталн при бы-
стром нагреве............................................... 18
1.5.	Охлаждение и структурные превращения при охлажде-
нии ........................................................ 34
Г л а в а 2. Поверхностная закалка.................................... 49
2.1.	Закалка стальных изделий.................................. —
2.2.	Закалка изделий из чугуна................................ 63
2.3.	Закалка при глубоком нагреве............................. 66
2.4.	Напряжения и деформации.................................. 69
2.5.	Отпуск поверхностно закаленных изделий................... 92
Глава 3. Свойства сталн после поверхностной закалки.................. 100
3.1.	Влияние высокочастотной закалки на механические свойства
поверхностного слоя.......................................... —
3.2.	Механические свойства поверхвостно закаленной стали . . .	105
3.3.	Износостойкость н контактная прочность поверхностно
закаленных деталей ........................................ 112
3.4.	Свойства изделий после поверхностной закалки с глубо-
ким нагревом .............................................. 121
3.5.	Трещины и механика разрушения........................... 124
Глава 4. Термическая обработка с объемным нагревом................... 128
4.1.	Закалка н отпуск .......................................... —
4.2.	Рекристаллизационный отжиг стали......................... 137
4.3.	Термическая обработка сварных соединений................ 143
4.4.	Химико-термическая обработка стальных изделий........... 146
4.5.	Термическая обработка цветных металлов и сплавов....	154
4.6.	Отжиг чугунных отливок для снятия отбела................ 159
Глава 5. Технология высокочастотной термической обработки ....	161
5.1.	Высокочастотная термическая обработка и вопросы кон-
струирования и технологии изготовления деталей............... —
5.2.	Технология нагрева ..................................... 170
5.3.	Выбор способа и среды охлаждения........................ 183
5.4.	Контроль качества обработанвых изделий.................. 187
Глава 6. Термическая обработка деталей машин и проката...........	192
6.1.	Валки холодной прокатки .................................. —
6.2.	Коленчатые валы......................................... 196
6.3.	Зубчатые колеса......................................... 201
6.4.	Инструмент из быстрорежущей стали....................... 208
6.5.	Детали подшипников качения ............................. 211
6.6.	Гильзы цилиндров двигателей внутреннего сгорания . . . .	213
6.7.	Формование и закалка кольцевых^; волнистых	пружин ...	215
6.8.	Импульсная закалка...................................... 217
6.9.	Термическая обработка, проката......................:	219
6. ГО. Термическая обработка сварных труб..................... 233
Список литературы . ................................................. 237
239
ББК 34.651
Г61
УДК 621.78.012.5
Рецензент канд, техн, наук Н. А. Г реков
Головин Г. Ф., Замятнин М. М.
Г61 Высокочастотная термическая обработка: Вопросы ме-
талловедения и технологии. — 3-е изд., перераб. и доп. —
Л.: Машиностроение. Ленингр. отд-ние, 1990. —239 с.: ил.
ISBN 5-217-00925-Х
В книге изложены вопросы металловедения и технологии поверхно-
стной и объемной высокочастотной термической обработки металлических
изделий. Рассмотрены особенности контроля технологии изготовления
и обработки ряда деталей машиностроения и продукции металлургиче-
ского производства.
В третьем издании (2-е изд. 1968 г.) помещены новые’сведения об
особо интенсивном нагреве при поверхностной закалке и средствах охлаж-
дения, процессах обработки новых материалов, приведен ряд ранее не опи-
санных типовых технологических процессов и др.
Книга предназначена для ИТР, занятых разработкой и внедрением
высокочастотной термической обработки.
Г	№.">
ISBN 5-217-00925-Х	© Г. Ф. Головин, М. М. Замятнин, 1990
ПРЕДИСЛОВИЕ
Намеченные высокие темпы развития народного хозяйства
осуществимы только на базе внедрения новых научных разрабо-
ток, максимальной автоматизации производства, при улучшении
качества продукции, повышении надежности машин. Высоко-
частотная термическая обработка является одним из наиболее
эффективных средств повышения производительности труда и ка-
чества продукции.
Применение токов высокой частоты в электротермии в послед-
ние годы получило дальнейшее развитие. По-прежнему остается
наиболее распространенной поверхностная закалка, разрабо-
танная в 1935 г.' проф. В. П. Вологдиным. При этом виде терми-
ческой обработки не требуется больших затрат электрической
энергии; осуществление такой обработки стало возможным прак-
тически на всех машиностроительных заводах. Рост производства
электроэнергии создает условия для широкого внедрения высоко-
частотного нагрева и для сквозной термической обработки продук-
ции металлургических заводов — проката различного профиля
и назначения.
В создании и дальнейшей разработке вопросов металловедения
высокочастотной термической обработки большую роль сыграли
работы К. А. Малышева, В. А. Павлова, А. С. Завьялова,
И. Н. Кидина, К. 3. Шепеляковского, В. Г. Гриднева, К. Ф. Ста-
родубова, В. Д. Садовского, М. Г. Лозинского и многих других.
В настоящей книге рассмотрены теоретические и практические
вопросы высокочастотной термической обработки. По сравнению
со вторым изданием (1968 г.) в книгу внесены следующие измене-
ния и дополнения. На основе современных исследований фазовых
превращений в стали и сплавах переработана гл. 1. Значительно
дополнены гл. 2 и 3, касающиеся режимов закалки, механических
свойств поверхностно закаленной стали и конструктивной проч-
ности деталей машиностроения. Введен параграф об использова-
ние механики разрушения для оценки свойств поверхностно
закаленных деталей’. Приведены данные о применении высоко-
энергетических (импульсных) режимов поверхностной закалки.
В основу излагаемого материала положен опыт Всесоюзного
научно-исследовательского института токов высокой частоты
им. В. П. Вологдина, где на базе современных теоретических
представлений разрабатываются новые высокопроизводительные
технологические процессы высокочастотной термической обра-
ботки.
Все замечания и предложения по данной книге авторы просят
присылать по адресу-: 191065, Ленинград, ул. Дзержинского, 10,
ЛО издательства «Машиностроение».
1*	3