Е.А.СМОЛЬНИКОВ
ТЕРМИЧЕСКАЯ
ОБРАБОТКА
инструментов
всоляных
ваннах

Е.А.СМОЛЬНИКОВ
ТЕРМИЧЕСКАЯ
ОБРАБОТКА
инструментов
всоляных
ваннах
МОСКВА
« МАШИНОСТРОЕНИЕ »
1981
струментов. Резко повысился уровень механизации и автомати-
зации процессов термической обработки в соляных ваннах, улуч-
шились и стали более точными способы автоматического регули-
рования их температур. Появились принципиально новые спо-
собы термической обработки инструментов и заготовок для них,
например бесступенчатый отжиг, высокоступенчатая закалка
и кратковременный отпуск быстрорежущих и других высоко-
легированных сталей, некоторые виды дополнительной тер-
мической и химико-термической обработки инструмента после
шлифования и заточки—дополнительный отпуск для снятия
напряжений, стабилизирующий отпуск, карбонитрация, воро-
нение в расплавах солей и др.
В данной книге автор обобщил многолетний опыт термической
обработки инструментов и других изделий, накопленный инстру-
ментальной промышленностью, заводами машиностроения и раз-
личными институтами, а также широко использовал результаты
своих многолетних исследований в этой области и опублико-
ванные работы других авторов.
Г лава I
МАТЕРИАЛЫ И ВИДЫ ИНСТРУМЕНТОВ,
ОБРАБАТЫВАЕМЫХ В СОЛЯНЫХ ВАННАХ
1. ТРЕБОВАНИЯ К СТАЛЯМ
ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ИНСТРУМЕНТОВ
Термической обработке в соляных ваннах подвергают глав-
ным образом разнообразные режущие и резьбонакатные, а также
некоторые измерительные, ударные, напиловочные и слесарно-
монтажные инструменты.
Выбор сталей для этих инструментов определяется условиями
их работы и требованиями, предъявляемыми к ним. Стойкость
инструментов при эксплуатации зависит от многих факторов,
главными среди которых являются химический состав и исходная
структура стали данного инструмента; качество шлифования
и заточки режущих граней; состав, структура и механические
свойства обрабатываемого материала; применяемые режимы об-
работки. Особенно велико значение этих факторов для режущих
и накатных инструментов. В процессе эксплуатации эти инстру-
менты находятся в сложнонапряженном состоянии, одновре-
менно подвергаясь значительному тепловому воздействию вслед-
ствие выделения теплоты при трении об обрабатываемый мате-
риал. При работе режущих инструментов разного типа наиболее
часто преобладают напряжения изгиба и кручения, поэтому при
оценке качества термической обработки широко пользуются
показателями прочности при изгибе аизг и при кручении
Выделяющаяся при резании теплота в основном концентри-
руется на тонких режущих кромках инструмента, вызывая их
разогрев и изменение структуры и свойств, поэтому стали, при-
меняемые для изготовления режущих и накатных инструментов,
должны в закаленном виде обладать высокой твердостью и изно-
состойкостью, достаточной красностойкостью и прочностью. Это
достигается соответствующим выбором химического состава стали
и условий термической обработки.
Вопросу выбора стали для изготовления различных инстру-
ментов посвящен ряд фундаментальных работ и журнальных
статей [17, 23, 32]. В связи с этим ниже приведены лишь самые
краткие сведения о сталях, применяемых для изготовления рас-
сматриваемых здесь режущих и накатных инструментов.
В инструментальном производстве применяют как инстру-
ментальные стали для изготовления цельных инструментов и ра-
бочей части сварных концевых инструментов и ножей сборных
5
инструментов, так и конструкционные стали для изготовления
хвостовых (нерабочих) частей концевых инструментов, а также
корпусов сборных инструментов.
Большое значение при выборе стали имеют не только условия
работы инструментов и вытекающие отсюда требования к ней,
но и технологичность данной стали при ковке, сварке, холодной
механической и термической обработке. К технологическим тре-
бованиям относятся прежде всего пластичность стали в горя-
чем и холодном состояниях, свариваемость, обрабатываемость
режущим инструментом, прокаливаем ость, закаливаемость в го-
рячих средах и масле, склонность к росту зерна и обезуглеро-
живанию при нагреве под закалку, шлифуемость.
Особое внимание при выборе инструментальной стали уде-
ляется ее исходной структуре — форме и характеру распределе-
ния карбидной фазы в металлической матрице (зернистый или
пластинчатый перлит, наличие или отсутствие цементитной сетки,
степень карбидной неоднородности и др.).
2. ПРИМЕНЯЕМЫЕ СТАЛИ
Широкая номенклатура инструментов, большое разнообразие
в их назначении и условиях работы и различие /требований,
предъявляемых к сталям, приводя^ к тому, что в инструменталь-
ном производстве применяется большое число инструментальных
сталей. Эти стали можно подразделить на две основные группы:
1, Стали для изготовления рабочей части инструментов:
а) углеродистые инструментальные;
б)	низколегированные инструментальные;
в)	высокохромистые;
г)	быстрорежущие.
2.	Стали для изготовления хвостовой части сварного инстру-
мента и корпусов сборного инструмента:
а)	углеродистые конструкционные;
б)	легированные конструкционные.
Марки и состав сталей, наиболее широко применяемых в на-
стоящее время для режущих и резьбонакатных инструментов,
а также ГОСТы или ТУ, по которым они выпускаются, приве-
дены в табл. 1; там же указана регламентированная твердость
этих сталей в состоянии поставки.
Углеродистые инструментальные стали находят ограниченное
применение в инструментальном производстве; наибольшее рас-
пространение из этой группы имеют стали У12А и У13А. Они
употребляются для изготовления инструментов, не требующих
глубокой прокаливаемое™ в поперечном сечении и работающих
в условиях небольших нагрузок, при незначительном разогреве
режущих кромок, К числу таких инструментов относятся на-
пильники, ручные метчики и некоторые виды разверток. Однако
номенклатура инструментов, выпускаемых из этих сталей,
6
Т а б л и ц а
Химический состав и твердость сталей, применяемых для изготовления режущих и резьбонакатных инструментов
Содержание элементов, %	Л 	 £ о	марка стали	« о О, - QJ С	Мп	Si	Cr	W	V	Со	Mo Hl;©	Инструментальные углеродистые У12А	I 1,15—1,24 I 0,15—0,30 1 0,15—0,35 1	—	1	—	1	—	1	—	I	—	1	207 У13А	1 1,25—1,35 | 0,15—0,30 I 0,15—0,35 |	—	|	—	|	—	|	—	|	—	|	217 Инструментальные низколегированные 9ХС	0,85—0,95	0,3—0,6	1,2—1,6	0,95—1,25	—	—	—	—	241 ХВГ	0,90—1,05	0,8—1,1	0,15—0,35	0,9—1,2	1,20—1,60	—	—	—	255 ХВСГ	0,95—1,05	0,6—0,9	0,65—1,00	0,60—1,00	0,50—0,80	0,05—0,15	—	—	241 ВФ2	1,05—1,22	0,20—0,50	0,15—0,35	0,20—0,70	1,60—2,00	0,20—0,28	—	—	229 13Х *	1,25—1,40	0,30—0,60	0,15—0,35	0,40—0,70	—	—	—	—	241
	ю ю to Tt1 tO tO Ю СМ см см см		LO to to to to О to to to to to to О to CM CM CM CM CM CM CM
	0,60—0,90 0,40—0,60		CD Ю <d А А А А to" A co v/v/v4,4. v/4. CO to CM
	1111		1 1 1 1 1 1 1
	о о о о 00 00 СО О о" о" о" о" 1111		’'t О О Ю	l> A —" cm" cm" cm" cm" cm" 1 1 1 1 1 1 1
	о о ю о tO Ю Ь- о" о" о" о"	а S	Illi A A A A A A —" A cm" cm" —" A cm"
§ § * о *	1,10—1,50 2,50—3,20	о S S g f§ § 3 о	to о о	о oo" co" о" A A oo" A r- r- r-. CD C - CO 1 1 1 1 1 1 1 О О to to to О to A cm" oo" to" to" A cm" ~' —	T—(
<30 3 £ Л ©	5,50—6,50 5,50—6,50 11,0—12,5 11,0—12,5	Ct е © у 3 ю о §	'Ф CD тГ1 to Tf Tf Tf CO" A CO" A A A 1 1 1 1 1 1 1 00 —< 00 О 00 00 00 A CO" CO" CO" CO" CO" CO"
В, Ct S' ©	0,15—0,35 0,60—0,90 0,15—0,35 0,15—0,35	S' £ о. о Ct S 3	to to to to to to to o" o" o" o" o" o" o" v/v/v/v/v/v/v/
	о о о о о о" о" о"		Tt Tf о" о" о" о" о" о" о v/v/v/v/v/v/v/
	tO о Ю tO 1—1 0.0 тГ< A о" —" А 1111		to to oo to CM oo о Oi Ф oo Oi o" o" o" o" o" o" A 1 1 1 1 1 1 1
	ю о ю ю О to см A о" —" —"		1 1 1 1 1 1 1 b- 00 to to О Ю CM * o* oo oo oo oo о о" о" о" о" А
	Х6ВФ 6Х6ВЗМФС Х12М Х12Ф1		* * см е § ме£ 00 СМ < < 00 —< т-и СП CD СО Он СХ Q- Р-ч Он СХ
7
Продолжение табл.
soiree
эн
qxootfdaax
<7>ОЮЮО(Т>(7>ЮЮЮФО)1ЛО)
С0> О 00 00 СО О со 00 00 00 со со 00 со	о> о
CM СМ СМ СМ СЧ СЧ CM СЧ СЧ СЧ СЧ CM СЧ СЧ	_ СЧ
см см со см см
Я
я
я
5
,-<T-4Tti—«СОСЧСОЮЮОЭО’^СОСО ф" ю" см" ю см" см" см" см" см" СО со" см"	см" s 1 II 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 g Ф^ СО. 00 СО, о со Ю СМ~ L0. 00 см см § со" ф" —ф~ см" —см" см" —" со" см"	см" о s 		
Быстрорежущие повышенной производитель <0,4	<0,5	4,0—4,6	13,0—14,5 <0,4	<0,5	3,8—4,4	9,0—10,5 <0,4	<0,5	3,8—4,4	17,0—18,5 <0,4	<0,5	4,0—4,6	10,0—11,5 <0,4	<0,5	3,8—4,4	9,0—10,5 <0,4	<0,5	3,8—4,3	6,0—7,0 <0,4	<0,5	3,8—4,4	9,0—10,5 <0,4	<0,5	3,0—3,6	8,5—9,6 <0,4	0,8—1,2	3,5—4,0	8,0—9,5 <0,4	<0,5	3,7—4,2	12,5—14,0 <0,4	<0,5	3,5—4,0	12,0—13,5 <0,4	<0,4	3,8—4,4	11,0—13,0 .<0,4	<0,5	3,8—4,4	6,0—7,0 "<Г0.4	<"fM •	QQ A Q	C7 (A 7	3 d" 5 3 5 Г z
О
		00 10 СЧ 10	UlC СЧ V
Ф		ее в gg* scsg e g Sig 00ОЛ<Л<<СЧ(МСЧа<
G	ю e	
	05	
		Оч Оч Qm 0ч CX Q-i 0-( CX CX * 0ч
		ООО СЧ Ф ф о" г-7 г-? 1 1 1 1 1	
		1 1 1 ° °. °, о"7-4	S я . о
			’в’
£ CO 3 CO О §	1 1	о о о о о ад, г-н г-н _, CM см § 1 1 1 1 1 о о о о о о g 00 00 00^ 00 00 СХ о" о" о" о" о" S	занн методом
ад ад S S 5? О 3 S' ex § s о к	7—0,37 I	—	| 7—0,37 1	— Конструкционные ла 7—0,37	— 7—0,37	— 7—0,37	— 7—0,37	— 7—0,37	—		я к ч о CJ 0) ч о сх я о я я сх я
	1 о,г о.г	о" о" о" о" о"	X S S 0>
			
	о о 00 00 о" О	о о о о о 00 00 00 О О о" о" о" о" о"	S ч о д
	| 0,50— 1 0,50-	1 1 о о о о о Ю 10 10 со со о" о" о" о" о"	я « о .
	1 0,42—0,50 1 0,47—0,55 |	Ф О ф о СЧ Ф Ф 10 СО СО о" о" о" о" о" II 1 1 1 сг> т—' С0 СО 10 О Ф^ Ф^ СЧ СЧ о" о" о" о" о"	* Применяется для образ ** 0,05-0.12N, 0,05—0.20N
	10 о ф 10	40Х 45Х 50ХФА 27Х1МФ1Б 30Х1МФ1Т	
8
постепенно сокращается и они все более заменяются легирован-
ными и быстрорежущими сталями.
Низколегированные инструментальные стали применяют для
инструментов, работающих при сравнительно невысоких режи-
мах резания, режущие кромки которых не подвергаются значи-
тельному разогреву, однако по условиям работы эти инструменты
должны обладать высокой твердостью по всему сечению (как,
например, сверла) и иметь повышенную прочность.
Эти стали хорошо закаливаются в горячих средах, что позво-
ляет при этом резко снизить их деформацию. Из этой группы
сталей наиболее широко применяют стали ХВСГ и 9ХС для сверл,
круглых плашек, некоторых видов разверток, фрез и зенкеров
и сталь ХВГ — для протяжек, работающих при невысоких
скоростях резания.
Недостатками стали 9ХС являются плохая отжигаемость
и значительная склонность к обезуглероживанию при нагреве
под закалку; эти недостатки менее резко выражены в стали
ХВСГ, имеющей значительно более низкое содержание кремния.
Высокохромистые стали применяют главным образом при
изготовлении резьбонакатных (круглых и плоских плашек),
дереворежущих и других инструментов. При достаточно высокой
теплостойкости эти стали обладают хорошим сопротивлением
изнашиванию. Недостатком сталей с 12% Cr (Х12М и Х12Ф1)
является значительная карбидная неоднородность и обуслов-
ленная ею повышенная склонность к выкрашиванию инстру-
мента в процессе работы, в частности к выкрашиванию резьбы
на резьбонакатных роликах. В связи с этим* в настоящее время
используются стали Х6ВФ и 6Х6ВЗМФС, содержащие значи-
тельно меньше карбидов и обладающие большей вязкостью.
Быстрорежущие стали нормальной производительности вклю-
чают вольфрамо- и вольфрамомолибденовые стали большинства
марок, указанных в табл. 1. Они применяются на инструмен-
тальных и машиностроительных заводах для изготовления сверл,
метчиков, разверток, фрез и других инструментов, подвергаемых
после закалки и отпуска шлифованию по рабочей части и пред-
назначенных для работы при скоростях резания до 30—50 м/мин.
Из этой группы сталей в настоящее время широко распространена
экономнолегированная сталь Р6М5, обладающая высокими меха-
ническими свойствами и во многих случаях при правильно про-
веденной термической обработке не уступающая более дефицит-
ным сталям типа Р18 и Р12 с высоким содержанием вольфрама;
применяется также новая сталь этой группы — А11РЗМЗФ2.
Быстрорежущие стали повышенной производительности, со-
держащие значительные количества ванадия (Р14Ф4) или ко-
бальта (Р9К5, Р9КЮ) или молибдена и кобальта (Р9М4К8,
Р8МЗК6С, Р6М5К5 и др.), используются для изготовления
инструментов, работающих в тяжелых условиях резания — при
высоких скоростях резания, при обработке сталей повышенной
9
твердости или аустенитных сплавов и т. д. Из них особенно ши-
рокое применение находит наиболее перспективная в этой группе
сталь Р9М4К8 [40]. Из новых сталей с повышенным содержа-
нием ванадия заслуживает внимания сталь Р6М5ФЗ.
Наличие большого числа быстрорежущих сталей, применяе-
мых для изготовления режущего инструмента, свидетельствует
о том, что отбор лучших из них не закончен и будет продолжаться.
Конструкционные стали, применяемые в инструментальном
производстве для хвостовиков сварного инструмента и корпусов
сборного инструмента, должны обладать хорошей обрабаты-
ваемостью и свариваемостью с быстрорежущей сталью и способ-
ностью получать , после - термообработки твердость не менее
HRC 30—40, а в отдельных случаях и несколько выше. Этим
требованиям частично отвечают углеродистые стали, требующие
закалки в воде, и более полно — низколегированные конструк-
ционные стали 40Х и 45Х, закаливаемые в масле или в горячих
средах.
В последнее время предложено [68] использовать для хво-
стовиков сварного инструмента более высоколегированные низко-
углеродистые стали типа 27Х1МФ1Б и 30Х1МФ1Т, чтобы иметь
возможность совместить закалку рабочей и хвостовой части,
сохранить после отпуска высокую твердость хвостовика HRC 30
и значительно упростить технологический процесс термообработки
инструментов этого вида.
3.	СПОСОБЫ ФОРМООБРАЗОВАНИЯ
ИНСТРУМЕНТОВ И ИХ ВЛИЯНИЕ НА СТРУКТУРУ
И ТВЕРДОСТЬ СТАЛИ
В инструментальном производстве лишь некоторые углеро-
дистые и низколегированные стали и небольшая часть быстро-
режущих сталей, главным образом мелких профилей (диаметром
до 6--8 мм), непосредственно используются для изготовления
инструментов на металлорежущих станках. Большая же часть
дорогостоящей и дефицитной быстрорежущей стали в целях
экономии предварительно разрезается на заготовки расчетной
длины, которые затем или свариваются с заготовками из кон-
струкционной стали или же подвергаются горячей или холодной
пластической деформации с целью придания этим заготовкам
необходимой (или близкой к ней) формы инструмента. Сварке
подвергают все концевые инструменты диаметром 8—60 мм
(сверла, метчики, развертки, зенкеры, фрезы концевые и др.).
Сварка осуществляется методом трения или оплавления;
в первом случае в результате трения в зоне шва развиваются
температуры, близкие к началу плавления быстрорежущей стали,
во втором — происходит ее плавление в месте контакта с конструк-
ционной сталью. В обоих случаях при охлаждении, даже не-
сколько замедленном (в горячих сборниках или термостатах), в
10
этой зоне образуется мартенсит или продукты его частичного рас-
пада — троостомартенсит или троостит, имеющие высокую
твердость.
При горячей механической обработке заготовки инструмента
из быстрорежущей стали нагревают до 1050—1180°; затем их
тем или иным способом (путем ковки, прокатки, завивки, штам-
повки) пластически деформируют в интервале температур 1180—
900° С, после чего для предотвращения образования трещин
переносят в печи или нагретые до 600—700° С термостаты, где
замедленно, иногда ступенчато, охлаждают до температуры цеха
(не менее, чем до 400—500° С). Например, ковке после указанного
нагрева подвергают заготовки, у которых необходимо изменить их
профиль или размеры или уменьшить карбидную неоднородность;
к ним относятся заготовки фрез, долбяков, шеверов, ножей для
сборного инструмента и др. В результате горячей механической
обработки заготовки также приобретают измененную структуру
и повышенную твердость. Некоторые виды холодной пласти-
ческой деформации заготовок инструмента (накатка резьбы у мет-
чиков, насекание напильников, вырубка тонких фрез, штамповка
мелких метчиков и др.), а во многих случаях и обработка реза-
нием сопровождаются образованием и возникновением значи-
тельных остаточных напряжений.
Очень широкое применение в инструментальной промыш-
ленности имеет способ продольно-винтовой прокатки спиральных
сверл из быстрорежущей стали диаметром от 6 до 25 мм, осуще-
ствляемой на специальных прокатно-завивочных станах после
высокочастотного нагрева до 1050—1100° С и дающей большую
экономию этого дорогостоящего металла.
В последнее время при том же способе нагрева производится
горячая штамповта (в том числе изотермическая) таких инстру-
ментов из быстрорежущей стали, как метчики, дисковые фрезы,
и прессование сверл.
При высокочастотном способе нагрева под горячую механиче-
скую обработку образующийся твердый раствор меньше насы-
щен легирующими элементами и менее устойчив при охлажде-
нии, однако и в этом случае сверла винтового проката и штампо-
ванные заготовки приобретают несколько измененную макро-
и микроструктуру и повышенную твердость.
В напиловочном производстве заготовки напильников из
заэвтектоидных сталей У12А и У13А подвергают нагреву до
900—1000° С при оттяжке носка и прокатке хвостовика, что
сопровождается изменением структуры и твердости на этих
участках.
При производстве ударного и слесарно-монтажного инстру-
мента также используют горячую пластическую деформацию,
изменяющую структуру и твердость стали.
Наличие измененной структуры и повышенной твердости заго-
товок инструментов после горячей механической обработки сильно
затрудняет или даже делает невозможной обработку их реза-
ниём, а для инструментов из быстрорежущей стали, кроме того,
создает предпосылки для образования нафталинистого излома
при последующей закалке. Наклеп и остаточные напряжения,
возникающие при холодной пластической деформации, способ-
ствуют возникновению значительной закалочной деформации,
особенно на таких инструментах, как сверла, протяжки и другой
длинномерный сложнофасонный инструмент.
Для устранения указанных последствий горячей и холодной
механической обработки в технологическом процессе изготовле-
ния инструментов предусматривают проведение специальной пред-
варительной термической обработки, многие виды которой могут
быть выполнены в соляных ваннах. Таким образом, термической
обработке в соляных ваннах подвергают как инструменты, изго-
товленные непосредственно на металлорежущих станках, так
и заготовки инструментов, полученные путем сварки, горячей или
холодной пластической деформации.
Г л ава II
НАЗНАЧЕНИЕ, ПРИНЦИПЫ РАБОТЫ
И УСТРОЙСТВО СОЛЯНЫХ ВАНН
1.	ОСОБЕННОСТИ НАГРЕВА И [ОХЛАЖДЕНИЯ
В СОЛЯНЫХ ВАННАХ
Широкое применение соляных ванн при различных операциях
термической и химико-термической обработки инструментов обу-
словлено теми преимуществами, которыми обладают расплавлен-
ные соли по сравнению с другими нагревающими и охлаждающими
средами [13, 59, 81, 821.
К числу таких преимуществ относятся высокая скорость
нагрева в расплавленных солях, обусловленная наличием высо-
ких коэффициентов теплоотдачи; высокая равномерность нагрева,
ввиду значительно большей теплопроводности жидкости по сравне-
нию с газами; относительно простое получение высоких тем-
ператур (до 1300° С); возможйость осуществления местного на-
грева; высокая точность регулирования температуры соляных
ванн; предохранение поверхности нагреваемых инструментов
от непосредственного воздействия воздуха; возможность работы
при высоких температурах без защитной атмосферы и др.
При одной и той же температуре скорость нагрева в расплав-
ленных солях в 4—5 раз выше, чем в пламенных и электровоз-
душных печах.
Сравнительно высокая скорость нагрева в соляных ваннах
позволяет достичь более высокой производительности, чем при
нагреве в печах; избежать чрезмерного роста зерна в стали при
закалке и нормализации; осуществить местный отпуск закаленных
инструментов без значительного понижения твердости в зоне,
непосредственно прилегающей к нагреваемому участку. Вслед-
ствие высокой подвижности солевых расплавов в соляных ваннах
можно .осуществить более равномерный нагрев инструментов
и других изделий, чем в пламенных печах.
Возможность осуществления местного нагрева одного конца
изделий на заданной длине позволяет широко использовать соля-
ные ванны при закалке и отпуске концевых инструментов (сверл,
разверток, метчиков и др.) и различных деталей, в которых твер-
дость рабочей и хвостовой части должна быть различной. Так как
плотность расплавленных солей [13] значительно меньше плот-
ности нагреваемого металла, то последний легко погружается
в солевой расплав, инструменты нагреваются при этом в верти-
кальном положении, так как они удерживаются обычно за хво-
13
стовую часть. В связи с этим инструменты не изгибаются под
действием собственной массы и деформация их в процессе на-
грева сводится до минимума. При нагреве в соляных ваннах
облегчается использование различных приспособлений, в том
числе многоместных, позволяющих избежать соприкосновения
нагреваемых изделий друг с другом и обеспечивающих всесторон-
нее равномерное омывание их расплавленной солью. Применение
таких приспособлений способствует механизации и автоматиза-
ции процессов термической обработки инструментов в соляных
ваннах, облегчает перенесение их из одной ванны в другую и
позволяет выдерживать постоянным время нагрева одинаковых
изделий.
Температуру расплавленной соли как жидкой среды сравни-
тельно легко поддерживать в заданном узком интервале, если
соляные ванны оснащены соответствующей регулирующей и
контрольно-измерительной аппаратурой. Вследствие перечислен-
ных преимуществ соляные ванны в ряде случаев являются почти
незаменимой средой для нагрева под закалку сталей, темпе-
ратура закалки которых лишь немного ниже температуры их
плавления, и в связи с этим необходимо особенно строгое соблю-
дение температурного режима нагрева. В первую очередь это
относится к нагреву под закалку инструментов из быстрорежу-
щей стали. Расплавленные соли защищают нагреваемые инстру-
менты и другие стальные изделия от непосредственного воздей-
ствия кислорода воздуха и тем самым надежно предохраняют их
от окисления и обезуглероживания в процессе нагрева. Наличие
пленки солей на поверхности инструментов, извлекаемых из
соляных ванн, предохраняет их от воздействия воздуха также и
при последующем охлаждении.
За последние десятилетия расплавленные соли и щелочи
нашли широкое применение также в качестве охлаждающих сред
при ступенчатой закалке инструментов и некоторых деталей
и почти полностью вытеснили применявшиеся ранее для этой
цели расплавленный свинец и различные масла. Это объясняется
следующими обстоятельствами:
а)	расплавленные соли и щелочи имеют достаточно высокую
охлаждающую способность, обеспечивающую при правильном
их использовании получение заданной высокой твердости для
инструментов из быстрорежущих и низколегированных сталей
и мелкоразмерных инструментов из углеродистых сталей;
б)	замена масла как охлаждающей среды расплавами солей
устраняет опасность образования трещин и резко снижает де-
формацию инструментов;
в)	поверхность инструментов при закалке с охлаждением
в расплавленных солях получается менее загрязненной и легче
в дальнейшем очищается, чем при охлаждении в масле;
г)	охлаждение в расплавленных солях мелкоразмерных ин-
струментов из углеродистой стали не вызывает образования вокруг
14
рих паровой рубашки и позволяет избежать образование трещин
и мягких пятен, часто возникающих при закалке в воде;
д)	применение щелочей в качестве охлаждающей среды в со-
четании с нагревом в расплавленных солях определенного состава
обеспечивает возможность выполнения светлой закалки. Бла-
годаря описанным преимуществам и особенностям нагрева и
охлаждения в расплавленных солях применение соляных ванн
при термической обработке инструментов стабилизирует режимы
выполняемых операций, обеспечивает повторяемость их резуль-
татов, позволяет получить заданное качество продукции и устра-
нить или резко уменьшить количество брака по различным при-
чинам, наблюдаемого при обработке в печах других типов.
2.	КЛАССИФИКАЦИЯ СОЛЯНЫХ ВАНН
Применяемые в инструментальном производстве соляные
ванны различают по температурной области применения, кон-
струкции, способу нагрева или охлаждения. Соляные ванны
используют при температурах от 140 до 1300° С. В зависимости
от требуемой температуры нагрева (или охлаждения) соляные
ванны для термической обработки инструмента разделяют на три
основные группы:
Температурный
интервал
применения, °C
Высокотемпературные ........................... 1000—1300
Среднетемпературные ........................... 700—950
Низкотемпературные ...............  .	. .	140—700
В свою очередь низкотемпературные ванны иногда подразде-
ляют [82] еще на три подгруппы: ванны, работающие при 140—
400° С, при 400—600" С и при 600—700° С, поскольку в этих
температурных интервалах они имеют различные назначения
и, кроме того, в них используются различные по составу соли.
Высокотемпературные соляные ванны, содержащие до
100% ВаС12, применяют в основном при температурах 1100—
1300° С для окончательного нагрева под закалку инструментов
из быстрорежущих и других высоколегированных сталей. В по-
точных автоматических линиях они часто используются также
при температурах 1050—1070° С для предварительного подогрева
указанных выше инструментов, вместо применяемого обычного
подогрева при 850° С в расплаве, содержащем хлористые соли
бария и натрия. Такое использование высокотемпературных
соляных ванн оказалось очень эффективным, так как в связи
с повышением температуры подогрева уменьшается время окон-
чательного нагрева инструмента под закалку, а отсутствие хло-
ристого натрия в ванне предварительного подогрева позволяет
устранить занесение его в ванну окончательного нагрева и избе-
жать значительного дымообразования, мешающего измерению
температуры расплава радиационными пирометрами.
15
Средпетемпературные соляные ванны имеют в настоящее
время самое разнообразное применение: одни из них используются
для окончательного нагрева под закалку инструментов из угле-
родистых и низколегированных сталей, другие для предвари-
тельного подогрева при закалке инструментов из быстрорежущих
и других высоколегированных сталей, третьи для нагрева при
отжиге или нормализации заготовок, четвертые для нагрева
заготовок под ковку или штамповку.
Низкотемпературные соляные ванны, работающие при темпе-
ратурах 140—400° С, используются главным образом для нагрева
при отпуске инструментов из углеродистых и низколегированных
сталей, а также для охлаждения их при ступенчатой закалке.
Соляные ванны, работающие при 400—600° С, используются
обычно для отпуска инструментов из быстрорежущих и других
высоколегированных сталей, а также для охлаждения их при
ступенчатой закалке.
Наконец, соляные ванны, работающие при 600—700° С, нахо-
дят в последние годы широкое применение для охлаждения в рас-
плавах хлористых солей при так называемой высокоступенчатой
закалке инструмента из быстрорежущей стали [201.
По способу нагрева соляные ванны подразделяют на электрод-
ные, нагреваемые током, проходящим через расплавленную
соль; тигельные с наружным обогревом, тигельные с внутренним
обогревом, индукционные с графитовыми нагревателями. По
назначению различают соляные ванны для предварительного
подогрева, окончательного нагрева и охлаждения при закалке;
для нагрева при отпуске, отжиге и нормализации. Ниже рассмо-
трены различные виды соляных ванн, наиболее широко приме- ,
няемых при термической и химико-термической обработке ин-
струментов, а также некоторых других изделий.
3.	ЭЛЕКТРОДНЫЕ СОЛЯНЫЕ ВАННЫ
[^Соляные ванны этой категории можно разделить на две под-
^^руппы: к первой относятся ванны, имеющие рабочую камеру
из огнеупорного материала и широко используемые в качестве
высоко- и среднетемпературных соляных ванн; ко второй—элек-
тродные соляные ванны с металлическим тиглем, используемые
в основном в качестве низкотемпературных и значительно реже
среднетемпературных ванн.Шринцип работы электродных соля-
ных ванн заключаетсяТощдующем. Нагрев инструментов или
других изделий в этих ваннах осуществляется электрическим
~~ током, проходящим непосредственно через расплавленную соль,
\с помощью металлических электродов, помещенных в рабочую
^--Аамеру.
Известно, что соли металлов являются проводниками второго
рода. В твердом виде они почти неэлектропроводны, но в рас-
плавленном виде становятся довольно хорошими проводниками
16
тока. Так как электросопротивление расплавленных солей высо-
кое, то при прохождении через них тока выделяется большое
количество теплоты, разогревающей соль и позволяющей под-
держивать требуемую температуру соляной ванны. Во избежание
электролиза соли применяют переменный ток, снижая цеховое
напряжение с 380 или 220 до 6—30 В с помощью специального
печного трансформатора, мощность которого определяется объ-
емом и рабочей температурой соляной ванны. Трансформатор
устанавливают в непосредственной близости от соляной ванны,
чтобы уменьшить потери в соединительных шинах. Для удаления
дыма ванну снабжают вытяжным колпаком с бортовым отсосом,
расположенным вблизи зеркала ванны. |Электродные соляные
ванны различных конструкций описаньГв работах [14, 37, 44,
59, 77, 125]; их изготовляют однофазными и чаще трехфазными
с самым разнообразным расположением электродных групп.
Выбор типа, конструкции, мощности электродных соляных
ванн, а также рода потребляемого тока определяется их назначе-
нием, требованиями, которые предъявляются к операциям, вы-
полняемым в этих ваннах, характером и массовостью произ-
водства. Ниже рассматриваются лишь те из электродных соля-
ных ванн, которые применяются при термической обработке
инструментов.
Электродные ванны с огнеупорной футеровкой^ Широкое при-
менение в инструментальном производстве имеют высоко- и
среднетемпературные электродные соляные ванны с рабочей
камерой, выполненной из того или иного огнеупорного мате-
')} риала. Хорошо оправдали себя на практике и являются наиболее
распространенными трехфазные соляные ванны различных кон-
—струкций, имеющие внутриэлектродное рабочее пространство.
Из них в единичном и мелкосерийном производстве для нагрева
под здкалку инструментов в основном применяют два типоразмера
ванн,Жм£кадит^р^бочее пространство в виде правильной шести-
грЦЯЙЪш. призмы/с плоскими массивными электродами, симме-
трично расположенными по трем ее граням через однуТрбычно
заводы мелкосерийного производства изготовляют тайЖ ванны
собственными силами, используя те или иные имеющиеся печные
трансформаторы сравнительно небольшой мощности 35, 60 или
75 кВт и футеруя рабочее пространство таким образом, что по
своей форме, размерам и большинству других характеристик
эти ванны точно соответствуют соляным ваннам С-35 и С-75
(рис. 1—4, а, табл. 2). Указанное выше расположение электродов
в этих ваннах по трем граням шестигранника обеспечивает луч-
шее распределение тока по всему объему расплавленной соли,
благоприятные условия для ее циркуляции и достаточно равно-
мерное распределение температуры в ванне. Однако шестигран-
ная форма рабочего пространства не всегда удобна в условиях
массового производства режущих и других инструментов, а
сложная форма хвостовой части правого и левого электродов,
17

Рис. 1. Электродная соляная ванна
типа С-75. ~ Внешний вид и разрез:
1 — каркас металлический; 2 — рабочая
камера из кирпича; 3 — теплоизоляция;
4 — внутренний кожух; 5 — электроды;
6 — многоступенчатый понижающий тран-
сформатор
Рис. 2. Габаритные размеры соляных
ванн типа С-35 (а) и С-75 (б)
используемых в этих ваннах (рис. 3), затрудняет их изготовле-
ние, так как требует применения ковки по специальным шабло-
нам. На инструментальных заводах в последние десятилетия
значительно возрос объем производства, в связи с чем резко
повысились требования к производительности оборудования,
сроку его службы и качеству обрабатываемой продукции. След-
Рис. 3. Эскиз электродов соляной ванны типа С-35:
а — правый электрод; б — средний электрод; в — левый электрод
18
а)	б)
в)
г)	д) е)
Рис. 4. Форма рабочего прост-
ранства соляных ванн и схема
расположения в них электродов:
а—в, з — ванны с тремя заделанными
в кладку плоскими или квадратными
электродами; г — ванна с тремя сво-
бодно опущенными плоскими электро-
дами; д, е — ванны с тремя /круглыми
свободно опущенными электродами;
ж — ванна с шестью парами плоских
свободно опущенных электродов
□□□□□□□□□□□□
3)

ствием этого явилось увеличение объема рабочего пространства соляных ванн и их мощности, а также повышение коэффициента полезного действия этих ванн. В настоящее время в инструмен- тальной промышленности наиболее распространены электродные ванны мощностью 75, 100 и даже 160 кВт. Таблица 2 Характеристика применяемых в мелкосерийном производстве трехфазных z К\	электродных соляных ванн с рабочим пространством в виде /]!	шестигранной призмы		
,7 Показатели	Первый тип (С-35)	Второй тип (С-75)
Размеры рабочего пространства, мм: расстояние между противоположными граня- ми 		 глубина	'	 Установленная мощность, кВт	 Число фаз 	 Напряжение на электродах, В	>. . Первичное напряжение трансформатора, В ... Максимальная рабочая температура, °C .... Эксплуатационные данные при 1300° С: мощность холостого хода, кВт	 производительность, кг/ч 		 Масса печи с футеровкой, т	  . Габаритные размеры, мм: диаметр 	 высота	 ....	220 420 35 3 24—8 380 и. 13 15 30 0,85 900 1820	340 580 75 3 17,6—5,5 ли 220 ЮО 25 55 1,55 1100 1870
Произошли также существенные изменения в форме рабочего
пространства соляных ванн, применяемых в инструментальном
производстве, и расположении в них электродов. Наряду с рас-
смотренными выше ваннами с рабочим пространством в виде ше-
стигранной призмы на всех инструментальных заводах получили
широкое распространение трехфазные электродные соляные ванны
19
Рис. 5. Эскиз электродов соляных ванн, имеющих прямоугольную
форму рабочего пространства:
а — размещение электродов в ванне; б — размеры электродов
с самой разнообразной формой рабочей камеры и различными
размерами. Наиболее часто на заводах применяют ванны, име-
ющие рабочее пространство в виде прямоугольника (рис. 4, б, в)
или квадрата. Три массивных электрода, например с размерами
сечения 70X120 или 120X120 мм, размещаются по их граням
таким образом, что достигается достаточно равномерное распре-
деление тока и температуры по всему объему ванны. Эти ванны
хорошо оправдали себя на практике. Показанное на рис. 4, б, в
расположение электродов позволяет при том же объеме ванны
более полезно использовать ее рабочее пространство, так как
становится возможным одновременно устанавливать для нагрева
большое число инструментов и применять многоместные приспо-
собления. Кроме того, эти ванны значительно проще в изгото-
влении, чем ванны типа С-35 и С-75, их легче ремонтировать,
заменять электроды. Прямоугольная форма рабочего простран-
ства облегчает футеровку ванны и позволяет делать прямыми
наружные концы электродов (рис. 5) вместо изогнутых, харак-
терных для соляных ванн типа С-35 и С-75 (рис. 3). В указанных
на рис. 4 конструкциях соляных ванн электроды, имеющие
форму пластин (рис. 4, б) или брусков квадратного сечения
(рис. 4, в), заделываются в кладку и лишь одной стороной обра-
щены в сторону солевого расплава. Заделка электродов в огне-
упорную футеровку удлиняет срок их службы, но усложняет
ремонт ванны. В связи с этим на многих предприятиях в единич-
ном, а иногда и в массовом производстве применяют квадратные,
плоские (рис. 4, г) и круглые (рис. 4, б, е) электроды, свободно
опущенные в расплав соли. В связи с широким применением
поточных линий для термообработки инструментов появились
разнообразные конструкции соляных ванн с рабочим простран-
ством, вытянутым в направлении движения изделий, например
ванны прямоугольной формы с тремя или шестью парами элек-
тродов, расположенных по одной стороне (рис. 4, ж) и присоеди-
.20
Таблица 3
Рабочая камера электродных соляных ванн
Про- цесс	Максимальная рабочая тем- пература, °C	Форма гори- зонтального сечения ван- ны	Я о >> S Он	Размеры, мм			Площадь зер- кала, см	Объем ванны, л	Масса, кг
				ши- рина	дли- на	глу- бина			
За-		Правилу-	4, а	220 *	—	420	420	18	68
калка		ный шести-							
		угольник							
	1300	То же	4, а	340 *	—	580	1 000	58	220
		Вытянутый	4, з	330	420	400	1 260	50	190 \
		шести-		(а **)	(б **)				
		угольник							
		Прямо-	4, б	300	400	350—	1 400	45—67	186—
		угольник				480			265
		Квадрат	4, в	350	350	480	1 225	58	220
		»	4, в	400	400	500	1 600	80	300
	1300,	Прямо-	4, б	490	570	400	1 750	70	265
	950	угольник							
	950	»	4, б	600	800	400	4 800	192	650
				450	700	600	3 150	190	650
От	650	»	4, ж	700	2100	700	14 700	1000	2100
пуск		Круг	4, е	700	—	2000	3 850	775	1600
* Расстояние тежду гранями правильного шестиугольника.
** Размеры о и б на рис. 4, з.
ленных к трем различным фазам, а также ванны, имеющие в се-
чении вытянутый шестигранник (рис.4, з). Размеры рабочего
пространства разнообразных соляных ванн, показанных на рис. 4
и широко применяемых в настоящее время различными инстру-
ментальными заводами, приведены в табл. 3. В целях их унифи-
кации В. Г. Кауфманом и М. Б. Гутманом произведен расчет
рабочих параметров семи типов высоко- и среднетемператур-
ных соляных ванн с расположением электродов по трем сторонам
прямоугольной призмы, в том числе с частичной заделкой
их в футеровку (рис. 6, табл. 4). Помимо основных параметров
ванн, в табл. 4 дана характеристика требуемых для этих ванн
печных трансформаторов; все это позволяет инструментальным
заводам, пользуясь указанными данными, выбирать рациональ-
ные размеры рабочего пространства ванн, осуществлять их футе-
ровку и надлежащим образом комплектовать ванны печными
трансформаторами.
Большой интерес представляют нестандартные глубокие
электродные соляные ванны, используемые на заводах для
закалки протяжек диаметром до 80 мм и длиной до 1400—1500 мм.
21
СЧ
Sf
S
ts
\о
Рекомендуемые параметры соляных ванн при расположении электродов по трем сторонам прямоугольной
призмы (см. рис. 6)
22
Рис. 6. Рекомендуемая конструкция соля-
ных ванн при расположении электродов по
трем сторонам прямоугольной призмы
Рис. 7. Горизонтальное сечение рабочей
камеры глубокой электродной соляной
ванны для закалки протяжек
нием напряжения вдоль
Особенностью глубоких соля-
ных ванн с длинными электрода-
ми является значительная нерав-
номерность выделения мощности
в верхних нижних слоях расплва,
что объясняется заметным паде-
длинного электрода [44]. С увели-
чением расстояния от поверхности расплава уменьшается напря-
жение между электродами и пропорционально квадрату на-
пряжения уменьшается выделяемая в отдельных слоях соли
мощность. Чтобы уменьшить падение на-
пряжения по длине электродов, в глу-
боких ваннах применяют электроды зна-
чительно увеличенного сечения и распо-
лагают их по возможности ближе друг
к другу. На рис. 7 показано горизонталь-
ное сечение рабочей камеры глубокой
электродной соляной ванны Московского
инструментального завода, предназна-
ченной для нагрева под закалку протяжек
диаметром до 80 мм и длиной до 1500 мм
из быстрорежущей стали; в табл. 5 дана
характеристика этой ванны и глубокой
ванны для предварительного подогрева
указанных протяжек. В этих ваннах три
Рис. 8. Электродная соляная ванна с располо-
жением- электродов] по более коротким сторонам
шестигранника
23
Таблица 5
Характеристика глубоких соляных ванн для закалки протяжек из
быстрорежущей стали
Показатели	Ванна для подогрева	Ванна для окончатель- ного нагрева
Мощность, кВт:		
установленная . . 		80	90
холостого хода		55	60
Напряжение сети, В	. .	220 или 380	380
Число электродов		3	3
Размеры сечения электродов, мм		110X110	114X114
Рабочая температура, °C		780—850	1010—1300
Размеры рабочего пространства: площадь зеркала, м2 		0,085	
		0,072
глубина ванны, мм 		1700	1700
Габаритные размеры ванны (без трансформатор а),мм:		
диаметр		1300	1300
высота 		3060	2500
Производительность, кг/ч 		120	90
Тип трансформатора	ТПТ—20	ТСУ—120
массивных металлических электрода сечением 110X110 мм рас-
полагаются по углам равностороннего треугольника; нижним
концом на высоту 130 мм они заделываются в дно ванны. Элек-
тропитаниеуказанных ванн предварительного подогрева и окон-
чательного нагрева производится от сети трехфазного тока
через понижающий трансформатор мощностью 100 или 125 кВт
соответственно, имеющий ряд ступеней переключения и позво-
ляющий изменять напряжение на электродах от 6 до 24 В.
Все описанные выше электродные соляные ванны могут
использоваться не только в качестве высокотемпературных ванн,
работающих в интервале температур 1000—1300 °C, но и в ка-
честве среднетемпературных ванн, применяемых в интервале
температур 700—950° С. В последнем случае можно увеличить
рабочее пространство ванн или же значительно уменьшить
потребляемую мощность по сравнению с указанной в табл. 2—4.
Например, для ванн типа С-35 и С-75 она снижается с 35 и 75
до 18—35 кВт соответственно.
В последнее время Харьковским филиалом ВНИИЭТО раз-
работаны трехфазные электродные высоко- и среднетемператур-
ные соляные ванны серии СВС с рабочим пространством в виде
неправильной шестигранной призмы, по трем более коротким
граням которой установлены электроды (рис. 8).'Основные пара-
метры этих ванн приведены в табл. 6, где в обозначении типа
ванн первая цифра числителя указывает возможный максималь-
ный диаметр обрабатываемого изделия в дециметрах, вторая —
его максимальную длину также в дециметрах, знаменатель —
температуру в сотнях градусов. Например, ванна СВС-2,5/13
предназначена для обработки инструмента или других изделий диа-
метром до 200 мм, длиной до 500 мм при температурах до 1300°С.
24
Таблица 6
Характеристика соляных ванн серии СВС с рабочим пространством
в виде шестигранной призмы
Показатели	св С-2.3/9	CBC-2.5/9	CBC-2.18/9	CBC-1.3/13	CBC-2.3/13	CBC-2..5/13	CBC-2.18/13
Установленная мощность, кВт		63	63	160	63	160	160	250
Максимальный размер об- рабатываемого изделия, мм: диаметр d 		200	200	200	100	200	200	200
высота h		300	500	1800	300	300	500	1800
Размеры рабочего простран- ства, мм: расстояние между про-	430	430	430	200	430	430	430
тивоположными граня- ми глубина 		550	850	2050	550	550	850	2050
Номинальная температура, °C 	‘	.	900	900	900	1300	1300	1300	1300
Производительность, кг/ч	90	150	220	150	240	360	400
Масса ванны, т 	 Срок службы электродов, мес		1700	2500	7500	1400	1700	2500	7500
	6	6	3	1,5	1,5	1,5	0,5
Огнеупоры. Огнеупорная футеровка является одним из основ-
ных элементов электродных соляных ванн. В частности, именно
она обеспечивает возможность проведения в этих ваннах нагрева
под закалку режущего инструмента и других стальных изделий
при температуре 1000—1300° С.
Стойкостью футеровки при эксплуатации соляных ванн очень
часто определяется возможность повышения производительности
данного оборудования, улучшения качества и снижения себе-
стоимости обрабатываемых изделий.
В свою очередь стойкость футеровки соляных ванн зависит
от состава высокоогнеупорных материалов — кирпича и мертеля
(связки, которой заполняют швы при кладке кирпичей), качества
укладки огнеупора (толщины швов и др.), состава находящихся
в ванне солей, а также температуры, при которой работает ванна.
Состав мертеля должен быть одинаковым с составом применяемого
огнеупорного кирпича.
В настоящее время в промышленности для футеровки высоко-
температурных электродных соляных ванн в основном применяют
высококачественный хорошо обожженный шамот класса А, кото-
рый относится к кремнеземистым (кислым) материалам и состоит
в основном из окислов кремния и алюминия (50—65% SiO2 и
не менее 45—30% А12О3). Он имеет температуру размягчения не
менее 1730° С и предел прочности при сжатии не менее 10 МПа
25
или 100 кгс/см2. Однако срок службы этих ванн весьма неболь-
шой: при ректификации солевого расплава бурой или ферросили-
цием|он не превышает обычно одного месяца. Широкий опыт
использования шамота в качестве огнеупорного материала для
футеровки высокотемпературных соляных ванн свидетельствует
о быстром разрушении его под воздействием солевых расплавов.
В связи с этим в последнее время для данной цели иногда исполь-
зуют другие материалы, обладающие более значительной хими-
ческой инертностью по отношению к расплавам хлористых солей.
При выборе их исходят из того, что применяемые при термо-
обработке расплавы солей являются нейтральными или основ-
ными, следовательно, для футеровки соляных ванн в принципе
целесообразно использовать такие огнеупоры, которые относи-
лись бы к группе нейтральных или основных материалов. Из
материалов этих групп особый интерес представляют хромомагне- «
зитовые и высокоглиноземистые огнеупоры. Было установлено,
что стойкость футеровки высокотемпературных соляных ванн
может быть существенно увеличена применением высокоглинозе-
мистого кирпича, содержащего более 45% А12О3, для производ-
ства которого используют различные виды высококачественного
природного высокоглиноземистого сырья [81 ]. За рубежом
с этой же целью применяют иногда футеровку из прессованной
мраморной крошки. Однако, по данным [133], наиболее эффек-
тивным является использование силлиманита, представляющего
собой природный минерал класса силикатов, имеющий химиче-
ский состав Al(AlSiO2). В работе [83] с целью более значитель-
ного повышения срока службы высокотемпературных соляных
ванн было исследовано взаимодействие различных огнеупоров
с солевыми расплавами при температуре 1280° С. Марки и состав
выбранных огнеупоров, а также содержание в них основных оки-
слов приведены в табл. 7. Средой для испытания служили рас-
плавы хлористого бария, смесь хлористого бария с фтористым
магнием (соль БМФ, содержащая 95% ВаС12 и 5% MgF2) и раз-
работанная недавно [84] смесь БМ5Б, содержащая 94,8% ВаС12,
5% MgF2 и 0,2% В.
Таблица 7
Наименование огнеупоров и содержание в них основных окислов
• Огнеупоры		Содержание окислов, %
наименование	марка	
Хромомагнезит	 Муллит 	 Муллитокорунд	 Корунд 	 Шамот 		ОХМ-1 МЛО-62, МЛУ-62 МКО-72, МКО-83 КО-96 ШАМ-6	15—25 Сг2О3, 42 MgO, 8 SiO2 63-78 А12О3 75—90 А12О3 92-99 А12О3 50—65 SiO2
26
Рис. 9. Относительная
стойкость различных ог-
неупоров в расплавах со-
лей при температуре
1280° С:
1 — расплав хлористого ба-
рия; 2 — расплав БМФ
(95% ВаС12 + 5% MgF2);
3 — расплав БМ5Б (94,8%
ВаС12 + 5% MgF2 + 0,2%
В)
При лабораторных
исследованиях обра-
зцы кирпича нагрева-
ли в указанных соле-
вых расплавах при
1280° С в сп ециальны х
приспособлениях,пре-
дохраняющих их от
всплывания вследст-
вие меньшей плотности. Испытание пордолжалось до начала разру-
шения, определяемого визуально по разъеданию поверхности образ-
цов. Исследованиями было установлено, что стойкость огнеупоров
в перечисленных солевых расплавах при указанной темпе-
ратуре зависит от химического состава огнеупорного мате-
риала, состава расплавленных солей и отдельно вводимых ректи-
фикаторов. По возрастанию стойкости при испытании образцы
разных марок огнеупора располагаются в следующем порядке:
ШАМ-6, ОХМ-1, МЛО-62, МЛУ-62, МКО-72, МКО-83, КО-96
(рис. 9). Из табл. 7 и рис. 9 видно, что стойкость этих огнеупоров
возрастает с увеличением в них содержания А12О3. Если стой-
кость шамота условно принять за единицу, то относительная
стойкость перечисленных огнеупоров выразится следующими
цифрами: хромомагнезит 1,76; муллит 2,85; муллитокорунд 3,19;
корунд 3,84.
Таким образом, наибольшей стойкостью при нагреве в вы-
сокотемпературных соляных ваннах обладает корундовый огне-
упор КО-96; сравнительно мало уступают ему муллитокорундо-
вые МКО-83, МКО-72 и МЛО-62. Из них наибольшего внима-
ния заслуживают огнеупоры МКО-72 и МЛО-62, которые обла-
дают меньшей склонностью к растрескиванию при теплосменах,
чем огнеупоры МКО-83 и особенно КО-96, и вместе с тем являются
более дешевыми и недефицитными.
На стойкость огнеупоров влияет состав солевых расплавов:
она является наименьшей при нагреве в расплаве хлористого
бария, несколько возрастает при нагреве в расплаве БМФ и
достигает максимального значения при нагреве в расплаве
БМ5Б. Последнее можно объяснить тем, что совместное
присутствие в расплаве соли БМ5Б фтористого магния и черного
аморфного бора (полиборида магния) уменьшает образование
27
окислов, ускоряющих разрушение футеровки ванны, и облег-
чает удаление окислов со дна ванны при ее систематической
чистке.
Отрицательное влияние на стойкость футеровки электродных
/соляных ванн оказывает ферросилиций, применяемый некоторыми
заводами в качестве ректификатора этих ванн. Известно, что
эффективность его действия достигается лишь в том случае,
если ферросилиций вводится в ванну через 4 ч, после чего каждый
раз ее температура на 30—40 мин повышается до 1300° С. Прохо-
дящие в ванне в этих условиях сложные процессы интенсивного
взаимодействия ферросилиция с электродами, нагреваемыми изде-
лиями, и футеровкой ванны в конечном итоге приводят к бы-
строму разрушению последней. Производственные испытания
показали, что при работе на солевом расплаве БМ5Б стойкость
шамотной футеровки в 3—4 раза, а футеровки из огнеупора
МКО-72 в 5 раз выше, чем стойкость в хлорбариевых ваннах,
раскисленных ферросилицием. Наконец, футеровка из огнеупора
МКО-72 при использовании солевого расплава БМ5Б имеет стой-
кость в 12—15 раз выше, чем шамотная футеровка хлорбари-
евой ванны, раскисленной ферросилицием [83].
Таким образом, не вызывает сомнений целесообразность замены
шамотной футеровки высокотемпературных соляных ванн футе-
ровкой из высокоглиноземистого огнеупора МКО-72. Для связки
этого огнеупора должен применяться высокоглиноземистый мер-
тель ВТ-1, выпускаемый по ГОСТ 6137—61. Применение огне-
упора МКО-72 сопровождается резким повышением стойкости
соляных ванн, сокращением числа ремонтов, экономией электро-
энергии и снижением количества хлористого бария, расходуемого
каждый раз на пропитку новой футеровки ванны. Эффективность
применения огнеупора МКО-72 еще более возрастает при исполь-
зовании его для футеровки высокотемпературных соляных ванн,
в которых применяется смесь солей БМ5Б. Учитывая, что огне-
упор МЛО-62 по стойкости против разъедания расплавленными
солями незначительно уступает огнеупору МКО-72 и менее скло-
нен к растрескиванию при теплосменах, его можно также реко-
мендовать для использования при футеровке соляных ванн.
Электродные ванны с металлическим тиглем. Ванны этой
категории отличаются большим разнообразием конструкций.
Из выпускаемых отечественной промышленностью наибольшее
значение имеют трехфазные ванны двух типов СВС-3,5.8.4/6,5М1
и СВС-3,5.8.4/8,5М1 с прямоугольным тиглем.'По длинной сто-
роне тигля помещаются три электродные группы, каждая из
которых состоит из двух электродов квадратного сечения, распо-
ложенных на сравнительно небольшом расстоянии друг от друга
(рис. 10, табл. 8). Соляные ванны первого типа применяют в ин-
тервале температур 160—650° С для охлаждения при ступен-
чатой закалке инструментов и для нагрева их при отпуске, а
также для химико-термической обработки готовых инструментов
28
Уровень соли р-р
Горячий воздух и пары солей
к вентиляционной системе от
бортового отсоса ванны
(Крышка условно не понизана)
Рис.. 10. Электродная со-
ляная ванна типа
СВС-3,5.8.4/6,5 Ml с пря-
моугольным металличес-
ким тиглем
из быстрорежущей стали. Благодаря невысокой рабочей тем-
пературе срок службы ванн СВС-3,5.8.4/6,5М1, по данным [44],
составляет шесть месяцев и более. Ванны СВС-3,5-8.4/8,5М1,
кроме использования по тому же назначению, применяют иногда
для нагрева под закалку инструмента из углеродистых и низко-
легированных сталей, а также для высокотемпературного циа-
нирования, однако срок службы их в этом случае резко снижается.
Все перечисленные ванны в зависимости от назначения могут
заполняться расплавами различного состава — селитрами, сме-
сями хлористых солей, щелочами и цианистыми солями.
Помимо трехфазных ванн с металлическими тиглями, отече-
ственной промышленностью выпускается также небольшая одно-
фазная соляная ванна типа СВС-1,5.3.4/8,5М1 (рис. И, табл. 8),
предназначенная для применения при температурах до 850° С
и называемая иногда ванной с электромагнитной циркуляцией.
29
Таблица 8
Характеристика средне- и низкотемпературных трехфазных
электродных соляных ванн с металлическими тиглями прямоугольной
формы (37) и однофазной электродной соляной ванны типа СВС-1,5.3.4/8,5 Ml
Показатели	СВС-3,5.8.4/6,5М	СВС-3,5.8.4/8,5М	СВС-1,5.3.4/8,5М1
Установленная мощность, кВт Напряжение пита-	60	100	35
ющей сети, В . . Число фаз . . .	380	380	380
	3	3	1
Напряжение на электродах, В:			
пусковое . .	17,6; 15,2	15,3; 18,3	20; 16,5
рабочее . . .	13,3; 11,9	10,3; 11,6	14,1; 12,2
холостого хо- Да		10,3; 8,3	6,4; 7; 8,25 	9,0; 8,1
Число электрод-			
них групп . . .	3	3	1
Максимальная ра- бочая температу- ра, °C 		650	850	850
Максимальная производитель- ность, кг/ч, при			»
нагреве садки:			
массой 60 кг, диаметр изде-			
лия 80 мм массой 45 кг,	200	—	—
диаметр изде- лия 45 мм			270		
массой 12<кг,			
’ диаметр изде- лия 35 мм					ПО
Мощность холо- стого хода, кВт:			
при открытой крышке . . . при закрытой	30	54	14,5
крышке . . .	20	26	8,5
Габаритные раз-			
меры, мм .... Размеры рабочего	Г750Х 1910X1400	1750X1910X1400	800X400X1900
пространства, мм:			
ширина	.	350	350	150
длина ....	800	800	300
глубина . . .	400	400	400
Объем расплавлен- ной соли, м3. . .	0,200	0,290		
Удельный расход электроэнергии, кВт- ч/кг .... Электроды:			0,28
			
	0,24	0,32	
сечение, мм	40X40	60X60	—
материал (сталь)	Х25	Х25	—
30
Продолжение табл. 8
Показатели	СВС-3,5. 8.4/6,5М	СВС-3,5.8.4/8,5/М	СВС-1,5.3.4/8,5М1
Щит управления: марка габаритные размеры, мм Трансформатор: тип	 габаритные размеры, мм	ИЗРП-242РБ 800X495X1950 ТПТ100/17ПК 770X1300X 1290	* ИЗРП-243РБ 800X495X 1950 ТПТ160/21ПК 770X 1565X1540	ЗЮП606.002 800X400X1900
Она имеет небольшой металлический тигель, по одной из сторон
которого располагаются строго параллельно и близко друг от
друга (на расстоянии 12—30 мм) два металлических электрода.
Особенностью этой ванны является интенсивная принудительная
циркуляция в ней расплавленной соли, обусловленная взаимо-
действием магнитных полей, возникающих при прохождении
Рис. 11. Однофазная
электродная соляная ван-
на типа СВС-1,5.3.4/8,5М1
31
Рис. 12. Соляные ванны с овальной формой рабочего пространстства и электрод-
ной группой, вынесенной за пределы рабочего пространства
тока большой силы через электроды и расположенную между
ними расплавленную соль, представляющую собой, жидкий про-
водник. В результате активной циркуляции солевого расплава
во всем рабочем пространстве достигается практически одинако-
вая температура и резко возрастает скорость нагрева. Положи-
тельным фактором является также то, что нагреваемое изделие не
находится здесь в нулевой точке звезды, как в трехфазных элек-
тродных ваннах, поэтому оно не подвергается активному элек-
трохимическому растворению в соли. Основным недостатком
этой ванны является неравномерная электрическая нагрузка
на одну из фаз сети; такая однофазная нагрузка при небольшой
мощности питающей подстанции может оказаться недопустимой.
Этот недостаток устраняется при одновременном использовании
трех однофазных соляных ванн, подключаемых к различным
фазам цеховой сети. Вторым недостатком ванн этой категории
является сравнительно малая стойкость электродов, объясняемая
местным интенсивным выделением теплоты в узком межэлектрод-
ном пространстве однофазных ванн.
За рубежом при закалке инструментов помимо ванн с шести-
гранной, трехгранной, прямоугольной и круглой формой попереч-
ного сечения иногда применяют среднетемпературные соляные
ванны с овальной формой-рабочего пространства (рис. 12). В та-
ких ваннах в одной стороне рабочей камеры установлены три
металлических электрода, центры которых расположены в вер-
шинах воображаемого равностороннего треугольника, а полез-
ная часть рабочего пространства представляет собой как бы
цилиндрический столб расплавленной соли, вынесенный за пре-
делы данной электродной группы. Иногда в среднетемпературных
соляных ваннах с такой же формой рабочего пространства элек-
тродная группа отделена от полезной части рабочего пространства
металлической перегородкой (рис. 13), назначением которой в дан-
ном случае является защита электродов от возможного соприкос-
новения с нагреваемыми изделиями.
32
Рис. 13. Среднетемпературные электродные соляные ванны с овальной формой
рабочего пространства и металлической перегородкой (- -
1 — трансформатор; 2 — бортовой отсос; 3 — крышка
Материал электродов. В качестве материала для изготовления
электродов широко используют низкоуглеродистые стали 10,
15 или 20, более устойчивые против разъедания расплавленной
солью, чем применяемые иногда для этой же цели конструк-
ционные стали 45 или 50. В высокотемпературных соляных ван-
нах электроды, с целью повышения их стойкости в 3—6 раз,
в ряде случаев изготовляют из высокохромистых жаропрочных
сплавов 12X17, 15X28 и хромоникелевых сплавов 12Х18Н9Т
и др.
За рубежом в ваннах данной категории применяют также ни-
келевые электроды, срок службы которых в 3—4 раза превышает
обычный. Для предотвращения резкого снижения температуры
в момент загрузки инструментов объем рабочего пространства
соляных ванн выбирают из расчета, чтобы масса расплава пре-
вышала массу одновременно загружаемого в ванну металла не
менее чем в 10 раз. Выбор трансформаторов для соляных ванн
зависит от объема рабочего пространства и максимальной тем-
пературы нагрева. В отечественной промышленности для соля-
ных ванн в настоящее время применяют трансформаторы
ТПТ-63/17ПК, ТПТ-100/17пк, ТПТ-160/21ПК и ТПТ-250/21ПК
(см. табл. 14) с несколькими ступенями регулирования, что
позволяет обеспечивать различную температуру нагрева. Теп-
ловой и электрический расчет соляных ванн приведен в работах
[37, 59, 77].
Правила эксплуатации электродных соляных ванн. В процессе
эксплуатации этих ванн должны соблюдаться правила, обеспе-
чивающие безопасность работы с расплавленными солями и ще-
лочами и длительный срок их службы.
Перед пуском в эксплуатацию свежевыложенные электродные
ванны должны быть тщательно просушены с помощью поме-
щаемого в их рабочее пространство специального электрического
обогревателя, путем сжигания в них топлива или с помощью
нагретых металлических болванок. Соли для ванн должны быть
предварительно тщательно высушены при температуре не менее
2 Смольников Е. А.	33
200° С и измельчены. При розжиге соль насыпают на дно ванны
небольшим слоем, закрывающим лишь нижние концы электро-
дов. Розжиг ванны производят при включении печного трансфор-
матора на одну из последних ступеней, получая достаточно высо-
кое напряжение на его вторичной обмотке (18—24 В). Соль пла-
вится под действием дуги, возникающей между концом добавоч-
ного и одним из основных электродов. Затем добавочный элек-
трод извлекаются из ванны, трансформатор переключают на более
низкую ступень и в ванну кусками добавляют заранее пере-
плавленную соль или с большой осторожностью новую соль.
Дальнейший нагрев ванны происходит за счет теплоты, выделя-
ющейся при прохождении электрического тока через’ уже рас-
плавившуюся соль, обладающую в жидком виде высоким элек-
трическим сопротивлением. Следует иметь в виду, что при попада-
нии в солевой расплав хотя бы небольшого количества влаги
происходит выбрасывание соли из ванны. Чтобы избежать этого,
погружаемые в ванну обрабатываемые инструменты должны быть
хорошо просушены, а массивные инструменты, кроме того, должны
быть обязательно предварительно подогреты. Очистка ванн от
образующегося шлака должна производиться специальными дыр-
чатыми черпаками или ложками, погружаемыми в расплавлен-
ную соль в сухом и подогретом виде. Те же правила должны
соблюдаться при проверке температуры соляных ванн: в част-
ности, термопары должны погружаться в ванну в подогретом
виде. При остановке электродных ванн расплавленная соль
вычерпывается железным ковшом, который предварительно также
должен быть хорошо просушен и подогрет; в ванне оставляется
примерно одна четвертая часть объема соли, что обеспечивает
возможность последующего запуска ее в эксплуатацию. Соль
из ванны сливается в железные сухие изложницы, где дробится
на небольшие куски, которые в дальнейшем используются для
добавления в работающие ванны. Иногда расплавленная соль
из электродных соляных ванн при их остановке не сливается,
а в ванну помещают специальное приспособление — выемной
блок нагревательных элементов, которые включаются при по-
следующем розжиге печи. '
4. СОЛЯНЫЕ ВАННЫ С ВНЕШНИМ
И ВНУТРЕННИМ ОБОГРЕВОМ
Помимо рассмотренных выше электродных соляных ванн,
в инструментальном производстве находят также применение
некоторые виды соляных тигельных ванн с внешним и внутрен-
ним обогревом.
Соляные ванны с внешним обогревом. Эти ванны имеют метал-
лический круглый тигель с элементами сопротивления, располо-
женными по его внешней стороне (рис. 14); характеристика этих
34
Рис. 14. Тигельная соляная ванна с
наружным обогревом:
1 — каркас; 2 — рабочая камера из фасон-
ных шамотных кирпичей; 3 — теплоизоля-
ционный кирпич и порошок; 4 — керамиче-
ские полочки для нагревателей из высоко-
омного сплава сопротивления; 5 — тигель
из жароупорной стали; 6 — колпак с двух-
створчатой дверцей; 7 — патрубок для сое-
динения с вытяжной вентиляцией; 8 —• тер-
мопара; 9 — отверстие для стока соли при
прогаре тигля; 10 — футеровочная крышка
ванн приведена в табл. 9.
В инструментальном производ-
стве они используются при
температурах 140—700° С для
охлаждения инструментов при
ступенчатой закалке, для на-
грева при отпуске и при не-
которых операциях химико-
термической обработки. Тигли
для этих ванн изготовляют
литыми с толщиной стенки
12—30 мм, штампованными или
сварными. Для изготовления
сварных тиглей применяют чу-
гун или углеродистые стали
и жаропрочные сплавы типа
12Х18Н9Т, 20Х25Н20С2 и др.,
а для штампованных и свар-
ных тиглей низкоуглеродистые
стали с 0,08—0,05% С. Иногда
внешний обогрев тиглей из ста-
ли 12Х18Н12Т с соленым рас-
плавом производится с помощью
карборундовых стержней [124].
Иногда в одной установке
используя их для предварительного и окончательного нагрева,
а также для охлаждения.
В электрических тигельных ваннах с внешним обогревом на-
грев’соли производится с помощью спиральных и ленточных
нагревателей, размещаемых в несколько рядов на боковых стен-
ках кладки. Обычно эти печи имеют диаметр 200—400 мм и не-
большую мощность 10—30 кВт. Реже при термической обработке
применяют тигельные ванны с газовым обогревом, и почти вышли
из употребления тигельные ванны на жидком топливе вследствие
трудности достаточно точного регулирования температуры нагрева.
Основными недостатками всех тигельных ванн с наружным
обогревом являются малая производительность и сравнительно
непродолжительный срок службы тиглей и нагревателей.
2*	35
Таблица 9
Характеристика тигельных электрических соляных ванн
с наружным обогревом
Показатели	СВГ-1,5.2/8,5М1 (В-10)	СВГ-2,5.3,5/8,5 Ml (В-20)	СВГ-3,5.4/8,5 Ml (В-30)
Рабочие размеры			
тигля, мм:			
диаметр . . .	200	300	400
глубина . . .	350	535	555
Объем расплава, л Номинальная мощ-	И	32	54
ность, кВт .... Напряжение пи-	10	20	30
тающей сети, В	220	380; 220	380, 220
Число фаз . . .	1	1/3	3
Схема соединения нагревателей , .	Последовательно	Последовательно,	Звезда
		звезда-	
Число тепловых		треугольник	
зон		1 -	1	1
Максимальная ра- бочая температу-			
ра в тигле, °C Эксплуатационные	850	850	850
данные:			
мощность хо- лостого хода, кВт .... производи- тельность,	6	7	9
кг/ч ....	30	80	130
Масса печи, т Габаритные раз-	1	1,4	1,8
меры, мм:			
диаметр . . .	1160	1380	1450
высота . . .	1800	2010	2260
Соляные ванны с внутренним обогревом. В связи с указан-
ными недостатками ванн с наружным обогревом в последние годы
получили весьма широкое распространение так называемые
ванны с внутренним обогревом (рис. 15). Нагрев из осуществ-
ляется переменным током (напряжение 220 и 380 В) с помощью
трубчатых электронагревателей, состоящих из цельнотянутых
труб диаметром 15—40 мм, в которых помещена нихромовая
спираль, изолированная от стенок трубы каким-либо непровод-
ником, например [14] порошкообразной кристаллической окисью
магния. Путем изгиба в нагретом состоянии трубчатым электро-
нагревателям придают обычно наиболее удобную для использо-
вания в соляных ваннах V-образную форму. В качестве примера
на рис. 15 показана ванна с трубчатыми нагревателями, распо-
36
Рис. 15. Соляная ванна с трубчаты-
ми нагревателями:
1 — кожух; 2 — трубчатый нагрева-
тель; 3 — защитный кожух выводов;
4 — уровень соли; 5 —- шинная раз-
водка; 6 — теплоизоляция; 7 — метал-
лический тигель
ложенными по трем ее сторонам (всего
Характеристика ванны приведена ниже.
девять нагревателей).
Рабочая температура, °C ....
Максимальная масса садки, кг
Мощность, кВт:
установленная рабочая . . .
пусковая ..................
Напряжение сети, В . .
Объем расплава, м3 ............
Размеры рабочего пространства, мм:
длина . . .....................
- ширина.......... ....
глубина....................
Габаритные размеры, мм ....
Масса ванны, т ................
180—220
500
72
65
380
2,57
1200
890
1250
2200X2775X2310
8,1
Ванны с внутренним обогревом по сравнению с ваннами с внеш-
ним обогревом при одинаковых размерах рабочего пространства
'	37
имеют меньшие теплопотери, следовательно, меньший удельный
расход электроэнергии. Кроме того, для селитровых ванн [125]
внутренний обогрев более безопасен, так как при этом менее вероя-
тен перегрев дна ванны из-за загрязнения нижних слоев селитры.
Широкий опыт использования соляных ванн с внутренним
обогревом в инструментальной промышленности подтвердил целе-
сообразность их применения для нагрева изделий при отпуске
и для охлаждения при ступенчатой закалке инструментальных
сталей, где особенно важно строгое соблюдение заданной тем-
пературы процессов.
Правила эксплуатации тигельных соляных ванн. При работе
на этих ваннах должны соблюдаться правила обращения с рас-
плавленными солями, изложенные выше для электродных соля-
ных ванн. При эксплуатации соляных ванн с газовым или нефтя-
ным обогревом особое внимание должно уделяться правильному
сжиганию топлива. Чтобы тигель нагревался равномерно со всех
сторон, надо избегать острого пламени, вызывающего быстрое
прогорание тигля. При эксплуатации тигельных ванн с газовым
обогревом особенно важно следить за отсутствием утечки газа
и соблюдением правил пуска и остановки ванн, позволяющих
предупредить возможность взрыва и пожара.
5. ИНДУКЦИОННЫЕ СОЛЯНЫЕ ВАННЫ
С ГРАФИТОВЫМИ НАГРЕВАТЕЛЯМИ
Для преодоления одного из серьезных недостатков электрод-
ных соляных ванн — весьма длительного запуска их в эксплуа-
тацию (составляющего обычно 2—4 ч) — недавно создан [79, 80]
принципиально новый вид соляных ванн — индукционные вы-
соко- и среднетемпературные соляные ванны с графитовыми нагре-
вателями, используемые в диапазонах температур 1000—1300
и 700—950° С при соответствующем подборе солей (рис. 16—18).
В качестве рабочей камеры индукционных соляных ванн ис-
пользуются стандартные графитовые тигли ТГ, предварительно
обожженные при 900° С по графику, показанному на рис. 19,
с целью повышения их прочности. Для нагрева под закалку
инструментов небольших размеров удобными для единичного
и мелкосерийного производства являются тигли глубиной 275,
диаметром 200 и толщиной 18 мм [79]. Графитовый тигель с солью
требуемого состава помещается в высокочастотное электромаг-
нитное поле, создаваемое индуктором установкиJ ТВЧ типа
ЛПЗ-67, имеющей следующую техническую характеристику:
Мощность, кВт:
установленная .................... 105
колебательная..............  .	60
Напряжение, кВ:
анодное........................... 10,5
на контуре............................ 7
Габаритные размеры, м.............3,5X4,04X2,25
Масса, т................................ 3,4
Рис. 17. Схема подключения индукци-
онной соляной ванны к установке ТВЧ:
L1 — дроссель безопасности — 400 витков;
L2 — индуктор печи; L3 — закалочный
трансформатор; L4 — вторичный виток
с закалочным индуктором; — доба-
вочная емкость для индуктора печи (для
ЛПЗ-67 36 000 мФ); lntu—Зпш — переклю-
чатели шарнирные
Рис. 16. Продольный разрез индукци-
онной соляной ванны:
1 — асбоцементная плита; 2 — огнеупор-
ная обмазка; 3 — листовой асбест толщиной
3 — 5 мм; 4 — графитовый тигель ТГ-50;
5 — индуктор (медная трубка 15x12 мм);
6 — постель; Г — рама печи из уголка
40X40 мм; 8 — шамотная плита; 9 — гори-
зонтальная текстолитовая планка; 10 —
стойки крепления витков индуктора из ди-
электрика; И — узел крепления витков
индуктора к стойке
Рис. 19. График обжига в электропечах
графитовых тиглей для индукционной
соляной ванны:
------ нагрев тиглей в электропечи;
— — — охлаждение тиглей до 20° С вместе
с печью
Рис. 18. Схема установки термопары в индук-
ционной соляной ванне:
1 — автоматический потенциометр типа КСП-3;
2 — термопара ТПП; 3 — графитовый тигель;
4 — постель тигля; 5 — индуктор печи; 6 —
солевой расплав
Под действием индуктируемого тока графитовый тигель, имеющий
высокое электросопротивление, интенсивно разогревается, а выде-
ляемая при этом в большом количестве теплота передается содер-
жащейся в тигле соли, которая быстро расплавляется и нагревает
изделия до заданной рабочей температуры.
38
39
Чтобы в случае разрушения графитового тигля предотвратить
прорыв расплавленной соли через кожух печи, вокруг тигля
устраивают специальную набивку или'«постель», состоящую* из
15% молотого кварцита (размер зерна 2—3 мм), 60% кварцита
(размер зерна 0,5—1,0 мм), 23% кварцевой пыли и 1,5% техниче-
ской борной|кислоты. Под действием теплоты, выделяющейся при
разогреве графитового тигля, материал постели спекается^в мо-
нолит, устойчивый против разрушения и достаточно плотный.
6. ИЗМЕРЕНИЕ, КОНТРОЛЬ И РЕГУЛИРОВАНИЕ
ТЕМПЕРАТУРЫ СОЛЯНЫХ ВАНН
Данные о приборах и термопарах, обычно используемых при
контроле температуры соляных ванн различных категорий,
приведены в табл. 10.
В процессе эксплуатации температуру соляных ванн, рабо-
тающих при 1000—1300° С, рекомендуется контролировать радиа-
ционным пирометром-телескопом «Тера-50>> и электронным потен-
циометром, имеющим градуировку РК-15 и шкалу 700—1400° С.
В качестве вторичного прибора целесообразно использовать по-
тенциометры типа КСП-4 или КСП-3 с той же градуировкой
РК-15 и шкалой 700—1400° С. При такой градуировке потенцио-
метра можно получить максимальную ЭДС (например, 19, 75 мВ
при 1300° С) и достичь высокой точности регулирования тем-
пературы соляной ванны в указанном выше диапазоне (1000—
1300° С) вследствие уменьшения амплитуды и увеличения периода
колебаний температуры. При выборе типа вторичного прибора
для высокотемпературных соляных ванн необходимо учитывать,
что электронный потенциометр типа КСП-4 имеет более высокий
класс точности (0,25) по сравнению с прибором КСП-3; он снабжен
ленточной диаграммой и позволяет непрерывно и четко запи-
сывать изменение температуры ванны и в случае необходимости
изменять скорость движения бумаги. Прибор КСП-4 обычно
применяют лишь в тех случаях, когда предъявляются повышен-
ные требования к точности измерения и регулирования темпе-
ратуры и ее записи, в частности в лабораторных условиях и для
ванн, предназначенных для обработки особенно ответственного
инструмента. В остальных случаях в цеховых условиях пред-
почитают пользоваться менее сложным по конструкции электрон-
ным потенциометром типа КСП-3, снабженным дисковой диаграм-
мой, движущейся с постоянной скоростью (один оборот в сутки).
В литературе [132] отмечается возможность при помощи
радиационных пирометров измерять температуру ванн с точ-
ностью ±10° С. Однако следует иметь в виду, что современные
первичные пирометрические отечественные приборы при правиль-
ной установке телескопа гарантируют измерение температуры
лишь с весьма невысокой точностью ±20° С, что для целей тер-
40
Таблица 10
Перечень приборов и термопар, рекомендуемых для контроля
температуры соляных ванн
Ванны	Рабочая темпера- тура, °C	Характеристика прибора			Термопара
		Наименование	Градуи- ровка	Шкала, °C	
Электриче- ские:					
высокотем- пературные	1000— 1300	Электронный потенциометр ти- па КСП-3 или КСП-4 с электри- ческим позицион- ным регулирую- щим устройством Радиационный пирометр «Те- ра-50»	РК-15 РК-15	700—1400 700—1400	—
среднетем- пературные	700—950	Электронный потенциометр ти- па КСП-3 с элек- трическим пози- ционным регули- рующим устрой- ством	ХА	600—1100	Хромель- алюмелевая
низкотем-	400—700	То же	ХА	0—800	То же
пературные	150—400	»	хк	0—400	Хромель- копелевая
Газовые					
или нефтя-					
ные:					
среднетем- пературные	700—950	Электронный потенциометр ти- па КСП-3 мод. 1800 с пневма- тическим пропор- ционально-интег- ральным регули- рующим устрой- ством (ПИ)	ХА	600—1100	Хромель- алюмелевая
низкотем-	400—700	То же	ХА	0—800	То же
пературные	150—400	»	хк	0—400	Хромель- копелевая
Примечание.. Чехлы для термопар, применяемых для контроля температуры
соляных ванн, должны изготовляться из материала, достаточно устойчивого против
воздействия расплавленных^ солей, например из высокохромистой стали Х25.
41
мообработки в высокотемпературных соляных ваннах явно недо-
статочно, учитывая, что в них подвергаются нагреву инструменты
из быстрорежущих и других высоколегированных сталей, режимы
обработки которых задаются в более узких интервалах. Поэтому
перед началом работы температура высокотемпературных соля-
ных ванн заранее тщательно проверяется тарированной с точ-
ностью ±ГС контрольной термопарой и по ее показаниям каж-
дый раз производится корректировка вторичного прибора на
данную температуру. В этом случае точность измерения темпе-
ратуры радиационным пирометром значительно повышается и
составляет обычно ±5° С. Чтобы дым, образующийся над зер-
калом соляной ванны при разложении и испарении солевого рас-
плава, не мешал измерению температуры, его удаляют с помощью
бортового вентиляционного отсоса или путем подачи к зеркалу
ванны сжатого воздуха, поступающего через специальную метал-
лическую визирную трубу, установленную непосредственно под
телескопом.
В последние годы, по данным фирмы «Гартман и Браун»,
для более точного измерения температуры ванн, работающих при
1200—1300° С, применяют керамические визирные трубы, кото-
рые закрытым концом погружаются в солевой расплав. В данном
случае радиационный пирометр измеряет температуру донной
части трубы, которая нагревается до температуры солевого рас-
плава, при этом полностью устраняются погрешности изме-
рения, связанные с дымообразованием расплава, рассеива-
нием света и образованием пленок на зеркале ванны, бла-
годаря чему повышается точность измерения температуры
до ±3°С.
Регулирование температуры соляных ванн в достаточно узком
интервале является более трудной задачей, чем ее измерение.
В последние годы резко возросли требования к точности регули-
рования температуры соляных ванн, поэтому оно сравнительно
редко осуществляется вручную. В основном же при термической
обработке инструментов температура соляных ванн регулируется
автоматически с использованием одной из специально разрабо-
танных для этой цели электрических схем. На большинстве пред-
приятий отечественной инструментальной промышленности ши-
роко внедрено автоматическое регулирование температуры соля-
ных ванн по сравнительно простой схеме с помощью электрон-
ного потенциометра, промежуточного реле и электроконтактора.
В этом случае соляная ванна работает по принципу включено-
выключено. Однако необходимо учитывать, что при работе обо-
рудования по этому принципу достигаемая точность автоматиче-
ского регулирования температуры соляных ванн является невы-
сокой и составляет обычно ±10° С. Это обусловлено тем, что
в данном случае электропитание ванны периодически полностью
отключается, вследствие чего приобретает большое значение
тепловая инерция солевого расплава.
42
Рис. 20. Графики изменения темпе-
ратуры соляной ванны в зависимо-
сти от способа ее регулирования
(t — температура; Р — мощность;
т — время; Т —- период):
1 — величина подведенной мощности
в полупериод, когда температура в ра-
бочей камере соляной ванны ниже за-
данной; 2 — то же, когда температура
в рабочей камере соляной ванны выше
заданной
На рис. 20 схематически
показано, как при работе
электродной соляной ванны
по принципу включено-вы-
ключено изменяется ее тем-
пература и как влияет при
этом подаваемая мощность
от трансформатора. Тепло-
вую инерцию ванны можно в некоторых пределах регулиро-
вать путем [изменения J[n сдаваемой мощности переключением
ступеней понижающего * трансформатора. При средних зна-
чениях подаваемой мощности (рис. 20, а) заданная темпера-
тура солевого расплава находится около номинального ее зна-
чения лишь минимальный промежуток времени, остальное время
она выше или ниже номинала.^[При увеличении мощности,
подаваемой в ванну (рис. 20, б), увеличивается амплитуда тепло-
вых колебаний, а синусоида их будет смещаться вверх по отно-
шению к заданному значению температуры, следовательно, воз-
растает опасность перегрева обрабатываемых инструментов. При
уменьшении подаваемой мощности (рис. 20, в) резко увеличи-
вается продолжительность периода температурных колебаний,
а синусоида их смещается вниз по отношению к заданному зна-
чению.
Таким образом, во всех трех рассмотренных случаях при
работе ванн по принципу включено-выключено точность регули-
рования их температуры недостаточна. С целью повышения точ-
ности регулирования разработана [115] приведенная на рис. 21
электрическая схема ПТРТ (повышенной точности регулиро-
вания температуры), предназначенная в первую очередь для
высокотемпературных электродных соляных ванн, работающих
в интервале температур 1000—1300° С и используемых для на-
грева под закалку инструментов из быстрорежущих и высоко-
легированных сталей с выдержкой их в узком температурном
интервале ±5° С. Принцип действия электрической схемы ПТРТ
заключается в следующем. При достижении заданной температуры
нагрева электромагнитный пускатель /С2, который в точках Alf
Л 2 и А3 постоянно подключен к выбранной низкой ступени транс-
форматора, по команде измерительного прибора через проме-
43
шш
Кл1
-380В
ПрН
УП — универсальный
переключатель; Пр1 —
Пр5 — предохрани-
тели; Ki, Кг — элек-
троконтакторы; РП —
катушка промежуточ-
ного реле; РВ— ка-
температуры в 2 раза (с ±10 до ±5° С). При этом вследствие
непрерывной циркуляции расплавленной соли перепад темпе-
ратуры на глубине до 0,5 м практически сведен к нулю, в то время
как при работе ванн по принципу включено-выключено он дости-
’гает 30° С.
Средне- и низкотемпературные соляные ванны обычно работают
по принципу включено-выключено. Измерение и автоматическое
регулирование температуры этих ванн осуществляют с помощью
электронных потенциометров типа КСП-3 и хромель-алюмелевых
термопар.
тушка реле време-
ни; /К, 2К — катушка контакторов; IKi, 2Ki, /К3, 2К3 —
контакты электроконтакторов Ki и К2; РВ1 — контакты реле
времени; РП1, РП2 — контакты промежуточного реле; В К —
выключатель схемы ПТРТ; КЛ1, КЛ2 — лампы контрольные;
Кл, — Кл3 — входные клеммы трехфазного тока; КСП-3 — элек-
тронный автоматический потенциометр
жуточное реле РП отключает электропитание ванны с более мощ-
ной ступени. Одновременно промежуточное реле РП другими
своими контактами РПг подает команду на включение электро-
магнитного пускателя /С1( который в свою очередь включает
менее мощную электрическую ступень на понижающем трансфор-
маторе ванны. Реле времени РВ включено в схему для замедле-
ния переключения двух контакторов и /<2- Оно определяет
время переключения ступеней трансформатора, составляющее
обычно несколько секунд. Во избежание одновременного включе-
ния обоих электромагнитных пускателей и К 2) пусковые
катушки их сблокированы через блок-контакты данных пуска-
телей (1К.1, 2К1). Таким образом, при работе по схеме ПТРТ
происходит попеременное переключение электропитания соляной
ванны с более высокой ступени трансформатора на более низкую
ступень и обратно, т. е. отсутствуют периоды- времени, когда
электропитание полностью отключено. В результате этого зна-
чительно снижается тепловая инерция соляной ванны и умень-
шается амплитуда температурных колебаний в ее рабочем про-
странстве (рис. 20, г).
Практическое применение схемы к высокотемпературной элек-
тродной соляной ванне (работающей при температуре до 1300° С)
приводит к повышению точности автоматического регулирования
44
Г лава III
ХАРАКТЕРИСТИКА СОЛЕЙ, ЩЕЛОЧЕЙ
И ДРУГИХ МАТЕРИАЛОВ,
ПРИМЕНЯЕМЫХ В СОЛЯНЫХ ВАННАХ
1. ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К СОЛЯМИ
И ЩЕЛОЧАМ ДЛЯ СОЛЯНЫХ ВАНН, И ПРАВИЛА
ИХ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ
Состав соляной ванны должен выбираться в зависимости от
ее назначения, заданной температуры процесса и физико-химиче-
ских свойств солей и их смесей в твердом и расплавленном со-
стоянии.	,	'
Практикой установлен ряд общих наиболее важных требова-
ний к солям для соляных ванн, применяемых для нагрева или
охлаждения инструментов и других изделий при термической
обработке. Эти требования могут быть сведены к следующему.
В твердом состоянии соли должны устойчиво сохраняться без
разложения при длительном хранении на воздухе, быть по воз-
можности малогигроскопичными и хорошо растворяться в воде.
Последнее необходимо для того, чтобы застывшую соль можно
было легко удалить с поверхности обработанных инструментов.
Кроме того, соли не должны оказывать интенсивное коррозионное
воздействие на используемое оборудование, а также на поверх-
ность инструментов, подвергнутых термической обработке. В рас-
плавленном состоянии соли должны обладать небольшой лету-
честью, высокой жидкотекучестью, хорошей теплопроводностью
и быть достаточно инертными по отношению к погруженным в них
инструментам или другим изделиям, чтобы не вызывать их разъ-
едания и значительного окисления; соли для электродных ванн
должны, помимо того, обладать высокой электрической прово-
димостью в расплавленном виде и не разлагаться под действием
проходящего через них переменного электрического тока. Соли,
применяемые в качестве закалочных сред, должны иметь доста-
точно высокую закаливающую способность.
В зависимости от физико-химических свойств каждую соль
или смесь солей можно применять только в определенном, срав-
нительно узком интервале температур, в котором она достаточна
жидкотекуча, не обладает еще чрезмерной летучестью и не вызы-
вает разъедания и значительного окисления поверхности погру-
женных в нее изделий. Интервалы рабочих температур для каж-
дой соли или смеси солей не превышают обычно 200—400° С,
поэтому для высоко-, средне- и низкотемпературных соляных ванн
применяют различные соли. Расплавленные соли приобретают
достаточную жидкотекучесть и не образуют толстую корку на
46
изделиях лишь при условии некоторого перегрева выше темпе-
ратуры плавления, поэтому практикой установлено, что нижняя
граница температурной области применения солей или смесей
должна быть на 40—70° С выше температуры их плавления.
Для нагревающих и охлаждающих смесей солей число компонен-
тов в основном определяется требуемой температурой плавления.
Чаще применяют одну соль или же двойные и тройные эвтекти-
ческие смеси солей, обладающие наиболее низкой температурой
плавления. При применении смеси солей, образующих между
собой непрерывный ряд твердых растворов (например, NaCl
и КС1), выбирают те смеси, температура затвердевания которых
соответствует минимуму на кривой солидуса. К солям, предна-
значенным для различных операций химико-термической обра-
ботки (цианирования, азотирования, сульфидирования и др.),
предъявляются также специфические требования, обусловленные
характером указанных процессов.
В соляных ваннах применяют так называемые ректификаторы
солевых расплавов, назначением которых является очистка этих
расплав-ов от различных окислов, образующихся в процессе
эксплуатации ванн при высоких температурах, и предупрежде-
ние благодаря этому обезуглероживания нагреваемых инстру-
ментов.
Материалы, применяемые в качестве ректификаторов нагре-
вающих соляных ванн, должны отвечать следующим требова-
ниям:
а)	эффективно защищать поверхность нагреваемых инстру-
ментов и других изделий от обезуглероживания продолжительное
время;
б)	не разъедать поверхность нагреваемых изделий и возможно
менее интенсивно воздействовать на материал кладки, электро-
дов и тиглей соляных ванн;
в)	быть устойчивыми против воздействия атмосферного воз-
духа и не разлагаться при длительном хранении;
г)	не обладать большой гигроскопичностью и в просушенном
или в прокаленном виде не вызывать брызг и выплескиваний рас-
плавленной соли при их введении в ванну;
д)	находиться в достаточно измельченном состоянии, удоб-
ном как при непосредственном введении их в ванну, так и при
использовании в составе смеси солей и обеспечивающем наиболь-
шую эффективность их действия;
е)	быть неядовитыми; в противном случае необходимо строгое
соблюдение всех установленных правил хранения и применения
ядовитых веществ.
К щелочам, используемым при термической обработке ин-
струментов в расплавленном виде, главным образом в качестве
охлаждающих сред, предъявляются в основном те же требования,
что и к солям. Как и соли, едкие щелочи, применяемые в отдель-
ности и в смеси с другими щелочами или различными солями,
47
должны в области рабочих температур иметь хорошую жидко-
текучесть, высокую охлаждающую способность, высокий коэф-
фициент теплоотдачи и достаточную теплоемкость. Поскольку
с течением времени, в результате поглощения расплавленными
щелочами углекислоты из воздуха и взаимодействия с окислами
железа в металлических тиглях или с кладкой ванн, перечислен-
ные выше свойства щелочей могут существенно изменяться,
то при их использовании нужно тщательное наблюдение за со-
стоянием щелочных расплавов. Неизбежной для всех щелочей
является также высокая гигроскопичность, поэтому предпочи-
тают хранить их в запаянных железных барабанах, которые
рекомендуется вскрывать лишь непосредственно перед употребле-
нием щелочей.
Применение расплавленных едких щелочей при термической
обработке инструментов и других изделий требует не только
надлежащего выбора их состава, но и строгого соблюдения специ-
фических правил техники безопасности, учитывающих следующие
обстоятельства:
а)	попадание щелочей на кожу работающего как в расплавлен-
ном, так и в твердом состоянии вызывает сильные ожоги;
б)	пары щелочной ванны раздражающе действуют на кожу
и слизистые оболочки работающих;
в)	при внесении влаги в расплавленную щелочь может про-
изойти выбрасывание последней из ванны.
В связи с этим необходимо соблюдать следующие правила об-
ращения с едкими щелочами:
а)	к работе с щелочными ваннами, вскрытию барабанов
с едкими щелочами и перемешиванию щелочей можно допускать
только специально обученных рабочих;
б)	хранить едкие щелочи в закрытом помещении; желательно
также изолировать участок для работы с едкими щелочами от
других помещений;
в)	не вносить в щелочные ванны непросушенные изделия,
термопары, так как это может вызвать выбрасывание щелочи;
г)	для введения воды в ванну с целью понижения температуры
плавления необходимо составить водный раствор едких щелочей
при объемном соотношении воды к едким щелочам 1 : 1 или весо-
вом 1 : 2 и подогреть раствор до рабочей температуры ванны;
в таком состоянии водный раствор щелочей можно осторожно
вливать в расплав;
д)	закалочные и отпускные щелочные ванны, баки для охла-
ждения и промывки от щелочей должны иметь хорошую вытяж-
ную вентиляцию;
е)	все щелочные ванны должны быть с трех сторон ограни-
чены кожухом, а с рабочей стороны иметь закрывающиеся дверцы;
ж)	желательно механизировать процессы загрузки инстру-
ментов и других изделий в щелочные ванны и выгрузки|их из
ванн;
48
з)	работающий с расплавленными или кристаллическими ще-
лочами персонал должен быть снабжен плотной хлопчатобумаж-
ной одеждой, резиновой обувью, резиновыми и брезентовыми
перчатками и защитным щитком для лица.
2. ДИАГРАММЫ ПЛАВКОСТИ СМЕСЕЙ СОЛЕЙ
И ЩЕЛОЧЕЙ, ИСПОЛЬЗУЕМЫХ В СОЛЯНЫХ ВАННАХ
Многие соли и щелочи, которые по большинству показателей
пригодны для использования при термической или химико-
термической обработке инструментов и других изделий, имеют
вместе с тем слишком высокие температуры плавления. По этой
причине в состав солей и щелочей обычно вводят два, три компо-
нента и более, что позволяет существенно понизить температуру
плавления. Чаще всего в соляных ваннах применяют эвтекти-
ческие смеси солей или щелочей.
Основой при определении составов указанных эвтектических
смесей солей служат приводимые ниже диаграммы плавкости
двойных, тройных и более сложных безводных соляных систем,
которые позволяют также судить о том, насколько отклонение
от эвтектического состава влияет на изменение температуры плав-
ления смеси [28, 81, НО, 137]. Кроме того, при выборе состава
смесей солей помимо температуры плавления учитывают другие
характеристики: плотность в расплавленном виде, вязкость,
коэффициент теплоотдачи, теплоемкость, растворимость в воде
и др. При выборе смесей солей для электродных ванн, являющихся
в этом случае элементом сопротивления, учитывают также, что
они должны обладать определенной электропроводностью.
Кроме весьма разнообразных по составу двойных и тройных
технических солей и двойных смесей едких щелочей, в соляных
ваннах находят применение смеси технических солей с едкими
щелочами и, наконец, соляные минералы. Диаграммы плавкости
наиболее распространенных двойных смесей хлористых солей
(рис. 22, а—ё) свидетельствуют о том, что в среднетемпературных
соляных ваннах универсальное применение во всем рабочем
интервале температур 700—950° С могут иметь лишь немногие
смеси, имеющие состав, близкий к эвтектическому, и температуру
плавления не выше 650—680° С. Более тугоплавкие смеси этих
соляных систем ограниченно применяются иногда в массовом
производстве инструментов, например при закалке легированных
сталей с нагревом в интервале температур 830—900° С. Наиболее
легкоплавкие из смесей КС1—MgCl2 (рис. 22, ё) близки по со-
ставу к соляному минералу карналлиту (КС1, MgCl2). Однако
при их использовании приходится учитывать сравнительно высо-
кую летучесть и быстрое разложение этих солей при температуре
550° С и выше. Диаграммы плавкости тройных смесей хлористых
солей (рис. 23) показывают, что тройные эвтектические смеси
этих систем и смеси, близкие к ним по составу, имеют существенно
49
v	Рис. 22. Диаграммы плавкости двойных систем:
а — СаС12— NaClj б — NaC — КС1; в — СаС12— ВаС12; а — NaCl— ВаС12: д — ВаС12 —
КС1; е - KCl-MgCl2
более низкие температуры плавления, чем двойные смеси, что
позволяет значительно расширить диапазон возможных темпе-
ратур их применения при термической обработке инструментов.
Так, например, смеси солей (рис. 23, а), близкие по составу
к тройной эвтектике системы ВаС12—NaCl—КС1, могут быть
использованы при 600—675° С для охлаждения при закалке
быстрорежущей стали [85]. Самостоятельное и все возрастающее
значение получает возможность практического использования
некоторых четверных смесей хлористых солей. Так, из рис. 24
видно, что при сравнительно небольших количествах хлористого
кальция (20—30%) удается достичь еще более низких температур.
Представляют практический интерес и некоторые из приведен-
ных диаграмм плавкости двойных смесей солей, имеющих раз-
личные ионы. Так, на рис. 25, а показано, что добавка к хлори-
стому барию около 15 мол. % BaF2 снижает температуру
плавления до 840° С, что позволяет в случае необходимости
использовать высокотемпературные ванны в более широком
интервале температур 900—1300° С вместо обычного 1000—
1300°С.
50
Рис. 23. Диаграммы плавкости тройных систем:
а — ВаС12 —NaCl —КС1; б — СаС12—NaCl —КС1; в — СаС12 —ВаС12 —NaCl; г — L1C1 —
NaCl-KCl; д — KCl-SrCl2-NaCl; е — КС1—MgCl2—NaCl
Из рис. 25, б—г видно, что некоторые эвтектические смеси
хлористых солей с углекислыми или азотно-кислыми солями об-
ладают сравнительно низкими температурами плавления, что
позволяет использовать их для охлаждения при закалке инстру-
мента.
51
a)	6)
Рис. 24. Линия ликвидуса разреза Е — СаС12 системы
КС1—NaCl—ВаС12—СаС12 (а) и разреза Т — ВаС12 системы
КС1—NaCl—ВаС12 (б):
Е — нулевая точка, соответствующая сплаву состава 21,2%
NaCl + 30,7% КС1 + 48,1% ВаС12; Т — то же, соответствующая
сплаву состава 25% NaCl +'41,7% КС1 + 33,3% СаС12
Ba(N03)z 20 90 60 80 ВаС1г
Мол. °/„
"С
1000
900
800
700
600
500
ЫагС03 20 90 60 SO КС1
Нол. %
6)	г)
Рис. 25. Диаграммы плавкости двойных солевых систем с раз-
личными ионами:
а — ВаС12—BaF2; б — NaCl — Na2CO3; в — Na2CO3—КЙ1; г — Ba(NO3)2—
ВаС12
52
Рис. 26. Диаграмма плавкости двойных
систем сильвинит — технические соли:
1 — Na2CO3: 2 — ВаС12; 3 — КС1; 4 — К2СО3
Рис. 27. Диаграмма плавко-
сти системы KNO3—NaNo2
Практическое значение при выборе состава среднетемператур-
ных соляных ванн имеют приведенные на рис. 26 диаграммы
плавкости систем, содержащих дешевый естественный минерал
сильвинит — один или с добавкой к нему различных техниче-
ских хлористых или углекислых солей.
Диаграмма плавкости системы KNO3—NaNO2 (рис. 27) имеет
важное значение при выборе состава охлаждающей среды при
закалке инструментов из углеродистых и низколегированных
сталей, температура которой не должна превышать 180—200° С.
Большое практическое значение при термической обработке
имеют диаграммы плавкости систем, содержащих едкие щелочи
NaOH и КОН (рис. 28). Они позволяют определить оптимальные
а)	5)
Рис. 28. Диаграммы плавкости систем, содержащих едкие
щелочи:
а — NaOH —К2СО3; б — NaOH —КОН; 1 — точки, полученные ви-
зуально; 2 — точки, полученные пирометрически
53
Рис. 29. Зависимость температу-
ры затвердевания от количества
воды, введенной в расплав
(25% NaOH + 75% КОН)
Рис. 30. Диаграмма плавко-
сти системы NaCN—KCN
составы сред для оксидирования инструментов, для охлаждения
при ступенчатой закалке (рис. 28, б)?да также дают возможность
обоснованно выбрать [26] требуемую добавку воды для пони-
жения температуры плавления смеси щелочей (рис. 29). Диа-
грамма плавкости системы NaCN—KCN (рис. 30) дает возмож-
ность определить область оптимальных составов этих солей для
химико-термической обработки инструментов.
3. СИНТЕТИЧЕСКИЕ ШЛАКИ, ИХ СВОЙСТВА
И УСЛОВИЯ ПРИМЕНЕНИЯ
Помимо расплавленных солей, в последние годы для нагрева
при термической обработке стальных изделий, в том числе ин-
струментов, применяют расплавленные синтетические шлаки типа
флюсов, используемых в сварочной технике, которые по ряду
свойств и внешнему виду близки к расплавленным солям. Из них
заслуживают внимания разработанные Институтом электросварки
им. Е. О. Патона [117] легкоплавкие шлаки АН-ШТ2 и АН-ШТ1,
предназначенные для использования в интервалах температур
780—880 и 870—1150° С соответственно. Их основу составляет
борный ангидрид. Кроме того, в состав шлаков входят следующие
компоненты (%): АН-ШТ1 23,5—27,5 Na2О, 1,0—2,8 К2О, 1,2—
2,8 Zr2O, 0,3 (Fe2O3 + Сг2О3), 0,3 SiO2; АН-ШТ2 16,0—18,5 Na2O,.
13—14 К2О, 3,9—4,2 Li2O, 1,5—2,5 Zr2O, 0,3 (ре2О3 + Cr2O3),
0,3 SiO2.
В состоянии поставки эти шлаки имеют вид однородных бес-
цветных прозрачных гранул стекловидного строения размером
не более 15 мм. Они остаются неизменными по внешнему виду при
хранении на воздухе: Влажность готового шлака не должна пре-
вышать 0,25%.
Синтетические шлаки для нагревательных ванн должны обла-
дать определенным комплексом физико-химических свойств; в част-
54
ности, необходимо, чтобы они не разлагались и интенсивно не
испарялись в указанных диапазонах рабочих температур; хорошо
смачивали обрабатываемые детали, защищая тем самым их от
окисления при охлаждении на воздухе; легко удалялись с по-
верхности обработанных изделий и имели достаточно высокую
растворимость в воде или водных растворах, не агрессивных
к металлу. При нагреве синтетические шлаки ведут себя как
аморфные тела без определенной температуры плавления: так,
шлак АН-ШТ2 [86] до 500° С остается твердым; выше — посте-
пенно размягчается, вязкость его уменьшается; при 780° С шлак
становится жидкотекучим и вплоть до 880° С остается достаточно
устойчивым против воздействия атмосферы.
При погружении в жидкий шлак АН-ШТ1 или АН-ШТ2
холодных деталей вокруг них образуется оболочка из загусте-
вшего шлака, довольно медленно растворяющаяся в окружающей
среде. По данным [117], такой «мягкий» нагрев уменьшает по-
водку длинных тонких изделий и иногда исключает необходимость
предварительного подогрева изделий из высоколегированных
сталей. Преимущество расплавленных шлаков заключается в том,
что внесение в них воды на изделиях или приспособлениях не
вызывает выбросов или выплесков шлакового расплава, так как
на попадание воды шлаковая ванна не реагирует. Вязкость рас-
плавленных шлаков АН-ШТ1 и АН-ШТ2 зависит от температуры.
В рабочем интервале температур их вязкость не превышает 8 П,
что, по данным [118], соответствует технологическим требова-
ниям. Работы [86, 117, 118] позволяют также оценить некоторые
другие физические свойства синтетических шлаков в расплавлен-
ном состоянии и сравнить их с аналогичными свойствами широко
применяемой в соляных ваннах эвтектической смеси хлористых
солей бария и натрия (78% ВаС12 + 22% NaCl). Установлено
[117], что летучесть шлака АН-ШТ2 при 850° С (рис. 31) значи-
тельно ниже летучести эвтектического расплава' указанных хло-
ристых солей. Однако вынос этого шлака из ванны на обрабаты-
ваемых изделиях или образцах много выше, чем солевого расплава,
а именно: по данным [86], после нагрева при температурах 810
и 870° С вынос соли на образцах диаметром 50 и толщиной 3 мм
составлял 0,020 и 0,017 г/см2, а вынос шлака 0,060 и 0,040 г/см2
соответственно, т. е. был в 2,5—3 раза выше. Это обусловлено
более высокой вязкостью шлаковых расплавов и лучшей смачи-
ваемостью шлаками поверхности стальных изделий [118]. Разъ-
едающее воздействие расплавленных шлаков на металл зависит
как от загрязненности шлаков окислами, так и от наличия или
отсутствия окислов на поверхности нагреваемых изделий или
образцов; кроме того, влияют температура и продолжительность
нагрева последних в шлаках. Исследованием [86] установлено,
что при нагреве в свежем, не загрязненном^окислами шлаке
АН-ШТ2 разъедающее воздействие на металл в десятки раз сла-
бее, чем при нагреве в расплаве хлористых солей (табл. 11).
55
Таблица 11
Рис. 31. Летучесть при температуре
850° С:
1 — эвтектика ВаС12 + NaCl; 2 —
шлак АН-ШТ2
Повышение температуры
и продолжительности нагре-
ва образцов сопровождается
ростом разъедающего дейст-
Разъедающее действие шлаков и солевых
расплавов на сталь 9ХС (образцы
диаметром 50 мм, высотой 3 мм)
Нагревающая. среда	Темпера- тура, °C	Вы- держ- ка, мин	Потеря массы образца, г/см2
Шлак	810	10	0,002
АН-ШТ2	810	60	0,041
	870	10	0,007
	870	60	0,082
Солевой	810	10	0,118
расплав	810	60	1,200
	870	10	0,449
	870	60	1,876
вия на металл как расплавов
солей, так и шлаков, но не изменяет указанного выше соотно-
шения интенсивностей воздействия этих сред. Следовательно,
при повышенных требованиях к сохранению геометрии и чис-
тоты поверхности изделий применение неокисленного распла-
вленного шлака в качестве нагревающей среды может быть
очень эффективным. Однако следует учитывать, что расплавленные
синтетические шлаки интенсивно растворяют окислы некоторых
металлов, в частности окислы железа и хрома, в результате чего
их свойства ухудшаются: постепенно шлаки густеют, понижается
их жидкотекучесть, изменяется цвет сначала на светло-, а затем
на темно-зеленый, резко, в десятки раз, возрастает разъедающее
воздействие шлаков на металл, и шлак становится непригодным
к работе. В связи с этим применение шлаков для нагрева стальных
изделий требует использования тиглей, чехлов термопар, зака-
лочных приспособлений и изложниц для сливания шлака из
жаростойких сталей. По тем же причинам нельзя погружать
в шлаковый расплав и окисленные детали или отожженные заго-
товки без предварительной механической обработки или дробе-
струйной очистки.
Во избежание загрязнения и порчи шлаковых расплавов
недопустимым является нагрев в них деталей, изготовленных из
цветных металлов — медных, бронзовых, латунных, алюминие-
вых, титановых и др.
Недопустимы добавки в ванну хлористых солей натрия и ба-
рия, селитры, желтой кровяной соли, кремния и др., так как
это также ведет к порче шлакового расплава. Нежелательно
погружение в шлаковый расплав чугунных деталей, имеющих
высокое содержание кремния. Следует учитывать также, что шлак
56
АН-ШТ2 имеет более узкий интервал рабочих температур, чем
используемые в среднетемпературных ваннах расплавы хлори-
стых солей. Другим недостатком синтетических шлаков АН-ШТ2
и АН-ШТ1 является их низкая электропроводность; по данным
[118], она на порядок ниже, чем электропроводность расплавлен-
ных солей.
Кроме того, и это особенно важно, боратные шлаки, нейтраль-
ные к неокисленной стали и графиту, быстро разрушают огне-
упорную, футеровку, применяемую в электродных ваннах. По ука-
занным причинам эти шлаки используют только в ваннах с тиг-
лями из жаропрочной стали, например из стали Х24Н12СЛ [86],
и не применяют в электродных ваннах.
При работе с синтетическими шлаками следует также иметь
в виду, что они подобно стеклу дают острые осколки.
Глава IV
ОБЕЗУГЛЕРОЖИВАНИЕ СТАЛИ
ПРИ НАГРЕВЕ В СОЛЯНЫХ ВАННАХ
1.	ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Расплавленные хлористые соли, применяемые в соляных ван-
нах для нагрева под закалку, отжиг и нормализацию, являются
жидкой средой, которая постоянно взаимодействует с кислородом
воздуха, материалом кладки, электродов или тиглей, с нагревае-
мыми изделиями, окисленными закалочными приспособлениями
и чехлами термопар, в результате чего в процессе эксплуатации
непрерывно изменяются состав и свойства этой среды.
Вследствие сложности указанных процессов далеко не все
протекающие в соляных ваннах химические реакции достаточно
хорошо известны. Многие из них лишь приближенно выражаются
химическими формулами и дают только примерное представление
о существе происходящих явлений. Так, например, при описании
процессов взаимодействия солей и кислорода с материалами на-
греваемых стальных изделий обычно приводятся лишь формулы,
определяющие химическое взаимодействие кислорода или окислов
с железом и углеродом, но недостаточно изучены и обычно не рас-
сматриваются реакции, описывающие взаимодействие кислорода
и окислов с легирующими элементами, входящими в состав стали.
Исходя из этого, кратко рассмотрим некоторые из приводимых
в литературе основных данных о процессах обезуглероживания
стали, происходящих при нагреве в расплавленных хлористых
солях в двух применяемых интервалах температур 1000—1300
и 700—950° С.
В высокотемпературной соляной хлорбариевой ванне кислород
воздуха, поступающий от зеркала ванны внутрь солевого рас-
плава и далее к нагреваемым стальным изделиям, оказывает
прямое воздействие на их поверхность, приближенно описываемое
реакциями
2Fe + О2 = 2FeO;
AF1473 = - 334 кДж;
2С + О2 = 2СО.
Помимо того, в соляной ванне протекают также реакции образо-
вания других окислов железа — Fe2O3 и Fe3O4, которые менее
устойчивы, чем FeO, и постоянно превращаются в этот окисел,
58
оказывающий сильное окисляющее и обезуглероживающее воз-
действие на поверхность нагреваемых в ванне стальных изде-
лий [129]. Однако по другим данным [4, 87], наиболее активно
обезуглероживает сталь окисел Fe2O3, поскольку в соляной ванне
идет реакция
4Fe2O3 = 2Fe3O4 + 2 FeO + О2.
Окислы железа и освобожденный в результате этой реакции кис-
лород и приводят к обезуглероживанию стали.
Что касается формы, в которой все эти окислы железа нахо-
дятся в расплавах хлористых солей, то известно, что они частично
растворены в солевом расплаве, частично находятся в нем во взве-
шенном состоянии, большая же часть окислов оседает на дно
ванны, откуда периодически удаляется при ее очистке. Кроме
того, сами солевые расплавы окисляются под действием кисло-
рода, в результате чего образуются окислы и выделяется хлор.
Например, для высокотемпературных ванн, работающих при
1000—1300° С, эта реакция имеет вид
2ВаС12 + О2 = 2ВаО + 2С12;
AF°473 = 418 кДж.
Для среднетемпературных соляных ванн, работающих при 700 —
950° С, в которых содержатся также хлористые соли натрия или
калия, соответствующие реакции имеют вид
4NaCl + О2 = 2Na2O +'20 2;
4КС1 + О2 = 2Ка2О + 20 2.
Выделяющийся хлор оказывает коррозионное действие на поверх-
ность стальных изделий Fe + О2 = FeO2. Образовавшиеся хло-
риды железа под влиянием кислорода переходят затем в окислы
железа.
Отдельно следует остановиться на приведенной выше реакции
окисления ВаС12 в ванне. Учитывая ее положительный тепловой
эффект, казалось, что она должна протекать справа налево,
однако в действительности, вследствие разной растворимости в
расплаве кислорода и хлора, последний выделяется^из системы
в воздушную среду, что смещает направление реакции вправо и
приводит^к образованию окиси бария^ВаО. В свою очередь ВаО
в присутствии О2 вызывает обезуглероживание изделий по реак-
ции [34]
ВаО + Сизд + О2 —> ВаСО3.
Кинетически неустойчивый ВаСО3 при температурах свыше
1000° С снова разлагается.
При окислении NaCl и КО по тем же причинам реакции на-
правлены вправо, что приводит к образованию окислов Na2O
и К2О. Эти окислы, как и окислы железа, частично растворены
в расплавах хлористых солей, частично находятся во. взвешенном
59
состоянии и частично выпадают в осадок на дно ванны. Кроме
того, влага, обычно содержащаяся в воздухе или в недостаточно
просушенных или непрокаленных солях, переходит в солевой
расплав, растворяется в нем и составляет водную фракцию [129],
которая при указанных высоких температурах оказывает прямое
влияние на окисление и обезуглероживание
Fe + Н2О = FeO + Н2;
AF?474 = — 8 кДж;
С+Н2О = СО + Н2;
ДР1474 = — 75 кДж.
Наряду с этим под действием влаги происходит разложение
соли, например
Bad 2 + Н2О = ВаО + 2НС1;
ДР1474 == 4- 163 кДж.
Образующийся хлористый водород оказывает коррозионное воз-
действие на поверхность нагреваемых стальных изделий
Fe 4- 2НС1 = Fed 2 4- Н2.
В дальнейшем неустойчивое соединение Fed2 под воздействием
кислорода воздуха разлагается, образуя окислы железа. Накоп-
ление окислов железа в ванне можно несколько уменьшить, если
хлористый барий перед употреблением для полного удаления
влаги тщательно прокаливать при температуре выше 600° С [34],
но полностью избежать их образования .’практически не удается.
Таким образом, в результате длительной эксплуатации соляных
ванн при температурах 700—1300° С в них по ряду причин проис-
ходит накопление различных продуктов окисления, называемое
обычно явлением «старения», которое приводит к значительному
усилению обезуглероживания стали в ванне [4, 87, 129].
Относительно механизма обезуглероживающего действия за-
киси железа, окиси бария, натрия и калия имеется еще много
неясного. Например, по данным [127], представляются вероят-
ными следующие реакции на поверхности высокотемпературной
соляной хлорбариевой ванны', протекающие под воздействием со-
держащегося в воздухе углекислого газа:
ВаО 4- СО2 — ВаСО3;
AF о473 = — 21 кДж.
Образующийся в ванне углекислый барий оказывает окисляю-
щее и обезуглероживающее действие на поверхность нагреваемых
стальных изделий. По другим данным [144], углекислый газ атмо-
сферы превращает и другие образующиеся в соляных ваннах
окислы, в частности закись железа и окись натрия, в опасные
с точки зрения обезуглероживания солевые расплавы. Кроме того,
60
при взаимодействии окиси бария с кислородом и влагой окружаю-
щего воздуха возможны реакции образования перекиси бария
2ВаО + О2 = 2ВаОа
и гидроокиси типа едкого бария или натрия .
ВаО + Н2О = Ва(ОН)2,
которые затем выполняют роль поставщика кислорода и влаги
в ванну. Помимо перечисленных факторов, на изменение состава
расплавленных солей в процессе их эксплуатации влияют и другие
факторы, которые рассматриваются далее раздельно для соляных
ванн различных категорий. В свою очередь состав солевого рас-
плава однозначно влияет на интенсивность обезуглероживания
одной и той же стали в постоянных условиях, т. е. при определен-
ной температуре и определенной продолжительности выдержки.
Это свойство расплавленных солей было названо [82] обезугле-
роживающей активностью; ниже этот термин широко исполь-
зуется для характеристики свойств солевых расплавов. Так как
при введении в солевой расплав ректификаторов (раскислителей)
его обезуглероживающая активность резко снижается, то для
оценки этого свойства расплавов применяют достаточно чувстви-
тельные методы контроля, которые рассматриваются ниже в п. 2.
Рассмотрим процесс обезуглероживания стали расплавами
солей. В основном он подчиняется тем же [29, 64, 65, 66, 121,
122, 127, 144] закономерностям, которые справедливы для нагрева
стали в различных газовых средах; однако обезуглероживание
в солевых расплавах имеет и некоторые специфические особен-
ности.
При температурах 750—1300° С расплавленные соли в зависи-
мости от их состава и условий эксплуатации могут различным об-
разом влиять на состояние поверхностного слоя обрабатываемых
стальных изделий, в частности режущих инструментов. В средне-
и высокотемпературных электродных ваннах и в соляных ваннах
с металлическими тиглями вследствие упомянутого выше непре-
рывного взаимодействия с воздухом, огнеупорной футеровкой,
металлом электродов или тиглей, закалочными приспособлениями
и чехлами термопар эти соли сравнительно редко бывают нейтраль-
ными относительно нагреваемых изделий. Чаще они представляют
собой слабоокислительную среду, не вызывающую образования
окалины, но в той или иной мере обезуглероживающую поверх-
ностные слои этих изделий. Таким образом, химическое действие
этой среды на поверхность нагреваемых изделий заключается
главным образом в окислении углерода и лишь частично железа.
Так как скорость диффузии углерода больше, чем кислорода,
то углерод сгорает на поверхности изделий и именно здесь
происходит образование обезуглероженного слоя, сопровождаю-
щееся возникновением градиента концентраций и диффузией
углерода из толщи металла наружу. Градиент концентраций
61
Рис. 32. Вертикальный разрез диаграммы Fe—
W-Cr-C-V (при 4% Сг, 1% V и 18% W)
по углероду и служит
движущей силой диффу-
зии, вызывающей посте-
пенное изменение его со-
держания по глубине слоя.
В соответствии с химиче-
ским составом изменяются
также фазовый состав и
микроструктура поверх-
ностных слоев. Глубина
слоя, на которую распро-
страняется изменение хи-
мического и фазового со-
става, а также структуры
поверхностных слоев за-
висят от скорости протека -
ния поверхностных реак-
ций и скорости диффузии
углерода, определяемых
в свою очередь составом стали, температурой нагрева и про-
должительностью выдержки при этой температуре, а также со-
ставом и рассматриваемыми ниже особыми условиями использо-
вания солевых расплавов.
При нагреве в расплавленных солях может протекать как ча-
стичное, так и полное обезуглероживание поверхностных слоев
в инструментальных сталях, причем образование феррита может
происходить непосредственно в процессе выдержки при темпера-
турах выше р
Рассмотрим, например, это явление применительно к стали Р18,
содержащей около 0,8% С. Если воспользоваться вертикальным
разрезом диаграммы Fe—W—Сг—С (рис. 32), построенной Т. Му-
раками, то можно видеть, что уменьшение содержания углерода
в этой стали до 0,4% во время выдержки при температуре 1280° С
будет сопровождаться непосредственным у—a-превращением в со-
ответствующих участках поверхностного слоя. При этом пере-
кристаллизация начинается при переходе границы, отделяющей
область у + М6С от остальных областей диаграммы, и идет об-
ратно направлению диффузии углерода, т. е. усиливается при
уменьшении концентрации углерода. Благодаря этому образую-
щиеся в самом верхнем слое зерна a-фазы приобретают вытянутую
столбчатую форму, сохраняющуюся и после охлаждения. Это сви-
детельствует об образовании здесь феррита во время пребывания
стали при высоких температурах [121]. В более глубоко распо-
ложенных участках поверхностного слоя в результате не полного,
а частичного обезуглероживания структурные изменения зависят
и от условий последующего охлаждения.
Электродные ванны и соляные ванны с металлическими тиглями
для термической обработки инструментов практически не бывают
62
науглероживающими. В отличие от этого описанные выше индук-
ционные соляные ванны с графитовыми нагревателями в зависи-
мости от условий их эксплуатации могут быть как обезуглерожи-
вающими, так и науглероживающими относительно поверхности
нагреваемых в них инструментов или других изделий. В послед-
нем случае закономерности изменения в поверхностном слое кон-
центрации' углерода, диффундирующего здесь от поверхности
в глубь изделий, будут принципиально теми же, что и при цемен-
тации [58].
2.	МЕТОДЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ
ОБЕЗУГЛЕРОЖИВАЮЩЕЙ
И НАУГЛЕРОЖИВАЮЩЕЙ АКТИВНОСТИ
РАСПЛАВЛЕННЫХ СОЛЕЙ
Обезуглероживающая и науглероживающая активность рас-
плавленных солей, характеризуемая интенсивностью соответ-
ствующего воздействия их на поверхность нагреваемых инстру-
ментов и других стальных изделий, может определяться несколь-
кими принципиально различными методами и оцениваться целым
рядом различных критериев.
Метод остроугольных образцов [87]. Он заключается в том,
что в контролируемой ванне нагреваются показанные на рис. 33
образцы размером 10 X 10 X 16 мм, имеющие три зубчика с углом 55°
при вершине, изготовленные из той же (или близкой к ней по со-
ставу) стали, что и нагреваемый инструмент.
Выбор для данной цели именно таких образцов не является
случайным, он обусловлен двумя обстоятельствами: во-первых,
угол 55° при вершине имеют большинство резьбовых инструмен-
тов, и получаемые данные о толщине обезуглероженного слоя на
этих образцах будут характерны, и для указанных инструментов;
во-вторых, при нагреве в одинаковых условиях в достаточно
интенсивно обезуглероживающей ванне глубина обезуглерожен-
ного слоя зависит от величины угла при вершине и заметно воз-
растает с его уменьшением [87 ]; на рис. 34 видно, что при выбран-
Рис. 33. Остроугольные образцы,
используемые для определения обез-
углероживающей активности соляных
ванн
Рис. 34. Влияние угла при вершине
образцов стали Р18 на толщину обе-
зуглероженного слоя при нагреве до
1280° С в хлористом барии. Выдержка:
1 — 30 мин; 2—15 мин
63
ном значении угла 55° на образцах данный метод является доста-
точно чувствительным. Для выявления обезуглероженного слоя
на остроугольных образцах из быстрорежущей стали можно ис-
пользовать метод В. Д. Садовского, основанный на том, что мар-
тенситное превращение аустенита с более высоким содержанием
углерода начинается при более низких температурах, чем аусте-
нита с меньшим содержанием углерода.
Применительно к задаче определения обезуглероживающей
активности солевого расплава этот метод реализуется [87] сле-
дующим образом: для получения обезуглероженного слоя на
остроугольных образцах их нагревают в испытуемой ванне в тече-
ние 15 мин, затем переносят в ванну с температурой немного
(на 10—15°) выше точки Мн данной стали, где выдерживают
5—10 мин. Охлаждение до этой температуры сохраняет аустенит-
ную структуру в сердцевине образца, но вызывает частичное мар-
тенситное превращение в обезуглероженном слое. Затем образцы
немедленно переносят на 10 мин в ванну с температурой 550—
600° С, при которой аустенит сохраняется, а мартенсит обезугле-
роженной зоны отпускается; при охлаждении от 600° С на воздухе
сердцевина образца испытывает мартенситное превращение.
Так как отпущенный мартенсит травится сильнее, чем неотпущен-
ный, при травлении шлифа четко выявляется обезуглероженная
зона. Чтобы избежать завала острых кромок при изготовлении
шлифа на данных образцах, их запрессовывают в обойме в поли-
метилметакрилат по две штуки зубцами навстречу друг другу
(рис. 35). Характерная микроструктура обедненного углеродом
слоя, полученного при нагреве в соляной ванне остроугольного
образца из стали Р6М5 и выявленная указанным методом, пока-
зана на рис. 36.
Для определения обезу-
глероживающей активности
расплавленных солей с по-
мощью остроугольных об-
разцов из быстрорежущей
Рис. 36.J,Обезуглероженный слой на об-
разце из стали Р6М5, полученный при
нагреве в соляной ванне и выявленный ме-
тодом В. Д. Садовского (ХЮ0)
Рис. 35. Расположение остроуголь-
ных образцов при изготовлении
шлифа:
1 — обойма; 2 — образцы; 3 — за-
ливка
64
стали применяется также разработанный автором более про-
стой метод выявления на них обезуглероженного слоя, основан-
ный на том, что в высоколегированных сталях устойчивость пере-
охлажденного аустенита в области перлитного превращения умень-
шается с понижением содержания углерода. Например, для выяв-
ления полученного при нагреве в контрольной ванне обезуглеро-
женного слоя в стали Р18 по перлитному превращению образцы
стали после нагрева в указанной ванне при 1280° С в течение
15 мин переносят в ванну с температурой 725—750° С, соответ-
ствующей области минимальной устойчивости переохлажденного
аустенита в этой стали, где выдерживаются в течение 30 мин,
далее охлаждаются в масле или в воде.' При указанной выдержке
аустенит обезуглероженного слоя превращается в троостит или
троостосорбит, а аустенит сердцевины сохраняется и при дальней-
шем охлаждении претерпевает мартенситное превращение. После
кратковременного травления шлифа троостит обезуглероженного
слоя чернеет, а мартенсит сохраняется белым. Разница в трави-
мости достаточно велика, и обезуглероженный слой четко выяв-
ляется под микроскопом (рис. 37).
Обезуглероженный слой распространяется по зоне, содержа-
щей темную трооститную составляющую; область, где ичезают
островки троостита, является
границей обезуглероженного
сля. Важно отметить, что вну-
тренняя граница обезуглеро-
женного слоя не следует за
конфигурацией образца. Можно
представить схему диффузион-
ных потоков углерода в данном
образце, где возможно одина-
ковое интенсивное выгорание
углерода как по одной, так
и по другой стороне угла.
Образование обезуглероженной
зоны одновременно на обеих
гранях острого угла сопрово-
ждается возникновением гра-
диента концентраций углерода
между каждой из этих граней
и линией, соответствующей
биссектрисе угла, вследствие
чего происходит диффузия
углерода от этой линии раз-
дела одновременно в сторону
той и другой грани. Именно
по этой причине обезуглеро-
живание наиболее интенсивно
протекает в вершине угла,
3 Смольников Е. А.
Рис. 37. Микроструктура обезуглеро-
женного края остроугольного образца
из стали Р18 (нагрев при 1280° С
15 мин, охлаждение при 725° С 30 мин);
Х100
65
особенно вблизи его острия, и охватывает в конечном итоге
область, имеющую конфигурацию, показанную на рис. 37.
Так как при этом обезуглероженный слой имеет наибольшее
протяжение в направлении биссектрисы острого угла, то в этом
направлении и измеряется его глубина. Это измерение можно
осуществлять микроскопическим методом или примененным [87 ]
для данной цели известным методом микроцарапания шлифа ал-
мазной пирамидой прибора ПМТ-3, которая под нагрузкой 200 г
вдавливается в испытуемый образец. Затем столик прибора вместе
со шлифом со скоростью 2 мм/мин перемещается при помощи
микрометрического винта таким образом, что ребро алмазной
пирамиды направляется вдоль биссектрисы острого, угла. При та-
ком перемещении алмазная пирамида оставляет след или Цара-
пину, ширина которой изменяется в зависимости от твердости
металла на том или ином участке шлифа и тем самым дает возмож-
ность установить четкую связь между микроструктурой и твер-
достью в различных зонах. На рис. 38 показаны царапины на
образце с обезуглерожейным слоем, подвергнутом обработке
с выдержкой при 725° С в течение 30 мин; на травленом шлифе
(рис. 38, б) видно, что ширина царапины заметно суживается
в месте перехода от обезуглероженного слоя (темного) к необез-
углероженному (светлому). При использовании метода царапания
алмазной пирамидой прибора ПМТ-3 толщину обезуглероженного
слоя по ширине царапины можно оценить даже и на нетравленом
шлифе (рис. 38, а). Ширину царапины можно измерить окуляр-
микрометром данного прибора при перемещении образца на каж-
дые 2—10 делений барабана. Микротвердость стали определяют
Рис. 38. Царапины на обезуглероженном крае остроугольных образцов
из стали Р18, нанесенные алмазной пирамидой прибора ПМТ-3(Х 100):
а — на нетравленом шлифе; б — на травленом шлифе
66
иногда вдавливанием алмазной пирамиды прибора ПМТ-3 в испы-
туемый образец параллельно нанесенной царапине. Это позволяет
сопоставить ее значение с шириной царапины и изменением струк-
туры в обезуглероженной зоне образца.
Метод остроугольных образцов используется также для опре-
деления обезуглероживающей активности среднетемпературных
соляных ванн, работающих в интервале температур 750—950° С.
Однако в этом случае образцы изготовляются из какой-нибудь
низколегированной инструментальной стали, например из стали
9ХС, и нагреваются, в ванне в течение 1 ч при температуре 900° С.
Обезуглероженный слой, образовавшийся в этих образцах, выяв-
ляют предложенным [67] и отработанным [17] применительно
к легированным инструментальным сталям методом, основанным
на том, что в области промежуточного (бейнитного) превращения
распад аустенита происходит быстрее в участках с. меньшей кон-
центрацией углерода, т. е. в обезуглероженном слое. По этому
методу остроугольные образцы из стали 9ХС после нагрева до
900° С выдерживают при 360—390° С, т. е. в области промежуточ-
ного превращения, в течение 1,5 мин, что обеспечивает превра-
щение в обезуглероженном слое и сохранение аустенита в сердце-
вине; затем образцы быстро охлаждают в воде. В результате
сердцевина получает мартенситную структуру, а обезуглерожен-
ный слой темнотравящуюся структуру продуктов бейнитного пре-
вращения. Глубину слоя на этих образцах также определяют
микроскопическим методом или описанным выше методом царапа-
ния шлифа алмазной пирамидой прибора ПМТ-3. Из рис. 39 видно,
что обезуглероженный слой здесь четко выявляется и его граница
совпадает с местом расширения
царапины на шлифе.
Метод фольги. Этот относитель-
ный метод является простым и до-
статочно универсальным, так как
находит применение как для опре-
деления обезуглероживающей актив-
ности средне- и высокотемператур-
ных электродных соляных ванн
и соляных ванн с [металлическими
тиглями, так и] для1 определения
обезуглероживающей или науглеро-
живающей активности индукцион-
ных соляных ванн’с графитовыми
нагревателями. Он1 заключается
в нагреве тонкой высокоуглероди-
стой стальной ленты в строго задан-
ных температурно-временных усло-
виях, быстрой закалке ее в воде
и последующем анализе на остаточ-
ное содержание углерода.
3*	67
Рис. 39. Обезуглероженный слой
на остроугольных образцах из
стали 9ХС, выявленный по бей-
нитному превращению (X 100)
Рис. 40. Схема измерения ТЭДС за-
каленной стальной ленты
Для указанной цели за рубе-
жом используются обычно образ-
цы ленты толщиной 0,05—0,10 мм
из стали, содержащей 1% С [128,
129]. В нашей стране при кон-
троле обезуглероживающей актив-
ности расплавленных солей ис-
пользуются образцы ленты толщи-
ной 0,08—0,12 мм из стали У13,
содержащей около 1,3% С, или
из стали 13Х, содержащей 1,3—
1,4% С [81, 88]. Незначительная
толщина образцов позволяет пре-
небречь происходящим при на-
греве перепадом концентрации
углерода по их сечению и оценить
состояние контролируемой ванны по изменению среднего содер-
жания углерода. Более высокое содержание углерода в контроль-
ных образцах способствует повышению точности определения
обезуглероживающей активности высокотемпературных соляных
ванн.
В индукционных ваннах с графитовыми нагревателями, где
среда может быть и науглероживающей, чаще нагревают тонкие
образцы из стали У8. Время выдержки образцов при стандартном
контроле высокотемпературных ванн выбирают равным 1 мин,
среднетемпературных ванн — 10 мин. Содержание углерода в за-
каленных контрольных образцах определяют или методом хими-
ческого анализа, или ускоренным методом [88], заключающимся
в измерении термоЭДС, возникающей между закаленным стальным
образцом и нагретым до 160° С медным электродом; величина
термоЭДС здесь закономерно' связана с остаточным (конечным)
содержанием углерода Ск в образце.
Схема определения углерода этим методом показана на рис. 40.
Закаленную стальную ленту 2 при помощи груза 5 плотно зажи-
мают между помещенным в электропечь сопротивления 3 горячим
верхним электродом 4 и нижним холодным электродом /, концы
которых имеют форму усеченного конуса с площадкой диаметром
1—2 мм у вершины. Температура горячего электрода автомати-
чески регулируется с точностью ±2° С. Величину термотока,
возникающего в месте контакта закаленной стальной ленты с мед-
ными электродами, определяют микроамперметром 7 типа М95
с шунтом 6 и измеряют по отклонению светового показателя
шкалы этого прибора; по переводной шкале определяют остаточ-
ное содержание углерода в образцах ленты и по нему судят об
обезуглероживающей активности ванны.
В настоящее время для измерения термоЭДС пользуются спе-
циально разработанной для этой цели и выпускаемой промышлен-
ностью установкой ИТЭС-5М или другими установками подоб-
68
кого рода, позволяющими определять содержание углерода в те-
чение 2—3 мин.
Следует отметить, что на величину возникающей термоЭДС
влияет ряд факторов, к числу которых относятся прежде всего
материал и температура электродов установки. Опробование
меди, серебра, кобальта, никеля, ниобия и закаленной стали Р18
в качестве материала для изготовления верхнего электрода при
измерении термоЭДС [88] показало, что более надежные резуль-
таты дает применение для указанной цели медных, серебряных и
ниобиевых электродов (рис. 41, а), так как возрастание термоЭДС
с повышением температуры нагрева при их использовании проис-
ходит менее интенсивно, чем при никелевых или кобальтовых
электродах; это предохраняет от больших погрешностей измере-
ния при небольших изменениях температур. Следует отметить,
что медные и серебряные электроды и в несколько меньшей сте- х
пени ниобиевые чувствительны к изменению содержания углерода
в закаленной стальной ленте. Расстояние между кривыми 1—3
на рис. 41, а в данном случае достаточно велико и возрастает
110
90
70
50
30
10
90
70
50
•30
10
40
20
О
300
МВ
500
Рис.. 41. Влияние температу-
ры и материала верхнего эле-
ктрода (а) и температуры
нижнего медного электрода
(б) на величину отклонения
светового показателя прибо-
ра М95 при измерении ТЭДС:
/—содержание углерода в сталь-
ной ленте 0,52%; 2 — 0,75%;
3 — 1,35%; 4 — эталон из арм-
ко-железа
ТЭД С
20 40 00 80 700 120 140 700 780 ‘С
90
70
50
30
100
о
-100
20 40 60	80 100 120 °C
69
она используется чаще для
Рис. 42. Влияние температуры на-
грева и среды охлаждения при за-
калке на величину отклонения све-
тового показателя прибора М95
при измерении ТЭДС:
а — среднетемпературная ванна; б —
высокотемпературная ванна; 1 — вода;
2 — масло; 3 — расплав селитры
с повышением температуры
электродов. Из перечислен-
ных материалов более до-
ступным и дешевым мате-
риалом является медь, по-
изготовления верхнего элек-
трода. На результаты измерения термоЭДС влияет и температура
нижнего электрода, с повышением которой величина термоЭДС
несколько изменяется; из рис. 41, б следует, что для получения
правильных результатов измерения она не должна превышать
40° С. Весьма существенной является длительность контакта элек-
тродов с закаленной лентой. При контакте в течение 3 с и более
величина термоЭДС заметно снижается по сравнению с началь-
ной, поэтому для исключения ошибок измерения продолжитель-
ность указанного контакта не должна превышать 1—2 с.
С помощью метода термоЭДС, в случае его правильного исполь-
зования, обеспечивается точность определения углерода ±0,03%,
т. е. не меньше, чем методом химического анализа. Данный метод
может дать надежные и точные результаты лишь при соблюдении
ряда условий: во-первых, если весь, содержащийся в стали угле-
род при нагреве контрольных образцов в испытуемой ванне перей-
дет в-у-твердый раствор; во-вторых, если весь оставшийся угле-
род при охлаждении сохранится ва-твердом растворе, и в-третьих,
если условия измерения термоЭДС не приводят к выделению его
из a-твердого раствора. Это означает, что на результаты контроля
закаленных образцов в той или иной мере влияют как условия
нагрева, так и условия охлаждения.
При закалке от температуры 1000—-1300° С, соответствующей
для высоколегированных инструментальных сталей однофазной
аустенитной области, различные способы охлаждения (вводе, масле
и расплавленной селитре) при измерении ТЭДС дают одинаковые
результаты, так как соответствующие кривые 1—3 на рис. 42 почти
совпадают. При закалке от 800—900° С, когда в твердый раствор
переходят не все избыточные карбиды, термоЭДС зависит от вы-
бранного способа охлаждения (после охлаждения в воде она
больше, чем после закалки в масле и селитре). Это обусловлено
получением при данных температурах меньшей концентрации
углерода в аустените, а следовательно, и его меньшей устойчи-
востью по сравнению с аустенитом, полученным при нагреве
в однофазной аустенитной области. При сравнительно медленном
охлаждении от 800—900° С в масле или селитре происходит ча-
70
стичный распад аустенита, немного снижающий содержание угле-
рода в мартенсите и вызывающий уменьшение термоЭДС. Следова-
тельно, во избежание ошибок, связанных с уменьшением термоЭДС
в результате распада твердого раствора, при контроле обезуглеро-
живающей активности среднетемпературных соляных ванн об-
разцы ленты должны подвергаться охлаждению в воде, а при
контроле высокотемпературных ванн возможно их охлаждение
также в масле или в расплаве селитры.
Большое влияние на величину термоЭДС оказывает продол-
жительность пребывания нагретых образцов на воздухе перед
погружением их в охлаждающую среду. Чтобы избежать в этот
момент распада твердого раствора, образцы после нагрева до
800—1000° С выдерживают на воздухе не более 1 с, после нагрева
при 1100—1300° С —не более 4 с. При содержании углерода
в твердом растворе от 0,3 до 1,4% зависимость между концентра-
цией и термоЭДС имеет линейный характер [88], что позволяет
определять конечное содержание углерода Ск в ленте после ее
нагрева в испытуемой ванне с помощью простой формулы
Ск = тАх,
где т — коэффициент; Ах — отклонение по шкале прибора при
измерении термоЭДС в делениях шкалы.
Коэффициент активности. Для оценки состояния электродных
соляных ванн и ванн с металлическими тиглями при контроле их
методом фольги иногда помимо показателя Ск пользуются пред-
ложенным автором коэффициентом обезуглероживающей актив-
ности /Са, отражающим относительное изменение содержания
углерода в ленте после нагрева ее в определенных условиях:
TZ _ Си Ск
Ка “ Си •
Данный относительный показатель позволяет сравнивать резуль-
таты контроля ванн методом фольги, полученные на образцах
с различным исходным содержанием углерода (Си).
Метод послойного химического анализа. Иногда для харак-
теристики обезуглероживающей активности средне- и высокотем-
пературных соляных ванн определяют изменение градиента кон-
центрации углерода по сечению цилиндрических образцов диаме-
тром 20 и длиной 100 мм, изготовленных из стали 9ХС или из бы-
строрежущей стали, нагреваемых в течение Г5 или 30 мин в испы-
туемой ванне. Затем после отжига или нормализации с этих
образцов на токарном станке последовательно снимают слои тол-
щиной 0,05—0,10 мм и методом послойного химического анализа
определяют содержание в них углерода, по которому судят об ин-
тенсивности обезуглероживания данной стали в испытуемой ванне.
Метод твердости. В контролируемой ванне нагревают не-
сколько штук инструментов и производят пробную закалку, после
чего с помощью тарированного на заданную твердость напиль-
71
ника (например, на твердость HRC 62 для быстрорежущей стали
и на HRC 61 для углеродистой или низколегированной стали)
определяют твердость. Снижение твердости на поверхности
инструмента служит приближенным показателем обезуглерожи-
вающей активности ванны.
При контроле напильником инструмента из углеродистой или
низколегированной стали обедненный углеродом слой на его по-
верхности легко выявляется непосредственно после закалки, что
позволяет принять меры для его предотвращения. При пробной
закалке инструментов из быстрорежущей стали контроль тариро-
ванным напильником непосредственно после закалки выявляет
только слой, обедненный почти до чистого феррита, поэтому дан-
- ный контроль целесообразно осуществлять после отпуска по обыч-
ным режимам, приводящим к заметному понижению твердости
в обедненном углеродом слое. Наиболее эффективным этот метод
является для инструмента с тонкими режущими кромками, на-
пример для метчиков, где наличие обезуглероженного слоя на вер-
шинах зубьев особенно легко обнаруживается. К недостаткам
метода относится субъективность определения толщины обезугле-
роженного слоя.
з.	ИНТЕНСИВНОСТЬ ОБЕЗУГЛЕРОЖИВАНИЯ
СТАЛИ В НЕРАСКИСЛЕННЫХ СОЛЯНЫХ ВАННАХ
Приведенные в п. 1 этой главы данные по вопросу обезуглеро-
живания стали при нагреве в соляных ваннах с расплавами хло-
ристых солей дают лишь качественную характеристику этого
явления и некоторые представления о причинах, его вызывающих.
Воспользовавшись методами определения обезуглероживания
стали и критериями оценки обезуглероживающей активности этих
ванн, изложенными в п. 2 данной главы, перейдет к выяснению
основных факторов, влияющих на интенсивность обезуглерожи-
вания стали в различных условиях эксплуатации соляных ванн,
в первую очередь электродных.
Исследованиями [87, 89, 90, 129 и др. ] установлено, что число
таких факторов достаточно велико; главные из них: а) состав
солевого расплава и степень загрязнения его продуктами реакций,
непрерывно протекающих на границах солевого расплава с воз-
душной средой, с нагреваемыми стальными изделиями, удержи-
вающими их приспособлениями, стенками и электродами ванны;
б) содержание влаги в солях и их смесях; в) химический состав
нагреваемого металла; г) форма и размеры нагреваемых изделий;
д) температура и продолжительность нагрева изделий в соляных
ваннах; е) количество металла, нагреваемого в ванне в единицу вре-
мени; ж) химический состав материалов, из которых изготовлены
электроды и стенки ванны; з) способ расплавления солей и приня-
тый режим работы ванн; и) площадь зеркала ванны и соотноше-
ние ее с объемом солевого расплава; к) состав, концентрация и
72
способ введения в ванну различных присадок, предназначенных
для защиты нагреваемых стальных изделий от обезуглероживания
и называемых раскислителями (или ректификаторами) соляных
ванн; л) скорость обновления солевого расплава в результате
пополнения естественной убыли соли в процессе эксплуатации
ванны; м) регулярность и полнота очистки ванны от окислов и
шлаков; н) длительность работы ванны с начала эксплуатации.
Учитывая, что введение в ванну раскислителей (ректификаторов)
резко снижает ее обезуглероживающую активность и затрудняет
или даже делает невозможным выявление влияния других факто-
ров, рассмотрим в этой главе только факторы, действующие в не-
раскисленных соляных ваннах, а остальные — в следующей
главе.
А. Обезуглероживание
в среднетемпературных соляных ваннах
В производственных условиях среднетемпературные соляные
ванны с металлическими тиглями используются лишь в нормаль-
ном для них интервале рабочих температур 700—950° С, так как
стойкость их при более высоких температурах крайне незначи-
тельна. Электродные соляные ванны данной категории на некото-
рых предприятиях иногда используются и при гораздо более вы-
соких температурах, вплоть до 1050—1100°С. Практика показы-
вает, что при столь высоких температурах обезуглероживание
в солевых расплавах, обычно применяемых в среднетемператур-
ных ваннах, протекает особенно интенсивно. С другой стороны,
при 700—800° С, т. е. вблизи нижней границы указанного диапа-
зона температур, обезуглероживание протекает медленно и трудно
выявляется. Учитывая сказанное, ниже подробно рассматривается
обезуглероживание в среднетемпературных ваннах в основном
в интервале температур 850—1100° С и реже при 800° С.
Влияние температуры и продолжительности нагрева. По дан-
ным автора, при нагреве до 870—1100° С в нераскисленных хло-
ристых солях толщина обезуглероженного слоя на остроугольных
образцах из стали 9ХС (рис. 43 и 44) и конечное содержание
. углерода Ск в контрольных образцах ленты из стали У13 (рис. 44)
в зависимости от температуры нагрева изменяются по экспонен-
циальному закону; в зависимости от продолжительности выдержки
при этих температурах (рис. 45) — по закону, близкому к парабо-
лическому, т. е. при нагреве в этой среде проявляются закономер-
ности, обычные для многих диффузионных процессов. Микро-
структура обезуглероженного слоя, выявленная методом А. А. По-
пова [67 ] на остроугольных образцах из стали 9ХС, нагревав-
шихся в нераскисленном расплаве, содержащем 78% ВаС12
и 22% NaCl при температурах 900, 950, 1000 и 1100° С, показана
на рис. 46, 47. При низкой температуре 900° С и непродолжитель-
ных выдержках 5 и 15 мин (рис. 46, а) обезуглероженный слой
на образцах отсутствует. На образцах же, нагревавшихся при
73
углероженного слоя на остроуголь-
ных образцах из стали 9ХС в зави-
симости от температуры нагрева в
расплаве состава 78% ВаС12 +
+ 22% NaCl и выдержки:
1 — 15 мин; 2 — 30 мин; 3 — 60 мин
Рис. 44. Изменение толщины обезуглероженного слоя на остроугольных об-
разцах из стали 9ХС (/, 2) и конечного содержания углерода в контрольных
образцах ленты из стали У13 (3) в зависимости от температуры и продолжи-
тельности нагрева в расплаве, содержащем 50% ВаС12, 20% NaCl и 30% КС1:
1 — 30 мин; 2 — 60 мин; 3 — 10 мин
Рис. 45. Изменение толщины
обезуглероженного слоя на
остроугольных образцах в
зависимости от продолжите-
льности выдержки при тем-
пературах:
1 — 870° С; 2 — 900° С; 3 —
950° С; 4 — 1000° С; 5 — 1100° С
той же температуре 900° С, но с более длительными выдержками,
он хорошо виден (рис. 46, в—ё). Обедненный углеродом слой рас-
пространяется по всей темнотравящейся зоне, представляющей
собой продукты превращения в промежуточной области, состав
которых по толщине слоя изменяется в соответствии с изменением
концентрации углерода. Границей данного слоя является место,
где исчезает темнотравящаяся структура. На шлифах хорошо за-
метен след царапины, нанесенный алмазной пирамидой при-
бора ПМТ-3; место расширения царапины совпадает с нижней
границей темной сильнотравящейся зоны.
Следует отметить, что с увеличением выдержки образцов в рас-
плаве солей при данной постоянной температуре 900° С не тблько
увеличивается величина зоны, содержащей темнотравящиеся про-
74
Рис. 46. Обезуглероженный слой на остроугольных образцах нз стали 9ХС
после нагрева при 900° С (Х100). Выдержка:
а _ 5 мин; 6—15 мин; в — 30 мин; г — 60 мин; 6 — 90 мин; е — 120 мин
75
дукты промежуточного превращения аустенита, но и сама зона,
и ее границы выявляются все более четко. Обезуглероженный слой
отчетливо выявляется здесь начиная с выдержки, равной 1 ч
(рис. 46, г), и особенно хорошо виден при выдержках 90 и 120 мин
(рис. 46, д, ё). Причину этого можно объяснить следующим обра-
зом: длительная выдержка, мало изменяя толщину слоя, но умень-
шая в результате диффузии углерода его концентрацию в наруж-
ной зоне образца, способствует в то же время повышению содер-
Рис. 47. Обезуглероженный слой на остроугольных образцах из стали 9ХС
после выдержки в соляной ванне в течение
1 ч при различных температурах (х 100):
а — 950° С; б — 1000° С; в — 1100° С
76
жания углерода в твердом растворе в сердцевине образца вслед-
ствие большей полноты растворения карбидов; возрастающее при
этом различие в концентрации углерода в этих зонах и позволяет
лучше выявить обезуглероженный слой.
Изменение микроструктуры остроугольных образцов с повы-
шением температуры их нагрева в данном расплаве солей (рис. 47)
характеризуется непрерывным расширением зоны, занятой темно-
травящимися продуктами превращения аустенита и образованием
феррита в тех местах образца, где процесс обезуглероживания
идет наиболее интенсивно. После нагрева в течение 1 ч при 950° С
вблизи острых вершин образца появляется феррит в виде сетки
по границам зерен (рис. 47, а). При дальнейшем повышении тем-
пературы нагрева до 1000° С (рис. 47,6) и 1100° С (рис. 47, в)
зона, содержащая феррит, растет, распространяясь постепенно
от острых вершин в глубь образца и занимая все большую часть
шлифа. В темнотравящейся зоне, в месте перехода к необезугле-
роженной сердцевине образца, структура продуктов промежуточ-
ного превращения приобретает при этом все более крупноиголь-
чатый характер. Вместе с тем при увеличении температуры нагрева,
вследствие резкого возрастания скорости диффузии углерода, по-
мимо сетки феррита по границам бывших зерен аустенита, вблизи
острых вершин образца появляются сплошные участки феррита
(рис. 47, б).
Однако интересно отметить, что даже при этих температурах
не образуется оторочка чистого феррита в виде столбчатых зерен.
Поэтому, говоря далее о ферритной зоне, имеем в виду не зону
чистого феррита, а всю темнотравящуюся зону, в которой феррит
обнаруживается в виде прожилок по границам зерен и одиночных
зерен, имеющих большей частью глобулярную форму.
На рис. 48 кривые 1 и 2, характеризующие динамику роста
толщины ферритной и трооститной зон с повышением температуры
нагрева при постоянной выдержке 30 мин, идут эквидистантно;
следовательно, трооститная и ферритная зоны в остроугольных
образцах расширяются с одинаковой скоростью. Проведенные
Рис. 48. Изменение величины
ферритной '(/), трооститной (2)
зон и общей толщины обезуглеро-
женного слоя (3) на остроуголь-
ных образцах из стали 9ХС в за-
висимости от температуры наг-
рева. Выдержка 30 мин
77
измерения показывают, что толщина обезуглероженного слоя S
на остроугольных образцах при повышении температуры солев.ого
расплава интенсивно растет. Представив изображенные на рис. 43
кривые 2 и 3 в координатах 1g S-----Ю* (рис. 49), находим,
что все их точки хорошо укладываются на прямых 1 и 2, парал-
лельных между собой. Это означает, что при нагреве в расплавах
солей влечение 30 и 60 мин температурная зависимость толщины S
обезуглероженного слоя на остроугольных образцах подчиняется
экспоненциальному закону. Проведенные вычисления показали,
что в данном случае теплота активации процесса обезуглерожива-
ния Q = 86 кДж/(г-атом), т. е. лишь немного превышает теплоту
диффузии углерода в феррите, которая, по данным [7], колеб-
лется в пределах 71,4—86,3 кДж/(г-атом). Близость между собой
этих двух величин и наблюдаемое на микрофотографиях (см.
рис. 48) возрастание толщины ферритного слоя с температурой
свидетельствуют, по-видимому, о том, что в области температур
возможного существования a-фазы кинетика процесса обезугле-
роживания в значительной степени определяется теплотой диф-
фузии углерода в феррите.
Толщина обезуглероженного слоя на остроугольных образцах
стали 9ХС более заметно возрастает с увеличением температуры на-
грева и менее заметно с увеличением выдержки при нагреве
(рис. 45). Это свидетельствует о том, что при температурах 870
и 900° С, имеющих особенно большое значение в практике терми-
ческой обработки режущих инструментов и других изделий из низ-
колегированных инструментальных сталей, выдержка для пра-
вильной оценки обезуглероживающей активности солевого рас-
плава должна быть достаточно продолжительной и составлять 1 ч;
такая выдержка в настоящее время является общепринятой.
Естественное старение расплавов хлористых солей в резуль-
тате взаимодействия с кислородом воздуха и материалом футе-
ровки, электродов и нагреваемых изделий при температуре 870° С
протекает очень медленно: по данным [90], после первых 24 ч
работы ванны при этой температуре обеднение поверхностного
слоя углеродом и снижение конечного содержания углерода
78
в контрольных образцах являются незначительными, а содержа-
ние окислов железа в солевом расплаве составляет лишь 0,086%.
Чтобы ускорить накопление окислов железа в солевом расплаве,
его температуру на 4—5 ч повышали до 1100° С; в результате
чего его обезуглероживающая активность в последующем при тем-
пературе 870° С заметно возрастала, что характеризовалось уве-
личением толщины обезуглероженного слоя на остроугольных
образцах с 0,35 до 0,55 мм и уменьшением конечного содержания
углерода Ск в ленте с 1,13 до 0,90%. Таким образом, обезуглеро-
живающая активность расплава солей определяется не только
его температурой в данный момент, но и тем, находился ли солевой
расплав достаточно долгое время при более высоких температу-
рах, интенсифицирующих процесс старения расплава (накопле-
ния в нем, в частности, окислов железа) и увеличивающих его
обезуглероживающую активность при последующем применении
в зоне более низких температур. Этот вывод представляет не
только теоретический, но и большой практический интерес
потому, что в производственных условиях всегда возмож-
но временное повышение температуры сверх допустимых пре-
делов.
Влияние исходного состава солей. На обезуглероживание
стали в среднетемпературных соляных ваннах существенно влияет
также их исходный состав. Приведенные на рис. 50 данные для
четырех применяемых в этих ваннах составов хлористых солей
показывают, что из них наименее интенсивное обезуглероживаю-
щее воздействие на нагреваемую сталь оказывает солевой расплав,
содержащий 78% ВаС12 + 22% NaCl; далее, в восходящем по-
рядке следуют расплавы, содержащие 100% NaCl, 44% NaCl +
Рис. 50. Обезуглероживание стали в расплавах хлористых солей в за-
висимости от их состава:
------конечное содержание углерода Ск в ленте из стали У13А после нагрева
в расплаве в течение 10 мин; —-----толщина обезуглероженного слоя на
остроугольных образцах стали 9XC после нагрева в расплаве в течение 60 мин;
/ — 100% КС1; 2 - 44% NaCl +56% КС1; 3 - 100% NaCl; 4 - 78% ВаС12 +
+ 22% NaCl
79
Рис.. 51. Обезуглероживающая
активность солевых расплавов
системы ВаС12 — NaCl, оценивае-
мая конечным содержанием угле-
рода Ск в ленте из стали У13А.
Режим нагрева:
1 — 1000° С, 10 мин; 2 — 1280° С,
1 мин
+ 56% КС1и, наконец, 100% КС1.
Из рис. 51 видно, что показа-
тель СКл различных расплавов си-
стемы ВаС12—NaCl при 1000° С
резко уменьшается с увеличением
содержания в них NaCl. Следо-
вательно, по возрастанию обез-
углероживающей активности хло-
ристые соли располагаются в сле-
дующем порядке: ВаС12, NaCl, КС1.
По-видимому, это обусловлено тем,
что по данным [41 ] в том же по-
рядке возрастает растворимость
железа и его окислов в указан-
ных расплавах хлористых солей.
Этот вывод подтверждается тем,
что согласно экспериментальным
данным в перечисленных четы-
рех расплавах солей после ра-
боты их в течение 72 ч при
1000° С содержание окислов. железа составляло 0,2; 0,4; 0,6
и 0,8% соответственно. Еще более интенсивно обезуглероживают
смеси хлористых солей натрия и калия с углекислыми солями,
например смеси сильвинита с Na2CO3 [81] или хлористого ба-
рия с ВаСО3, взятым всего лишь в количестве 0,2% [129]. Рас-
смотрение этих данных позволяет сделать два важных вывода:
во-первых, при закалке изделий, которые вследствие своей кон-
фигурации особенно подвержены обезуглероживанию, как, на-
пример, круглые плашки, лучшие результаты могут быть достиг-
нуты применением в среднетемпературных ваннах расплавов со-
лей, содержащих достаточное количество хлористого бария;
во-вторых, следует избегать, занесения в высокотемпературные
ванны хлористого натрия и углекислых солей, поскольку они
усиливают обезуглероживающую активность расплава.
Б. Обезуглероживание в высокотемпературных
электродных соляных ваннах
При характерных для ванн данной категории температурах
1000—1300° С опасность обезуглероживания нагреваемых инстру-
ментов и других изделий особенно велика; к тому же опыт пока-
зывает, что в различные периоды времени работы этих ванн их
обезуглероживающая активность может в значительной степени
изменяться.
Начальный период эксплуатации. Вновь выложенные электрод-
ные ванны при пуске в эксплуатацию сильно дымят; содержа-
щаяся в футеровке влага постепенно испаряется; находящиеся
на поверхности электродов окислы интенсивно взаимодействуют
80
Рис. 52. Старение свеже-
приготовленной | хлорба-
риевой ванны при 1280° С:
1 — конечное содержание
углерода в ленте из стали
У13; 2 — толщина обезугле-
роженного слоя на остроуго-
льных образцах из стали
Р18; 3 — содержание окис-
лов железа в ванне
с солевым расплавом, изменяя его состав; содержащиеся в солях
примеси и влага также вступают в реакцию с солевым расплавом.
В результате совместного действия этих факторов незначительная
вначале после расплавления обезуглероживающая активность
свежеприготовленного хлористого бария быстро возрастает, при-
чем в течение первых 12 ч работы иногда имеет место огромный и
незакономерный разброс в показателях обезуглероживания стали.
По данным [87], толщина обезуглероженного слоя на образцах
стали Р18 может при этом колебаться от 0 до 0,7 мм, а содержа-
ние углерода в ленте из стали У13 от 1,1 до 0,6%, и лишь к концу
первых суток работы эти показатели достаточно стабилизируются.
Это означает, что первые 24 ч работы высокотемпературных
электродных ванн с вновь выложенной кладкой должны рассма-
триваться как необходимый период ее приработки, во время кото-
рого нельзя пользоваться этими ваннами для нагрева под закалку
инструментов и других стальных изделий.
Естественное старение. Естественное старение соляных ванн
в процессе эксплуатации является следствием постепенного за-
грязнения солевых расплавов продуктами их химического взаимо-
действия с кислородом воздуха, нагреваемыми изделиями, сталь-
ными электродами и кирпичной кладкой в процессе эксплуатации
при высоких температурах. Из рис. 52 видно, что с увеличением
содержания окислов железа в ванне (кривая 5) уменьшается
конечное содержание углерода в ленте Ск (кривая 1) и увеличи-
вается толщина обезуглероженного слоя на образцах (кривая 2),
т. е. возрастает обезуглероживающая активность солевого расплава.
Обезуглероживание в различных зонах ванны. Проведенными
опытами по нагреву при 1280° С в течений 30 мин остроугольных
образцов из стали Р18 в различных по глубине зонах предвари-
тельно естественно состаренной электродной ванны было уста-
новлено [87], что толщина обезуглероженного слоя на этих
образцах возрастает по направлению от зеркала в глубь ванны,
что связано с накоплением окислов на дне (табл. 12).
Влияние химического состава электродов. Сравнение двух
соляных ванн, из которых одна имела электроды из стали 10,
81
а другая из высокохромистой стали 17X25 (0,17% С, 23,62% Сг),
показало, что при 1230° С обезуглероживающая активность вто-
рой ванны примерно в 1,5 раза меньше, чем первой [87]. По-види-
мому, это связано с менее интенсивным растворением в расплав-
ленной соли электродов из стали 17X25, а следовательно, и с более
медленным накоплением в данном случае окислов железа.
Интенсивность обезуглероживания различных сталей. Нагрев
в активно обезуглероживающей, естественно состаренной элек-
тродной соляной ванне позволяет выявить и четко оценить неоди-
наковую склонность к обезуглероживанию различных по химиче-
скому составу сталей, в том
числе быстрорежущих, приме-
няемых для изготовления ре-
жущих инструментов.
Например, после нагрева
в такой ванне при 1280° С
в течение 30 мин толщина обе-
зуглероженного слоя на остро-
угольных образцах из стали
Р18КЮ была в 2 раза больше,
чем на таких же образцах из
стали Р18, что можно объяс-
нить присутствием кобальта,
усиливающего диффузионную
подвижность атомов углеро-
, что при закалке инструмента
Таблица 12
Обезуглероживание остроугольных
образцов из стали Р18 в различных
зонах электродной ванны
Зона ванны	Расстоя- ние от зеркала ванны, мм	Толщина обезугле- рожен- ного слоя на образцах, мм
Верхняя . . .	100	0,15
Средняя . . .	200	0,20
Нижняя .	300	0,35
да [43 ]. Это означает, во-первых
из кобальтовых быстрорежущих сталей следует уделить особое
внимание предупреждению обезуглероживания, и, во-вторых,
применение кобальтовой быстрорежущей стали для изготовления
контрольных образцов можно рассматривать как средство более
жесткого контроля обезуглероживающей активности соляных
ванн, что особенно важно при условии работы с присадкой ректи-
фикаторов (раскислителей). Еще большее различие в склонности
к обезуглероживанию имеют углеродистые и быстрорежущие
стали. Так рис. 53 показывает, что при одинаковых условиях на-
грева конечное содержание углерода в образцах ленты из стали У13
уменьшается гораздо более интенсивно, чем в образцах стали Р9.
Именно это обстоятельство позволяет использовать образцы ленты
из стали У13 или 13Х в качестве весьма чувствительного индика-
тора обезуглероживающей активности соляных ванн. Вместе
с тем это различие означает, что до определенной степени обез-
углероживания образцов углеродистой стали еще не наступает
обезуглероживание быстрорежущей стали, и это позволяет уста-
новить дифференцированную норму допустимых значений Ск при
закалке инструмента и других изделий из различных быстроре-
жущих сталей.
Искусственное старение солевых расплавов. В последнее
время с целью изучения интенсивности обезуглероживания стали
82
Рис. 53. Изменение содержа-
ния углерода в тонкой сталь-
ной ленте в зависимости от
продолжительности нагрева
в соляной ванне при 1280° С:
1 — сталь У13; 2 — сталь Р9
в солевых расплавах в хлорбариевые ванны вводились различные
реагенты, способствующие обезуглероживанию: окислы бария,
окислы железа, сернокислые соли и др., отдельно или все вместе
187, 127, 129, 144]. Поданным [87], после введения в свежепри-
готовленную хлорбариевую ванну 1 и 6% окиси железа Fe2O3,
взятой в виде порошка, толщина обезуглероженного слоя на на-
гревавшихся в этой ванне при 1280° С в течение 15 мин остро-
угольных образцах из стали Р18 изменялась следующим образом:
Толщина
обезуглеро-
женного слоя,
мм
Перед введением окислов железа ....	0,00—0,08
Через 1 ч после введения 1% Fe2O3 ................0,12—0,17
Через 1 ч после введения 6% Fe2O3.................0,50—0,70
По данным, приведенным в работе [11], окись железа непо-
средственно обезуглероживает поверхность нагреваемого изделия
3Fe2O3 + Л СизД = 2Fe3O4 + Ш СО2.
В расплаве ВаС12 с 6% Fe2O3 обезуглероживание может проте-
кать по схеме
2Fe3O4 + Сизд -> 6FeO + СО2.
Образующаяся закись железа FeO на поверхности ванны вновь
окисляется до окиси и производит дальнейшее обезуглерожива-
ние. Усиливает обезуглероживание и присутствие в ванне серно-
кислых солей и окиси бария [4]. Поданным [91 ], при совместном
присутствии окислов железа и бария реакция обезуглерожива-
ния, по всей вероятности, должна протекать по схеме
6Fe2O3 -р ВаО -р Сизд —> ВаСО3 -р 4Fe3O4.
Наличие Fe3O4 обнаруживается во всех составах, в которые вво-
дилась Fe2O3. Образующийся Fe3O4 в свою очередь наиболее
активно обезуглероживает сталь.
Характерная структура образца стали Р18 с глубоким обез-
углероженным слоем, полученным в результате нагрева при
1280° С в течение 1 ч в длительно состаренной хлорбариевой ванне
с 6% Fe2O3, и выявленная изотермической выдержкой при 725° С,
83
приведена на рис. 54. Отчетливо видны три различные зоны:
верхняя трооститная зона, в которой почти не осталось карбидов;
средняя самая широкая темнотравящаяся зона с карбидами, ко-
личество которых растет по мере удаления от края образца (судя
по твердости, эта зона состоит из троостомартенсита и карбидов);
нижняя переходная зона, в которой трооститные участки зани-
мают лишь небольшую площадь и расположены преимущественно
по границам зерен. Еще ниже видна основная структура, состоя-
щая из полиэдров аустенита, мартенсита и карбидов.
Ширина царапины, нанесенной на этот образец, суживается
вплоть до точки, удаленной от поверхности примерно на 1 мм
(рис. 55) и совпадающей (рис. 54) с местом, где исчезает темная
составляющая.
Между шириной царапины, наносимой на обезуглероженные
в различной степени образцы из быстрорежущей стали, и микро-
твердостью их поверхностного слоя существует определенная за-
висимость, показанная на рис. 56 и позволяющая по ширине
царапины определять абсолютные значения твердости на том или
ином участке образца.
Влияние величины зеркала ванны. Определенное влияние
на обезуглероживающую активность солевого расплава оказывает
соотношение между площадью зеркала ванны и объемом солевого
расплава. Чем больше это соотношение, т. е. чем больше площадь
соприкосновения расплава с воздушной средой, тем интенсивнее
Рис. 54. Глубокий обезуглероженный слой
на образце стали Р18, полученный в соста-
ренной хлорбариевой ванне с 6% Fe2O3 и
выявленный по перлитному превращению
(Х100)
при прочих постоянных усло-
виях происходит обезугле-
роживание стали, нагревае-
мой в данной ванне [129].
Влияние количества на-
греваемого металла. Давно
замечено, что соляные ван-
ны, работающие на холостом
ходу, значительно менее ин-
тенсивно обезуглероживают
нагреваемые стальные изде-
лия, чем ванны, в которых
производится нагрев изде-
лий. Практикой установлено,
что чем большее число изде-
лий обрабатывается в соля-
ной ванне в единицу времени
и чем больше общая вели-
чина их поверхности (т. е.
площади соприкосновения с
солевым расплавом), тем
выше обезуглероживающая
активность ванны. Это обу-
словлено переходом в еди-
84
Рис. 56. Зависимость между мик-
ротвердостью и шириной цара-
пины, нанесенной на образцах
быстрорежущей стали с обезуг-
лероженным слоем
Рис. 55. Изменение ширины царапины по глу-
бине обезуглероженного слоя образца, пока-
занного на рис. 54
ницу времени большего количества металла в солевой расплав,
а следовательно, в конечном итоге и более высоким содержанием
в нем окислов железа. По указанным причинам при работе на
одних и тех же солях производственные ванны, загружаемые
большим числом обрабатываемых изделий, обезуглероживают
значительно более интенсивно, чем лабораторные ванны, что
приходится учитывать при выборе способов и средств предо-
хранения от обезуглероживания.
. Влияние температуры и продолжительности нагрева. В высо-
котемпературных ваннах влияние на обезуглероживание темпе-
ратурно-временных факторов особенно велико. Данные об изме-
нении содержания углерода-в ленте и толщине обезуглероженного
слоя на остроугольных образцах, нагревавшихся в естественно
состаренной при 1280° С хлорбариевой электродной ванне
(рис. 57), свидетельствуют о том, что температурная зависимость
этих двух показателей обезуглероживания в ваннах данной кате-
гории, как и в ранее рассматриваемых среднетемпературных ван-
нах, имеет экспоненциальный характер.
Рис. 57. Влияние темпера-
туры и продолжительно-
сти нагрева в естественно
состаренной ванне на обе-
зуглероживание:
------содержание углерода
в ленте из стали У13А; — —
— — толщина обезуглеро-
женного слоя на остроуголь-
ных образцах из стали Р18
85
При нагреве ленты из стали У13А теплота активации процесса
обезуглероживания составляет Q = 134 кДж/(г-атом), т. е. соот-
ветствует теплоте диффузии углерода в аустените, приводимой
в работе [6]. Ход кривых на рис. 57 свидетельствует также о том,
что с увеличением температуры нагрева все более возрастает
влияние времени пребывания образцов в соляной ванне на изме-
нение показателей обезуглероживания. Следовательно, в целях
предупреждения этого дефекта необходимо при нагреве под за-
калку стальных изделий применять по возможности более корот-
кие выдержки.
4.	ОБЕЗУГЛЕРОЖИВАНИЕ И НАУГЛЕРОЖИВАНИЕ
СТАЛИ В ИНДУКЦИОННЫХ СОЛЯНЫХ ВАННАХ
В отличие от электродных ванн, в высокотемпературных ин-
дукционных соляных ваннах расплавленный хлористый барий
взаимодействует не только с кислородом воздуха и металлом на-
греваемых изделий, но и со стенками графитового тигля, в кото-
ром он находится. В результате одновременного протекания этих
различных по природе процессов здесь возможно в определенных
условиях как обезуглероживание, так и науглероживание нагре-
ваемых стальных изделий.
Для описанной в гл. II, п. 5 индукционной соляной ванны
с графитовым тиглем на рис. 58, по данным [89], представлено
изменение показателей обезуглероживания и науглероживания
различных.образцов в процессе естественного старения этой ванны
при температуре 1280° С. В первые 4—6 ч работы индукционная
соляная ванна является обезуглероживающей, так как среднее
содержание углерода в контрольных образцах ленты ниже исход-
ного (показано штриховой линией); на вершинах образцов из бы-
строрежущей стали, нагревавшихся в ней в течение 30 мин,
появляется небольшой обезуглероженный слой, постепенно умень-
шающийся к концу указанного
Время равоты ванны
срока работы ванны; на образ-
цах же, нагревавшихся 5 мин,
этот слой отсутствует. Спустя
5—6 ч с начала работы ванны
Рис. 58. Содержание углерода в образ-
цах различных сталей после нагрева
их в соляной .ванне с графитовым
тиглем в процессе ее старения при
1280° С:
— — — исходное содержание углерода в
сталях 13Х (вверху) и У8 (внизу); 1,2 —
образцы ленты из стали 13Х; 3, 4, 6 —
образцы ленты из стали У8; 5 — стружка
с поверхностного (0,1 мм) слоя образцов
диаметром 20 и длиной 100 мм из стали Р18,
нагревавшихся 30 мин; 2, 6 — выдержка
1 мин; 1, 3 — выдержка 8 мин; 4 — вы-
держка 3 мин
86
содержание углерода в контрольных образцах из сталей 13Х
и У8 уже приближается к исходному, а на остроугольных об-
разцах из стали Р18, даже нагревавшихся в течение 30 мин,
обезуглероженного слоя нет.
Таким образом, в какой-то период времени стареющая в про-
цессе эксплуатации соляная ванна с графитовым тиглем стано-
вится нейтральной: сначала по отношению к образцам из быстро-
режущей стали, а затем к более чувствительным к обезуглерожи-
ванию тонким образцам из высокоуглеродистой стали.
При дальнейшем старении этой ванны (рис. 58) наблюдается
уже науглероживание нагревавшихся образцов: незначительное
для стали Р18 и достаточно большое для сталей 13Х и У8; при
этом науглероживающая активность ванны постепенно возрастала
в течение всего времени испытания. Указанные изменения интен-
сивности воздействия солевого расплава на нагреваемую сталь
в процессе старения индукционной соляной ванны можно объяс-
нить одновременностью- взаимодействия этого расплава с кисло-
родом воздуха и стенками графитового тигля.
В начале эксплуатации, когда ванна обезуглероживает нагре-
ваемую сталь, преобладают процессы насыщения солевого рас-
плава кислородом воздуха и накопления в расплаве окиси бария;
диффузия же углерода из стенок ванны в расплав еще неве-
лика.
Если терминологию, использованную в работе [122] для га-
зовых атмосфер, применить к индукционной соляной ванне с гра-
фитовым тиглем, то можно считать, что она в начале работы имеет
обезуглероживающий или отрицательной потенциал. В резуль-
тате все усиливающейся диффузии углерода из тигля в солевой
расплав и взаимодействия этого углерода с растворенным кисло-
родом и с окислами железа, с некоторого момента времени соля-
ная ванна становится нейтральной сначала к нагреваемой в ней
быстрорежущей, а затем и к высокоуглеродистой стали, т. е.
приобретает по отношению к этим сталям нейтральный или равно-
весный углеродный потенциал. При дальнейшем старении соле-
вой расплав пересыщается углеродом и ванна имеет науглерожи-
вающий потенциал, который с течением времени увеличивается.
Это обусловлено тем, что по мере старения ванны из стенок тигля
вымывается все большее количество частичек графита, которые
находятся в солевом расплаве во взвешенном состоянии или
всплывают из него и образуют на поверхности пленку, в некото-
рой степени защищающую солевой расплав от проникновения
в него кислорода воздуха. Полным или частичным удалением этой
пленки или пополнением ванны свежими порциями соли можно
регулировать содержание углерода в ванне, т. е. обеспечивать
нейтральный или близкий к нему потенциал. Обеспечение ней-
трального потенциала ванны особенно важно при нагреве в ней
под закалку4 изделий, не подвергающихся после термической
обработки шлифованию (резьбонакатные плашки, ролики и др.)
87
Рис. 59. Науглероживание тонких образ-
цов из сталей У8 и 13Х при 1280° С в со-
старенной в течение 40 ч ванне с графито-
вым тиглем:
Рис. 60. Интенсивность науг-
лероживания в различных по
глубине зонах ванны с графи-
товым тиглем. Образцы из
стали 13Х, нагрев при
1280° С в течение 8 мин
------ нагрев около дна ванны; —-------на-
грев на расстоянии 50 мм от зеркала ванны
или имеющих небольшие припуски на шлифование (металлоре-
жущие инструменты различных видов и др.).
При нагреве в состаренной ванне образцы из стали У8 наугле-
роживаются более интенсивно, чем из стали 13Х (рис. 59); это
можно объяснить более высокой скоростью диффузии углерода
из окружающей среды в сталь с увеличением разности углеродных
потенциалов [64]. При постоянных условиях нагрева степень на-
углероживания неодинакова по глубине ванны: наиболее интен-
сивно оно протекает около дна тигля (рис. 60); это обусловлено
тем, что распределение частиц графита по глубине ванны также
неравномерно и максимальная концентрация их наблюдается
около дна тигля.
Так как соляная ванна с графитовым тиглем в определенных
условиях может быть в различной мере обезуглероживающей,
нейтральной или науглероживающей, то для оценки характера
и интенсивности ее воздействия на сталь в определенный момент
времени в качестве универсального критерия принят [89] угле-
родный потенциал 7<а, выражающийся в виде
К __ Ск — Си _ АС
Ла=“ Си“"“ с
Он отличается от приведенного выше в п. 3 показателя Ка для
электродных ванн обратным расположением Си и Ск в числителе,
а следовательно, и противоположным знаком.
В начале работы ванны с графитовым тиглем после нагрева
в ней тонкого стального образца происходит выгорание углерода
(см. рис. 59), т. е. Си > Ск, и будет иметь отрицательный
знак; следовательно, в этот период солевой расплав имеет обез-
углероживающий потенциал относительно данной стали. Если же
88
после нагрева в образце сохра-
няется исходное содержание угле-
рода Ск = Си, то = 0 и ван-
на нейтральна относительно на-
греваемой стали. При Ск > Сн
показатель /Са имеет положи-
тельный знак, а ванна — наугле-
роживающий потенциал.
Абсолютная величина пока-
зателя /Са отражает интенсивность
воздействия солевого расплава на
нагреваемую сталь. Из формулы
ВИДНО, ЧТО при /(а = —1 (Ск = 0)
ванна оказывает максимальное
обезуглероживающее воздействие
на сталь; при изменении Ка
от—1 до 0 степень этого воздей-
ствия уменьшается, и при = 0
(Ск = Си) ванна становится ней-
тральной по отношению к нагре-
ваемой стали; при положительных
значениях /Са (Ск > Си) прямо
пропорционально этим значениям
возрастает науглероживающая
активность ванны.
Таким образом, углеродный
показатель Ка учитывает все
изменения в характере и интенс
Рис. 61. Изменение углеродного по-
казателя 7(а соляной ванны с гра-
фитовым тиглем в зависимости от
длительности ее старения при
1280° С:
------выдержка образцов 1 мин;
------выдержка 8 мин; 1—3 — гра-
ницы допустимых отрицательных зна-
чений Ка цри нагреве соответственно
W, W—Мо и W—Мо—Со быстроре-
жущих сталей
вности воздействия солевого
расплава на углерод поверхностного слоя нагреваемой стали
в процессе старения соляной ванны с графитовым тиглем. Угле-
родный показатель позволяет количественно учесть влияние
исходного содержания углерода в контрольных образцах ленты
на интенсивность их обезуглероживания в той или иной испы-
туемой ванне, а также легко сопоставить склонность к обезугле-
роживанию или науглероживанию различных сталей.
Для кривых 1—3 и 6 (см. рис. 58) вычислены соответствующие
значения Ла в каждый период работы ванны и по ним построены
и представлены на рис. 61 кривые изменения 7<а при старении
ванны с графитовым тиглем.
Нанесенные на данный рисунок штриховые линии 1—3 пока-
зывают допустимые границы обезуглероживающей активности со-
ляной ванны, при которой инструменты, изготовленные из быстро-
режущих сталей (W, W—Мо и W—Мо—Со), при нормальной
продолжительности их нагрева под закалку не обезуглерожи-
ваются. Для указанных сталей эти линии расположены на уровне
/Са = —0,38, —0,31 и —0,27, что отвечает значениям Ск = 0,80;
0,90 и 0,95% С при контроле ванн образцами из стали 13Х с на-
гревом их в течение 1 мин. Совершенно очевидно, что указанными
89
предельными значениями Ка можно пользоваться и для оценки
допустимой обезуглероживающей активности электродных соля-
ных ванн. При изменении положительных значений Ка от О
до +0,18 (см. рис. 61) содержание углерода в поверхностном слое
стали Р18 возрастает до 0,87—0,91 (см. рис. 58, кривая 5). Испы-
таниями установлено, что инструмент с таким содержанием угле-
рода в поверхностном слое имеет несколько более высокую стой-
кость в эксплуатации, чем с обычным содержанием. Следова-
тельно, при закалке инструмента из быстрорежущей стали нет
необходимости ограничивать верхний предел положительных зна-
чений углеродного показателя Ла соляной ванны с графитовым
тиглем.
При решении вопроса о целесообразности и условиях приме-
нения соляных ванн с графитовым тиглем и нагревом ТВЧ должны
также приниматься во внимание преимущества и недостатки соля-
ных ванн с шамотной и другой огнеупорной футеровкой. Соляные
ванны с графитовым тиглем нагреваются до рабочих температур
1200—1300° С во много раз быстрее, чем электродные соляные
ванны, при этом не требуется введение специальных ректификато-
ров для защиты нагреваемых инструментов и других изделий
от обезуглероживания и в них не образуются осадки на дне тигля;
однако объем рабочего пространства таких ванн небольшой и
точность регулирования температуры сравнительно невысокая.
Поэтому соляные ванны с графитовым тиглем перспективны для
применения в единичном и мелкосерийном производстве режущего
инструмента, где ванны часто разжигаются, а эксплуатация их
непродолжительна.
Для массового и крупносерийного производства режущих ин-
струментов наиболее рационально применение достаточно боль-
ших по объему электродных соляных ванн, футерованных огне-
упорным кирпичом, работающих обычно непрерывно и отличаю-
щихся более высокой точностью регулирования температуры на-
грева, чем индукционные соляные ванны с графитовыми тиглями.
Рис. 62. Кинетика обезуглеро-
живания в шлаке АН-ШТ2 при
860° С образцов ленты, содержа-
щих 1,5% С:
1 — выдержка 15 мин; II — выдер-
жка 60 мин; 1 — после введения
3,1 % Fe2O3; 2 — после введения
5,3% Fe2O3
90
5.	ОБЕЗУГЛЕРОЖИВАНИЕ В СИНТЕТИЧЕСКИХ
ШЛАКАХ
Расплавленные шлаки АН-ШТ1 и АН-ШТ2 не растворяют
кислород воздуха [117], но активно растворяют окислы железа
и хрома, имеющиеся на поверхности стальных изделий и стенках
тигля.
Однако, по данным [63,86], при специальном введении до
4% Fe2O3 в шлак АН-ШТ2 последний практически не обезугле-
роживает нагреваемые контрольные образцы из высокоуглероди-
стой стали и лишь при введении до 5,3% Fe2O3 и увеличении
выдержки с 10 до 15—30 мин и более обезуглероживание этих
образцов делается заметным (рис. 62). Следовательно, если не до-
пускать накопления окислов железа в Шлаке АН-ШТ2 более 5%,
то его можно использовать при 780—880а С для нагрева под за-
калку инструментов из углеродистых и низколегированных ста-
лей, не опасаясь обезуглероживания их поверхности.
Г лава V
РЕКТИФИКАЦИЯ СОЛЯНЫХ ВАНН
И ДРУГИЕ СПОСОБЫ ПРЕДУПРЕЖДЕНИЯ
ОБЕЗУГЛЕРОЖИВАНИЯ
1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
При нагреве быстрорежущей стали в соляных ваннах сравни-
тельно редко наблюдается обезуглероживание до феррита. Но для
термически обработанных металлорежущих инструментов даже
небольшое (до 0,55—0,60%) уменьшение концентрации углерода
в поверхностном слое сопровождается (рис. 63) катастрофическим
снижением их стойкости при эксплуатации [18], поэтому для них
недопустима самая незначительная степень обезуглероживания.
Вместе с тем полное и надежное предотвращение обезуглеро-
живания при нагреве в соляных ваннах представляет проблему,
которой во всем мире в последние десятилетия уделяется огромное
внимание. К настоящему времени достаточно четко определились
и ниже сформулированы главные пути ее решения, которые преду-
сматривают проведение целого комплекса необходимых меро-
приятий.
В предыдущей главе было показано, что основными факто-
рами, определяющими обезуглероживающую активность соляных
ванн, являются присутствие в солевом расплаве кислорода, угле-
кислоты и других газов и загрязненность его различными окис-
лами типа окиси бария, окиси и закиси железа и др. В связи
с этим для предупреждения обезуглероживания стали при нагреве
в соляных ваннах могут быть использованы следующие пути ре-
шения данной проблемы: уменьшение насыщенности солевого
расплава обезуглероживающими газами; уменьшение образова-
ния окислов в ванне; очистка ванн от окислов с помощью ректи-
фикаторов; удаление окислов со дна ванны механическим путем;
уменьшение концентрации окислов и кислорода в солевом рас-
плаве за счет пополнения ванны свежими порциями соли или
реже полной замены соли в ванне.
Уменьшение насыщенности ванны газами. * Присутствующие
в ванне кислород, СО2, SO2 и другие кислородсодержащие газы
не только обезуглероживают нагреваемые изделия, но и способ-
ствуют переходу в солевой расплав материала электродов, раз-
рушению футеровки и накоплению окислов металлов в солевом
расплаве; тому же способствует присутствие большого количества
влаги над поверхностью ванны (рис. 64). Уменьшение насыщен-
ности солевого расплава перечисленными газами представляет
92
Рис. 63. Относительная стой-
кость резцов из стали Р18 в зави-
симости от содержания углерода
в поверхностном слое
Время работы ванны
Рис. 64. Зависимость между видом
атмосферы над поверхностью хлор-
бариевой ванны и образованием
окислов в процессе ее старения:
1 — перегретый пар; 2 — обычный
влажный воздух; 3 — сухой воздух
поэтому важную практическую задачу. Ее пытаются решать
двумя способами: первым является устранение или хотя бы огра-
ничение поступления указанных газов в расплав в результате
подачи к зеркалу ванны того или иного инертного газа. По дан-
ным [129], удовлетворительные результаты дает подача азота или
аргона или даже сухого воздуха, продуваемого через трубку;
однако применение таких способов требует специального обору-
дования и пока не находит широкого практического применения.
Вторым способом является введение в солевой расплав таких
твердых добавок (как, например, древесный уголь, бор), которые
имеют большое сродство к кислороду и способны быстро очистить
от него полностью или хотя бы частично солевой расплав. В свою
очередь это способствует уменьшению растворения металла элек-
тродов, тиглей, приспособлений в солевом расплаве, замедляет
разложение хлоридов, снижает обезуглероживающую активность
соляной ванны и препятствует быстрому образованию окислов.
Однако одни, эти добавки, вводимые в небольших количествах,
действуют недостаточно продолжительно.
Снижение интенсивности образования окислов в соляных
ваннах. Этот важный способ предупреждения обезуглероживания
на практике часто недооценивается, и решить данную проблему
иногда пытаются только подбором ректификаторов, что далеко
не всегда возможно. Часто сильно запущенную, интенсивно обез-
углероживающую ванну не удается исправить без полной замены
содержащейся в ней соли. Однако и при полной замене соли,
если не уделяется должного внимания действию внешних факто-
ров, по мере старения свежей ванны все повторяется снова. Учи-
тывая высокую рабочую температуру ванн и большое число внеш-
них факторов, вызывающих появление окислов в солевых рас-
93
плавах, необходимо для снижения интенсивности их образования
систематически проводить следующие мероприятия: использовать
в ванне достаточно чистые хлористые соли, не содержащие в ка-
честве примесей сернокислые или углекислые соли; предвари-
тельно прокаливать исходные соли при достаточно высоких тем-
пературах (не ниже 600° С) с целью полного удаления из них
как гигроскопической, так и кристаллизационной влаги; просу-
шивать и прокаливать некоторые ректификаторы; возможно
меньше заносить в ванну окислов железа на заготовках, например
путем применения предварительной очистки их в барабанах;
очищать закалочные приспособления от селитры, щелочей и дру-
гих материалов перед погружением этих приспособлений в соле-
вой расплав; применять в электродных ваннах электроды из жаро-
прочных сталей и огнеупоров, достаточно устойчивых против
разъедания их солевым расплавом; сокращать до возможного
минимума площади зеркала ванны с целью уменьшения поверх-
ности соприкосновения солевого расплава с воздухом; по возмож-
ности снижать температуру ванны, особенно при длительной ра-
боте ее на холостом ходу; накрывать ванну крышкой во время
плавления солей. Уменьшению образования окислов в ванне слу-
жит в конечном счете и указанная выше подача к зеркалу ванны
газообразного азота, аргона и других инертных газов или даже
сухого воздуха.
Виды ректификаторов и принципы их действия. В настоящее
время применяется большое число различных ректификаторов со-
ляных ванн, в том числе, твердых, жидких и газообразных. По ха-
рактеру действия их на окислы, загрязняющие соляные ванны,
все твердые ректификаторы можно разделить на четыре группы.
К первой, до недавнего времени наиболее распространенной,
группе ректификаторов можно отнести материалы, которые дей-
ствуют на содержащиеся’в ванне окислы бария, железа и других
металлов, как восстановители, разлагающие эти окислы, или
переводят высшие окислы в низшие, а также непосредственно
присоединяют к себе кислород, растворенный в солевых рас-
плавах.
К первой группе ректификаторов относятся сухой древесный
уголь, чугунная стружка, кокс, графит, кремний кристалличе-
ский, карбид кремния, ферросилиций, а также отдельные эле-
менты: аморфный бор, титан, кальций, магний, алюминий и дру-
гие материалы, выполняющие роль указанных выше восстанови-
телей окислов.
Рассмотрим их действие в солевых расплавах на примере
кремния; по данным [35], кремний взаимодействует с окислами
железа по реакциям
6FeaO3 + Si = 4Fe3O4 + SiO2;
2Fe3O4 + Si —♦ 6FeO 4- SiO2.
94
Образующаяся SiO2 связывает окись бария ВаО по реакции
' SiO2 + ВаО —> ВаО- SiO2.
Значительная доля образовавшихся тяжелых окислов удаляется
из зоны реакции и оседает на дне ванны. Относящиеся к этой же
группе ректификаторов древесный уголь и графит [138] помимо
разложения окислов очищают также солевые расплавы от раство-
ренного в них кислорода, образуя окись углерода, удаляющуюся
из ванны. Однако древесный уголь как ректификатор действует
непродолжительно, а графит является эффективным лишь в том
случае, если поверхность его соприкоснрвения с солевым распла-
вом достаточно велика; по данным работы [147], обезуглерожи-
вающее действие соляной ванны можно полностью устранить,
если, поместить в нее графитовый электрод, площадь поверх-
ности которого больше площади зеркала этой ванны. По данным
[42], кремний и металлический магний уменьшают скорость
коррозии в расплавах.
Одновременно данные ректификаторы в некоторой мере защи-
щают солевой расплав от воздействия влаги
С + 2Н2О-СО2| + 2Н2|.
К общим недостаткам ректификаторов первой группы относится
не только непродолжительность, но и локальность их действия.
Применять их следует в размельченном состоянии, чтобы при
одном и том же количестве ректификатора увеличить площадь его
контакта с солевым расплавом.
Вторую также довольно многочисленную группу твердых рек-
тификаторов составляют различные соли щелочных и главным
образом щелочноземельных металлов, продукты разложения ко-
торых связывают содержащиеся в солевых расплавах окислы ба-
рия, железа и других металлов в сложные, труднорастворимые или
нерастворимые в этих расплавах комплексные соединения, кото-
рые выпадают в виде осадка на дно соляной ванны, а затем уда-
ляются оттуда при ее очистке от шлама. К числу таких ректифи-
каторов относятся бура, борная кислота, желтая кровяная соль,
фториды одновалентных металлов натрия и калия [128, 143],
фтористые соли магния и кальция [87, 128], фторобораты [82]
и др. В начальный период после введения в расплав фтористый
магний разлагает окись бария по реакции [129]
MgF2 + ВаО —> MgO +• BaF2.
Получаемая окись магния не обладает обезуглероживающим дей-
ствием, и в момент образования она связывает окислы железа
и бария; возникающие комплексные соединения оседают на дно
ванны. Например, в электродных соляных ваннах, содержащих
окислы железа, бария и алюминия, в результате введения в них
фтористого магния, по данным [128], образуются и выпадают
на дно ванны сложные соединения типа шпинелей, соответствую-
95
щих формуле (Mg-Fe)Al2O3 или (MgO- FeO)Al2O3- Fe2O3.
He исключена, однако, возможность образования при этом и бо-
лее простого соединения MgO-Fe2O3, иногда называемого магне-
зитоферритом [76]. В работе [127] исследователь пробовал вво-
дить в ванну фтористые соединения щелочных металлов, но
по эффективности действия все они уступали фтористому магнию.
При введении в ванну буры в ней образуются соединения типа
ВаО-В2О3 и 2FeO-2Fe2O3-3B2O3 [4], неактивные по отношению
к углероду металла, также постепенно оседающие на дно ванны
в виде шлама и легко удаляемые оттуда при ее очистке.
Третью группу твердых ректификаторов составляют окислы
тех или иных металлов, неактивные относительно углерода сталь-
ных изделий; к ним относятся [134], например, окислы В2О3,
SiO2, TiO2 и др., которые взаимодействуют с окислами бария или
железа по тем же вторичным реакциям, которые были приведены
выше при рассмотрении действия кремния. Однако опыт показы-
вает, что эти ректификаторы являются недостаточно эффектив-
ными и действуют значительно слабее, чем рассмотренные выше
ректификаторы первой и второй группы.
Четвертую группу твердых ректификаторов составляют циа-
нистые соли, которые при небольшой концентрации (1—3%) очи-
щают солевые расплавы от растворенного в них кислорода, взаимо-
действуя с ним [58], например, по реакциям
2NaCN + О2 = 2NaCNO;
2NaCNO + О2 = Na2CO3 + 2N + СО.
Однако при температурах выше 800° С происходит интенсивное
испарение этой добавки и быстро повышается основность ванны.
При добавлении в ванну излишне большого количества NaCN
может происходить даже насыщение поверхности изделий угле-
родом и азотом [129].
Комплексные ректификаторы. В последнее время в соляных
ваннах эффективно используются комплексные ректификаторы,
например, такие, как MgF2 + В2О3, MgF2 + В, MgF2 + SiC
и др. При таком сочетании один из ректификаторов, например
MgF2, очищает солевой расплав от окислов железа и бария, спо-
собствуя образованию соединений и последующему удалению их
из зоны реакции, в то время как другой ректификатор, напри-
мер В или SiC, кроме того, очищает солевой расплав от раство-
ренного в нем кислорода; благодаря этому резко снижается ин-
тенсивность образования окислов железа, бария и других метал-
лов и повышается стойкость электродов и футеровки ванны.
Способы применения твердых ректификаторов. Эти ректифи-
каторы вводят в солевые расплавы либо непосредственно в со-
ставе основных солей, либо добавляют их уже во время функцио-
нирования ванны, либо делают то и другое вместе. Длительность
действия различных ректификаторов неодинакова. Одни из них
96
действуют весьма непродолжительно, и для поддерживания обез-
углероживающей активности соляных ванн на допустимом доста-
точно низком уровне необходима периодическая ректификация
ванн, осуществляемая через строго определенные промежутки
времени, величина которых определяется природой ректификато-
ров, температурой ванны, составом обрабатываемой стали и т. д.
Например, желтую кровяную соль, быстро разлагающуюся в сред-
нетемпературных соляных ваннах, вводят через каждые 2 ч ра-
боты, а кристаллический кремний и ферросилиций через каждые
4 ч работы ванны. Также поступают и при ректификации ванны
бурой, которую периодически вводят в ванну через каждые
4 или 8 ч работы.
Углеродный показатель Ск ванны каждый раз после введения
очередной порции того или иного ректификатора довольно быстро
возрастает, затем вновь падает, что свидетельствует о недоста-
точной надежности этого способа ректификации, а также о воз-
можном влиянии субъективного фактора — добросовестности опе-
ратора, работающего на ванне. Гораздо более надежным спосо-
бом, обеспечивающим стабильные результаты, является введение
ректификаторов в состав исходной смеси солей и регулярное
внесение его в ванну при каждом очередном пополнении ванны
солями, вызванном понижением ее уровня. Однако не каждый
из ректификаторов может быть достаточно эффективно применен
по данному назначению. Из числа известных ректификаторов для
данной цели могут быть использованы только такие, которые при
высокой температуре являются устойчивыми и действуют доста-
точно продолжительно, они и вводятся в смеси солей. К таким
ректификаторам высокотемпературных ванн относится, напри-
мер, фтористый магний; в среднетемпературных ваннах для этой
цели могут использоваться и другие ректификаторы, которые
будут отдельно рассмотрены ниже.
При выборе ректификаторов для каждого конкретного случая
необходимо учитывать не только их основное положительное дей-
ствие, но и некоторые трудности, которые могут возникнуть при
неправильном их применении:
а)	продукты реакции некоторых ректификаторов с окислами
образуют на стенках ванны отложения, разъедающие эти стенки
или уменьшающие полезный объем рабочего пространства ванны;
б)	могут происходить интенсивные экзотермические реакции,
и при повышении температуры возможно оплавление поверхности
изделий на участках соприкосновения нагреваемых изделий
с ректификатором;
в)	в некоторых случаях возможно повышение вязкости рас-
плава, что затрудняет обработку;
г)	на поверхности солевого расплава в результате взаимодей-
ствия ректификатора с футеровкой ванны может образоваться
значительная пленка, которая мешает измерению температуры и
с трудом удаляется при последующей эксплуатации.
4 Смольников Е. А.	97
Жидкие ректификаторы. К жидким ректификаторам соляных
ванн, рекомендованным в работах [138, 146], относятся четырех-
хлористые соединения SiCl4, ZrCl4 и Т1С14, которые обладают
большой гигроскопичностью. При использовании их над ванной
образуется густой туман.
Газовые ректификаторы. Для очистки соляных ванн от окис-
лов иногда прибегают также к барботированию солевых распла-
вов газами, для этой цели используют различные газы, которые,
проходя через солевой расплав, восстанавливают окислы; к ним
относятся четыреххлористый углерод СС14, хлористый метил
СН3С1 [146], окись углерода и пары гексахлорэтана С2С1в [129].
Надо полагать, что при пропускании через солевой расплав хло-
ристого метила или гексахлорэтана происходят реакции
2СН3С1 + ВаО 2СН2 + Н2О + ВаС12;
С2С1в + ЗВаО —> ЗВаС12 + СО2 + СО	[146].
Подобные реакции приводят к полному удалению ВаО.
Об оценке действия ректификаторов. Чтобы при контроле
соляных ванн методом фольги иметь возможность хотя бы ка-
чественно сравнить действие различных ректификаторов, необхо-
димо учитывать исходное Си и конечное Ск содержание углерода
в контрольных образцах ленты после нагрева их в ванне до и
после введения в нее того или иного ректификатора. Так как
свежеприготовленные расплавы солей, особенно хлористых, обез-
углероживают слабо, то для более четкого выявления действия
ректификаторов обычно контролируемую ванну предварительно
подвергают естественному или искусственному старению до сни-
жения значения Ск в образцах до определенного уровня и лишь
после этого вводят испытуемый ректификатор. Этими соображе-
ниями и будем руководствоваться при последующем рассмотре-
нии данных различных исследователей о действии того или иного
ректификатора. Количественную оценку действия ректификатора
на данный солевой расплав можно получить путем сравнения
значений показателя обезуглероживающей активности Аа =
_ Си —Ск д0 и после введения ректификатора в ванну.
Си
Удаление окислов из ванны. Своевременная и достаточно
полная очистка ванны от окислов, осевших на дно ванны, имеет
весьма большое значение для уменьшения обезуглероживающей
активности соляных ванн. Присутствие на дне ванны большого
количества окислов вследствие циркуляции соли неизбежно при-
водит к механическому занесению их в более высоко расположен-
ные зоны ванны. Для удаления окислов со дна ванны пользуются
обычно металлическими дырчатыми черпаками с длинной ручкой;
отверстия в черпаке служат для стекания солевого расплава.
Важно, чтобы шлам достаточно хорошо отделялся от солевого
расплава и не был тягучим, как это наблюдается, например, при
98
высокой концентрации в ванне буры и продуктов ее распада. Вве-
дение таких ректификаторов, как черный аморфный бор, способ-
ствует не только-уменьшению образования окислов, но и лучшей
отделяемости их от солевого расплава. Важен также и выбор
времени для очистки ванны. При периодической ректификации
ванны следует очищать от окислов непосредственно перед введе-
нием очередной дозы ректификатора, что позволяет более эффек-
тивно использовать последний по его прямому назначению.
Пополнение ванны свежими солями. Оно всегда сопровож-
дается снижением концентрации окислов в ванне; эта опера-
ция должна производиться после очистки ванны от окислов.
Другие способы предупреждения обезуглероживания. В Япо-
нии проведены опыты по предупреждению обезуглероживания пу-
тем пропускания через хлорбариевую соляную ванну постоянного
или переменного электрического тока, причем анодом служит
нагреваемое изделие [129]. Указанная цель достигается благо-
даря тому, что в первом случае на поверхности изделия выделяется
хлор, во втором — барий, но последний практически почти не-
отделим от поверхности изделия.
2.	РЕКТИФИКАЦИЯ СРЕДНЕТЕМПЕРАТУРНЫХ
СОЛЯНЫХ ВАНН
В табл. 13 приведены составы солей и ректификаторов, исполь-
зуемых в среднетемпературных ваннах в основном при 700—950° С
и в отдельных случаях при температурах до 1000—1100° С. Из них
наиболее важное значение имеет эвтектическая смесь солей, со-
держащая (в % по массе) 78 ВаС12 и 22 NaCl (или в мол. %)
57 ВаС12 и 43 NaCl и плавящаяся при 654° С [110].
Комплексные ректификаторы. Недавно автором и Л. М. Сар-
мановой разработаны и испытаны два новых комплексных ректи-
фикатора MgF2 и В или Na2B4O7 + В, которые предназначены
для введения в смесь солей базового состава 70% ВаС12 +
+ 30% ’NaCl за счет понижения содержания в ней хлористого
бария. Бура и фтористый магний перед введением в эту смесь,
для повышения эффективности их действия предварительно про-
каливаются в течение 3 ч при температурах 600 и 900° С соответ-
ственно. Черный аморфный бор (полиборид магния), выпускаемый
по ТУ 6-08-434—79, содержит 85% основного вещества. Он пред-
ставляет собой очень мелкодисперсный порошок черного цвета,
который при введении его в указанную смесь солей окрашивает
ее в серый цвет. Эффект при периодическом введении этих ректи-
фикаторов в солевой расплав определяется их концентрацией:
при введении 0,5% MgF2 добавка 0,2% В почти не проявляется;
при 1% MgF2 бор действует слабо, и лишь при 1,5 и особенно
при 2% MgF2 дополнительное введение бора можно считать до-
статочно эффективным (рис. 65). Однако гораздо более рациональ-
ным является введение комплексных ректификаторов MgF2 + В
4*	99
Таблица 13
Наиболее распространенные составы солей и ректификаторов
сргднетемпературных соляных ванн
Состав ванны (в % по массе)	Ректификаторы	Количество вводи- мого ректификато- ра (через 4 ч), %
100 NaCl	Сухой древесный уголь, бу- ра, ферросилиций, карборунд, желтая кровяная соль	0,1—0,5
100 КС1	То же	0,1—0,5
78 ВаС12+22 NaCl	Бура, ферросилиций, борный ангидрид	0,4—1,0
50 ВаС12 + 50 NaCl	То же	0,4—1,0
80 ВаС12 + 20 КС1	Комплексный	Смесь 0,25 древес- ного угля; 0,17 борной кислоты и 0,20 ферросили- ция
70 ВаС12 + 30 КС1	Карбид кремния	0,5
44 NaCl + 56 КС1	Бура, карборунд, ферросили- ций, желтая кровяная соль	0,1—0,5
100 сильвинита	Бура	0,5—1,0
80 сильвинита + + 20 Na2CO3	Цианистый натрий	2—4
и Na2B4O7 + В непосредственно в состав базовой смеси 70%
ВаС12 + 30% NaCl. Результаты сравнительных испытаний ряда
Рис. 65. Изменение углеродного показате-
ля Ск предварительно состаренного рас-
плава 70% ВаС12 + 30% NaCl при после-
довательном введении в него фтористого
магния (Л) и черного аморфного бора (Б):
/-0,5% MgF2; 2 — 1,0% MgF2; 5-1,5% MgFg
составов такого типа, име-
ющих различное сочетание
указанных ректификаторов
(рис. 66), свидетельствуют
о том, что лучшей является
смесь № 1, содержащая
66,8%
ВаС12 + 30% NaCl +
+ 3% Na2B4O7 + 0,2% В (ус-
ловно обозначаемая маркой
БНТЗБ). Практическое при-
менение ее в достаточно
жестких условиях (в элек-
тродной соляной ванне с ша-
мотной футеровкой при тем-
пературе ванны 900° С) по-
зволяет поддерживать в ленте
из стали 13Х содержание
углерода на уровне Ск =
= 1,354-1,37%, почти рав-
ном исходному Си = 1,4%.
Лишь немного более низ-
кий уровень Ск = 1,3%
Время работы ванны ,ч
Рис. 66. Изменение углеродного показателя Ск в процессе эксплуатации при
температуре 900°С расплавов солей различного состава:
№ кри- вой	В аС12	| NaCl	MgF2	1 в	|	Na2B4O7
				%	
1	66,8	30	.	-	0,2	3 (прокаленная)
2	67,9	30	2,0	0,1	—
3	68,4	30	1,5	0,1		
4	68,3	30	1,5	0,2	—
5	68,9	30	1,0	0,1		
6	67,0	30	—	—	3 (прокаленная)
7	66,8	30	—	0,2	3 (непрокаленная)
8	67,0	30	—	—	3 (непрокаленная)
9	70,0	30	—	—	—
обеспечивает применение смеси Кр 2, содержащей 67,9%
ВаС12 + 30% NaCl. + 2% MgF2 + 0,l% В и условно обозна-
чаемой маркой БНМ2Б. Однако первая из этих двух сме-
сей соль БНТЗБ, содержащая буру и бор, по ряду признаков
является более технологичной: на ее поверхности не происходит
образования пленки, что имеет место при использовании в средне-
температурных ваннах второй соли, содержащей фтористый ма-
гний и бор. Образцы ленты, нагретые в соли БНТЗБ, с самого
начала имеют металлический блеск; присутствие бора в этой соли
способствует образованию рыхлого комкообразного шлама, легко
удаляемого из ванны, в то время как при ректификации ванн
одной бурой шлам представляет собой тягучее вещество, трудно-
отделимое от солевого расплава. Присутствие бора в данном ком-
плексном ректификаторе характеризуется также резким умень-
шением образования окислов железа в расплаве, что по внешним
признакам проявляется в изменении темно-серого цвета переплав-
ленной соли на бежевый. Уменьшение содержания окислов же-
леза в ванне приводит к меньшему расходу хлористых солей, что
делает введение бора достаточно экономичным, несмотря на его
довольно высокую стоимость.
Важное значение имеет вопрос о том, в каком виде приме-
няется бура. Из рис. 66 видно, что состав 8, содержащий непро-
каленную буру, действует значительно менее эффективно, чем
101
100
состав 6, содержащий прокаленную буру; то же касается соста-
вов 1 и 7. Уменьшение содержания прокаленной буры в расплаве
с 2 до 1,5% также снижает эффективность ее действия. Для про-
изводственных, интенсивно загруженных изделиями'соляных ванн
указанные выше значения Ск снижаются приблизительно на
0,10% С. Сравнить степень надежности защиты от обезуглерожи-
вания в различных солях можно при помощи показателя инерт-
ности расплавов Ли, представляющего собой отношение конечного
содержания углерода в ленте Ск к исходному Си [91 ]
Этот показатель является безразмерной величиной, рост кото-
рой отражает увеличение конечного содержания углерода Ск
в контрольных образцах ленты при постоянном Си, т. е. повыше-
ние степени инертности солевых расплавов относительно поверх-
ности нагреваемых стальных изделий или образцов. Очевидно,
наибольшей инертностью будут обладать солевые расплавы, для
которых значение Ли будет приближаться к единице. При исполь-
зовании образцов с различным исходным содержанием угле-
рода Си будет изменяться и значение Ли. Для“смеси солей 1—5,9
на рис. 66 значение Ск будет равно 0,98; 0,96; 0,91; 0,90; 0,86;
0,80 соответственно. Таким образом, по надежности защиты
от обезуглероживания, по экономичности и по технологическим
свойствам наиболее перспективной для применения в среднетем-
пературных соляных ваннах следует считать смесь солей БНТЗБ,
содержащую 66,8% ВаС12 + 30% NaCl + 3% Na2B4O7 + 0,2% В
(рис. 66, кривая /). Второе место по сумме тех же показателей
занимает смесь солей БНМ2Б, содержащая 67,9% ВаС12 +
+ 30% NaCl + 2% MgF2 + 0,1% В (рис. 66, кривая 2).
3.	РЕКТИФИКАЦИЯ ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНЫХ
СОЛЯНЫХ ВАНН
При температурах 1000—1300° С процессы коррозии металла,
окисления и обезуглероживания поверхности нагреваемых изде-
лий протекают особенно интенсивно, поэтому поддержание обез-
углероживающей активности, ванн данной категории на доста-
точно низком уровне представляет сложную проблему, изучению
которой уделено много внимания в отечественной и зарубежной
литературе, а для ее решения предложено весьма большое число
разнообразных по составу, природе и свойствам ректификаторов,
которые добавляют в ванну периодически или вводят в состав
смеси солей.
Периодическое введение ректификаторов в солевой расплав.
Из числа ректификаторов, вводимых в высокотемпературные
ванны этим способом, широко распространен ферросилиций,
эффективность действия которого в значительной степени зави-
102
сит от условий его применения. Практикой установлено, что
лучшие результаты обеспечиваются, во-первых, при использо-
вании ферросилиция в сильно измельченном виде, когда поверх-
ность его кристаллов достаточно велика, и, во-вторых, при повы-
шении температуры ванны приблизительно на 30 мин до 1300° С
после введения каждой очередной порции ферросилиция для
более активного протекания реакции восстановления окислов
данным ректификатором. Однако и при этих условиях ферро-
силиций как ректификатор действует недостаточно интенсивно
из-за большого содержания в нем железа. Иногда в ванну вводят
буру, но, поданным [140J, при большом ее количестве, она ока-
зывает сильное окисляющее действие и быстро разрушает ванну.
Ректификация ванн по заданным нормам. Широкое применение
для режущих инструментов из вольфрамомолибденовых и воль-
фрамомолибденокобальтовых быстрорежущих сталей Р6М5,
Р6М5К5, Р9М4К8 и др., особенно склонных к обезуглерожива-
нию, потребовало определения допустимого для них уровня обез-
углероживающей активности соляных ванн и разработки усло-
вий их ректификации по заданным нормам (ОСТ2 Н59-1—74).
Многолетний опыт контроля ванн методом фольги, образцами
из стали 13ХС Си = 1,40° С позволил установить, что при за-
калке инструмента из перечисленных сталей гарантируется
отсутствие обезуглероженного слоя на их режущих гранях, если
значения показателя Ск будут не меньше указанных в табл. 14.
Таблица 14
Нормы значений показателей Ск и Ли при закалке различных
быстрорежущих сталей и контроле ванн образцами стали 13Х
(Си = 1,4% С)
Быстрорежущие стали	Минимально допустимое значение Ск в ленте из стали 13Х после нагрева в контролируемой ванне, %	к О О II
Вольфрамовые и вольфрамова- надиевые (Р18, Р12, Р14Ф4 и ДР-)	0,8—0,9	0,57—0,64
Вол ьфрамо молибденовые (Р6М5 и др.)	0,9—1,0	0,64—0,71
Вольфрамомолибденокобальто- вые (Р9М4К8, Р6М5К5, 11Р8МЗК6С и др.)	1,0—1,1	0,71—0,80
В целях определения условий ректификации ванн, обеспечи-
вающих выполнение указанных норм в предварительно соста-
ренные хлорбариевые ванны периодически, в нарастающих коли-
чествах от 0,25 до 3—5% массы соли вводили следующие наи-
103
Рис. 67. Изменение содержа-
ния углерода в ленте стали
13Х при 1225° С в зависимо-
сти от времени работы ванны
при периодическом введении
различных ректификаторов:
1 — ферросилиций; 2 — фторис-
тый магний; 3 — бура; Л — мо-
мент введения ректификаторов
более распространенные в настоящее время ректификаторы: бура,
ферросилиций или фтористый магний [92]. Исследование пока-
зало, что введение вплоть до 4% буры в глубоко (до уровня
Ск = 0,4—0,6% С) состаренную ванну не позволяет поднять
уровень показателя Ск выше 0,75—0,80% С, т. е. не обеспечивает
выполнения требований табл. 14 для вольфрамомолибденокобаль-
товых быстрорежущих сталей и не дает возможности избежать
появления на них обезуглероженного слоя. В данном случае
необходима или полная замена соли, или применение других более
эффективно действующих ректификаторов. Если же в ванну,
состаренную до уровня Ск = 0,5ь0,6%, вводить фтористый
магний и постепенно повышать его концентрацию с 0,25 до 3%,
то значения Ск непрерывно увеличиваются вплоть до 1,18%
при 1225° С и 1,02% при 1280° С, что позволяет пользоваться
данной ванной для закалки перечисленных выше сталей. Введе-
ние в ванну до 1—3% ферросилиция дает средние результаты
между полученными при введении буры и фтористого магния.
Как показывает рис. 67, при сравнительно мало состаренной
(до уровня Ск = 0,9% С) хлорбариевой ванне требуемые в табл. 14
нормы при закалке быстрорежущих сталей (W—Mo, W—Мо—Со)
достигаются путем периодического через каждые 4 ч работы
введения буры в количестве 0,6—0,8%, ферросилиция 0,35—
0,5% или же через каждые 8 ч фтористого магния в количестве
0,6—0,8% массы соли в ванне. Поданным [35], примерно такие же
результаты дает регулярное введение в ванну через каждые 4 ч
0,3% карбида кремния.
Комплексные ректификаторы. В связи со все более широким
внедрением вольфрамомолибденовых и вольфрамомолибденоко-
бальтовых сталей практически достаточный (при строгом соблю-
дении ряда правил) высокий уровень Ск = 0,90-ь 1,0% С пере-
стал удовлетворять производственным требованиям, к тому же
его не всегда удается поддерживать, поэтому в последние годы
предпринимаются попытки изыскания новых • одиночных и ком-
плексных ректификаторов, которые позволили бы еще более
повысить защитную способность расплавов. В работе [84] в очень
слабо (до уровня Ск = 1,18% С) состаренную ванну в качестве
ректификаторов отдельно вводились силикокальций, карбид крем-
ния, фтористый магний, черный аморфный бор (полиборид ма-
гния) в количестве 0,2—0,7% (до 1,5%) общей массы соли через
1, 2, 4 ч и далее через каждые 4 ч работы ванны и контролиро-
104
Рис. 68. Влияние различ-
ных ректификаторов на
обезуглероживающую ак-
тивность хлорбариевой
ванны, состаренной до
Ск = 1,15% С:
а — силикокальций; б —
карбид кремния; в — фто-
ристый магний; г — аморф-
ный бор; 1 — 0,2% от массы
соли в ванне; 2 — 0,7%;
3 - 1,5%
2?
валась ее обезуглероживающая активность. Введение в данную
ванну 0,2—1,5% силикокальция или 0,2—0,7% карбида кремния
при 1220° С почти не изменяет значения Ск, что свидетельствует
о малой эффективности применения данных ректификаторов
(рис. 68, а, б). По-видимому, это обусловлено тем, что, находясь
во взвешенном состоянии, данные ректификаторы действуют лишь
локально на более близкие к ним участки солевого расплава
и мало влияют на его состояние во всем объеме ванны.
Из отдельно применявшихся в этих условиях ректификаторов
наиболее активно действовали фтористый магний и аморфный
бор. После введения в расплав 0,7% фтористого магния (рис. 68, в)
показатель Ск ванны повышался с 1,15 до 1,27% и поддерживался
на сравнительно высоком уровне (Ск > 1,20%) довольно про-
должительное время (28 ч).
При введении в расплав аморфного бора в количестве 0,2%
(рис. 68, г) показатель Ск быстро повышался до 1,25%, а затем
резко снижался; при 0,7% В этот показатель возрастал до 1,35%,
а затем также сильно снижался. Различие в характере воздей-
ствия небольших количеств этих двух ректификаторов можно
объяснить тем, что фтористый магндй медленно диссоциирует
в расплаве солей, непрерывно образуя окись магния, которая
очищает солевой расплав от окислов железа и бария, связывая
их в комплексные соединения, легко удаляемые затем из ванны.
Бор, имеющий большое сродство к кислороду, интенсивно очи-
щает от него солевой расплав, но благодаря своей небольшой
концентрации оказывается быстро израсходованным. Повысить
эффективность действия фтористого магния удается, предвари-
тельным прокаливанием его при 900° С в течение 3 ч и увеличе-
105
Рис. 69. Влияние исходного состояния
фтористого магния на обезуглерожи-
вающую активность хлорбариевой ван-
ны при 1225° С:
1	— фтористый магний, не прокаленный;
2	— фтористый магний, предварительно
прокаленный при 900° С 3 ч
Рис. 70. Влияние небольших добавок
буры и аморфного бора на изменение
обезуглероживающей активности пред-
варительно состаренной до Ск =
= 1,15% Си работающей при 1220° С
хлорбариевой ванны с 0,7% MgF2:
1 - 0,7% MgF2; 2 - 0,7% MgF2 + 0,2%
Na2B4O7; 3 - 0,7% MgF2 + 0,2% В
нием его количества до 2,5% (рис. 69). В результате прокалива-
ния фтористого магния показатель Ск возрастает до 1,3% и оста-
ется на этом уровне в течение 35 ч работы ванны, но и тогда он
не достигает своего возможного максимального значения 1,4% С.
При этом значительно уменьшается щелочность солевого рас-
плава, что свидетельствует о более медленном накоплении в нем
окислов. Еще более эффективным является использование ком-
плексных ректификаторов, состоящих из двух групп материалов,
различных по природе своего влияния на солевой расплав, —
фтористого магния и различных боросодержащих добавок. Даже
при небольшом количестве прокаленного фтористого магния
(0,7%) добавка к нему 0,2% аморфного бора резко повышает
показатель Ск ванны и позволяет поддерживать его на уровне
1,3% в течение 40 ч работы (рис. 70); более слабое влияние ока-
зывают добавки 0,2% буры.
Действие комплексных ректификаторов в смесях солей.
По данным [84], наибольший эффект от применения боросодер-
жащих добавок достигается при введении их в смесь солей, со-
стоящую из 95% ВаС12, прокаленного при 600° С, и 5% MgF2,
прокаленного при 900° С, и соответствующую по составам из-
вестным смесям БМ5 или ВМФ (ТУ6 18-146—72). В качестве таких
добавок в указанной работе [84] были использованы бура и
аморфный бор в количестве 0,2% и применяемая за рубежом,
в частности в соли «Семпернейтраль 1100» фирмы Дегусса (ФРГ),
трехокись бора В2О3 ъ количестве 0,6% (рис. 71).
Чтобы исключить быстрое разрушение футеровки ванны
вследствие высокой концентрации в ней фтористого магния, ее
106
Рис. 71. Влияние различных
боросодержащих добавок к
смеси БМ5 на изменение
обезуглероживающей актив-
ности хлорбариевой соляной
ванны:
------Ск;------Ка; / -95%
ВаС12 + 5% MgF2; 2 - 94,8%
BaCl2+5%MgF24-0,2%Na2B4O7;
3 - 94,4% ВаС12 + 5% MgF2 +
4-0,6% В2О3; 4—94,8% ВаС124~
4-5% MgF2 4- 0,2% В
предварительно наплавляли одним хлористым барием и пополняли
им ванну в течение первых 20 ч, т. е. в период ее приработки.
Затем сливали V2 объема ванны и заполняли ее до необходимого
уровня одной из перечисленных смесей солей, которую в дальней-
шем добавляли и в процессе эксплуатации. Таким образом, в на-
чальный период эксплуатации концентрация ректификаторов
в ванне составляла лишь половину той, которую имели данные
смеси, т. е. количество фтористого магния составляло 2,5%,
буры или бора 0,1%, окиси бора 0,3%. Так как обновление соле-
вого расплава составляло в сутки 15—20% его объема, то еже-
дневно в ванну поступало 0,5% фтористого магния, 0,033%
буры или бора или 0,06% окиси бора.
При совместном действии фтористого магния и указанных
боросодержащих добавок это обеспечивало поддержание показа-
теля Ск на достаточно высоком уровне (см. рис. 71). В первые
20 ч работы после введения их в расплав смеси 1—3 имели наи-
более высокий показатель Ск = 1,4% С, т. е. их обезуглерожи-
вающая активность 7<а равна нулю, а показатель инертности
/Си = 1, следовательно, ванна полностью нейтральна. Это можно
объяснить тем, что в начальный период работы насыщенность
ванны кислородом и интенсивность образования окислов еще
невелики.	_
Однако в расплавах 2 и 3, содержащих в виде добавок к фто-
ристому магнию 0,2% буры или 0,6% В2О3, через 20 ч начина-
лось снижение показателя Ск, которое постоянно прогрессиро-
вало с увеличением длительности работы ванны до 75 ч. Обе
эти добавки действовали практически одинаково, так как были
эквивалентны по содержанию бора и его форме существования
в расплаве частично в виде соединения В2О3. Сравнительно малую
эффективность добавок к фтористому магнию буры и трехокиси
бора, по-видимому, можно объяснить тем, что они, имея в своем
составе кислород, подавляющий положительное ректифициру-
ющее действие бора и не являясь восстановителями, лишь не-
107
много увеличивают действие фтористого магния, дополнительно
связывая часть окислов железа в соединении типа FeO-B2O3.
Наиболее надежной по защите от обезуглероживания можно
считать смесь солей 4 (см. рис. 71), обозначенную ниже индек-
сом БМ5Б и содержащую 94,8% ВаС12 + 5% MgF2 + 0,2% В.
Наличие в ней 0,2% аморфного бора позволяет при работе на
холостом ходу поддерживать показатель Ск ванны на максимально
высоком уровне (1,4% С) в течение 72 ч, снизить обезуглерожи-
вающую активность 7<а до нуля и достичь максимально возмож-
ного значения показателя инертности ванны /Си = 1.
При использовании смеси солей БМЗБ, содержащей 96,9%
ВаС12 + 3% MgF2 + 0,1% В, углеродный показатель этой ванны
поддерживался на уровне Ск = 1,32% С в течение 70 ч работы,
а показатель ее инертности достигал весьма высокого значе-
ния Ли = 0,91. Под влиянием аморфного бора переплавленная
соль вместо обычного для хлористого бария темно-серого цвета
приобретает бежевый цвет, что обусловлено снижением общего
содержания железа (Fe2+ и Fe3+) с 0,4 до 0,05—0,10%. Кроме
того, бор, вступая в реакцию с кислородом, находящимся в соле-
вом расплаве, ослабляет его взаимодействие с металлом электро-
дов, уменьшает их коррозию и резко повышает стойкость ванны
в эксплуатации. При использовании расплавов BaCl 2 + MgF2 + В
может быть допущено более значительное (по сравнению со всеми
другими расплавами) защелачивание ванны, происходящее без
заметного^ увеличения ее обезуглероживающей активности и
снижения показателя Ск. По-видймому, это обусловлено тем, что
защелачивание расплава из-за малого содержания в нем окислов
железа происходит в основном в процессе старения ванны при
1220° С вследствие образования окиси бария ВаО, присутствие
которой в ванне в количестве до 2—3%, по данным [87, 129,
135, 142], практически не вызывает обезуглероживания, в то
время как в присутствии 3—4% ВаО и 1 % Fe3O4 этот дефект уже
имеет место.
В производственных условиях, когда в ванне постоянно на-
гревается большое количество металла и происходит непрерыв-
ное образование окислов, применение смесей солей БМ5Б, БМЗБ
при 1230° С обеспечивает поддержание показателя Ск на высо-
ком уровне 1,2—1,25 и 1,1—1,15% С соответственно (рис. 72),
что гарантирует достаточную защиту любых быстрорежущих
сталей от обезуглероживания. Значительно худшие результаты
дает ректификация соляных ванн ферросилицием или бурой,
когда значения Ск при длительном использовании не превышают
0,9 и 0,8% С соответственно. Соль ВМФ занимает промежуточное
положение, так как она достаточно эффективно действует первые
20 ч (кривая 5), а затем вследствие отсутствия в ней бора посте-
пенно снижает свою защитную, способность от обезуглероживания.
С полным основанием наиболее эффективная из рассмотренных
составов смесь солей БМ5Б нашла практическое применение на
108
ряде инструментальных заво-
дов, а также на Волжском
автомобильном заводе [119].
Установлены ее безусловные
преимущества как перед други-
ми отечественными солями, так
и перед лучшими зарубежными
образцами, например по срав-
нению с солью «Семпер ней-
траль 1100» фирмы Дегусса
(ФРГ).
Помимо надежной защиты
от обезуглероживания, приме-
нение соли БМ5Б еще более
повышает стойкость электродов
(до 5 раз по сравнению со
стойкостью их при ректифика-
ции ванн бурой или ферроси-
лицием) и уменьшает коли-
чество образующегося шлама,
что сокращает время очистки
ванн и позволяет экономить
Рис. 72. Изменение показателя Ск
обезуглероживающей активности со-
ляных ванн различного состава в
процессе их эксплуатации при тем-
пературе 1220° С:
1 — смесь солей БМ5Б; 2 — смесь солей
БМЗБ; 3 — смесь солей БМФ; 4 —
хлорбариевая ванна, раскисляемая фер-
росилицием; 5 — хлорбариевая ванна,
раскисляемая бурой
хлористый барий. Соль БМ5Б является универсальной и может
быть успешно использована в самых трудных условиях, в том
числе при весьма интенсивной загрузке ванны нагреваемыми
изделиями, при применении наиболее подверженных обезугле-
роживанию сталей с молибденом, кобальтом или с обоими этими
элементами. В частности, она хорошо себя оправдала при закалке
режущих инструментов из сталей Р6М5, Р6М5К5, Р9КЮ,
Р10КЮФЗМ4, Р18К5Ф2 и др., осуществляемой при темпера-
турах 1200—1280° С в зависимости от химического состава
стали.
При менее интенсивной загрузке изделиями, более короткой
выдержке и закалке менее подверженных обезуглероживанию
сталей может быть с успехом использована соль БМЗБ, сравни-
тельно немного уступающая по защитным свойствам соли БМ5Б
и значительно превосходящая расплавы хлористого бария, ре-
ктифицируемые ферросилицием и тем более бурой. Для произ-
водственных ванн со смесями БМ5Б и БМЗБ типичными являются
значения показателя инертности > 0,85 и /Си > 0,80 соот-
ветственно. Разработанная недавно’ [91] смесь солей состава
95,8% ВаС12 + 4% MgF2 + 0,2% SiC защищает инструменты от
обезуглероживания несколько слабее, чем соли БМ5Б и БМЗБ,
так как ее показатель инертности не превышает значение /Си =
= 0,70, которое во многих случаях является достаточным. Если
вь сокотемпературные соляные ванны необходимо использовать
при температурах 980—1100° С, например, для нагрева под
закалку накатного или другого инструмента из высокохромистых
109
сталей, то иногда применяют смесь солей состава 90°/о,ВаС12 +
+ 10% NaCl, имеющую более низкую температуру плавления,
чем хлористый барий.
Таблица 15
Изменение содержания хрома
в образцах ленты из стали 13Х
в зависимости от степени
обезуглероживания (исходное
содержание 1,32% С, 0,69% Сг)
Конечное со- держание уг- лерода ск, %	Показатель инертности ванны /<и	Конечное содержа- ние хро- ма, %
1,20	0,90	0,69
1,01	0,76	0,64
0,83	0,64	0,61
0,62	0,47	0,58
0,49	0,37	0,41
0,43	0,33	0,52
0,38	0,29	0,48
0,36	0,27	0,42
4.	ПРЕДУПРЕЖДЕНИЕ ОБЕЗЛЕГИРОВАНИЯ^СТАЛИ
К возможным дефектам поверхностного слоя при нагреве выше
Л! относится обеднение его легирующими элементами,.называемое
иногда обезлегированием [109]. Так как скорость диффузии ато-
мов легирующих элементов, >
входящих в состав многих ин-
струментальных сталей, значи-
тельно ниже, чем атомов угле-
рода, а расплавленные соли
представляют собой слабоокис-
лительную среду, то при обыч-
ных режимах закалки инстру-
ментов не следует ожидать зна-
чительного обезлегирования его
поверхностных слоев; однако
при нарушении этих режимов
или при использовании сильно
состаренных соляных ванн
это явление в некоторой мере
может иметь место. В част-
ности, И. П. Кандаловским
показано, что для ленты из
стали 13Х с исходным со-
держанием 1,32% С и 0,69 % Сг
понижение углеродного показателя ванны до уровня Ск=0,62% С
и критерия инертности до уровня 7(и = 0,47 и ниже со-
провождается уменьшением содержания хрома до 0,58—0,41%
(табл. 15). Определение при помощи спектрального микро-
зонда «Камека» содержания и распределения W, Мо и Со в по-
верхностном слое нагревавшихся в этой ванне остроугольных
образцов из сталей Р6М5 и Р9М4К8 показало, что на расстоя-
нии 0,03 и 0,12 мм от их вершины содержание вольфрама соста-
вляло 3,3 и 5,8%, молибдена 2,25 и 5,3% соответственно, т. е.
имело место заметное обезлегирование стали по вольфраму и
молибдену; уменьшения содержания кобальта не наблюдалось.
При нагреве в ванне, имеющей показатель Ск = 1,20% С, обез-
легирование вольфрамом и молибденом остроугольных образ-
цов из тех же сталей не наблюдается. Обезлегирование хромом
ленты из стали 13Х также не происходит. Так как уменьшение
концентрации карбидообразующих элементов может серьезно
повлиять на стойкость режущего инструмента в* эксплуатации,
то применяемые ректификаторы высокотемпературных соляных
ванн должны предотвратить не только обезуглероживание, но и
ПО
обезлегирование нагреваемой стали. Эта двойная задача наиболее
успешно и надежно решается при использовании в высокотемпе-
ратурных ваннах смеси солей БМ5Б, позволяющей в процессе
длительной эксплуатации интенсивно загружаемых изделиями
производственных ванн уверенно поддерживать их углеродный
показатель на уровне Ск > 1,2% С, а показатель инертности
на уровне /<и > 0,85 при исходном содержании углерода
в ленте Си = 40 %.
5.	РЕКОМЕНДУЕМЫЕ СОЛИ И РЕКТИФИКАТОРЫ
ДЛЯ СОЛЯНЫХ ВАНН
Анализ приведенных выше данных о действии и результатах
практического применения различных ректификаторов по от-
дельности и в смесях солей позволил выбрать наиболее перспек-
тивные из них для нагрева под закалку режущих инструментов
и других изделий. В табл. 16 представлены рекомендуемые ос-
новные составы солей для средне- и высокотемпературных ванн
того или иного назначения, а также указаны возможные заме-
няющие составы солей, так как в производственных условиях
не всегда представляется возможным пользоваться основными
солями. Некоторые из заменяющих составов представляют собой
смеси солей, содержащие в качестве компонентов те или иные
ректификаторы, другие — смеси солей, в которых ректификаторы
периодически вводят отдельно; для них в правой части таблицы
приведены рекомендуемые для этой цели ректификаторы и ука-
заны их процент и частота введения в ванну. В таблице приве-
дены также минимальные значения показателя Ск, которые
надежно обеспечиваются применением данной соли в производ-
ственных интенсивно загружаемых ваннах.
Для лабораторных ванн, работающих на холостом ходу или
при небольшой загрузке нагреваемым металлом, они будут не-
сколько выше. В данном случае значе-
ния Ск и /Си в табл. 16 приведены
для конкретных условий контроля со-
ляных ванн лентой из стали 13Х с ис-
ходным содержанием углерода Си =
= 1,4% С при нагреве образцов в вы-
сокотемпературных ваннах при 1220° С
в течение 1 мин (за исключением двух
последних смесей солей, где контроль
производится при 1050° С) и в средне-
температурных ваннах при 900° С в тече-
ние 10 мин. Однако необходимо учиты-
вать, что различные заводы и отдельные
исследователи при контроле соляных
ванн методом фольги пользуются образ-
Рис. 73. Изменение угле-
родного показателя Ск
хлорбариевой ванны при
температуре 1240° С в ре-
зультате накопления в ней
окислов железа и окислов
бария
цами с самым различным содержанием
111
Таблица 16
Рекомендуемые соли и ректификаторы для нагрева режущих инструментов под закалку и способы их
использования
Кате-	Назначение ванны	Рабо- чая		Условное обозначение смеси солей	Состав смеси солей по массе				•, %	Соль		Отдельные добавки ректификаторов			Показатели	
гор и я ван- ны		тем- пер а- тура, °C	Состав		В аС12	NaCl	ъд £	N а2 В4О7	CQ	для наплав- ления ванны	ч я о <я с д о К к S к И е; >£> кя и	наименова- ние	% от м ассы соли	частота введения, ч	Ск, %, не менее	ки, не менее
Сред- нетем- пера- тур- ная	Окончательный нагрев под за- калку инстру- ментов из угле- родистых и ле- гированных сталей	700 — 950	Основ- ной Заменя- ющий То же	Б67НЗОТЗ БНМ2Б Б78Н22	66,8 67,9 78	30 30 22	2	3	0,2 0,1	Б67НЗОТЗБ БНМ2Б Б78Н22		Бура	о -°Ь> 1	1 00 |	1	1	—- 4	1,30 1,2 1,1	0,93 0,85 0,80
	Предваритель- ный подогрев при закалке инструментов из быстрорежу- щей стали	840— 880 1050 — 1100 1050 — 1100	Основ- ной То же Заменя- ющий	Б78Н22 БМЗБ Б100	78 96,9 100	22	3	—	0,1	Б78Н2! Б100 Б10	2 БМЗБ 0	Бура MgF2	0,6 — 0,8 0,3 — 0,4	4 4	1,1	0,80
Продолжение табл. 16
Категория ванны	Назначение ванны	Рабочая темпера- тура, СС	Состав	Условное обозна- чение смеси солей	Состав смеси солей, % по массе					Соль		Отдельные добавки ректификаторов			Показатели	
					б я CQ	б (Я Z	too £	6 PQ сз Z	CQ	для наплав- ления ванны	для пополне- ния ванны	наименова- ние	% от массы соли	частота введения, ч	ск, %. не менее	К, не менее И
Высо- котем- пера- тур- ная	Окончательный нагрев под за- калку инстру- ментов из бы- строрежущей стали	1000 — 1300	Основ- ной Заменя- ющий То же »	БМ5Б БМЗБ БМФ Б100	94,8 96,9 95 100	—	5 3 5	—	0,2 0,1	Б100 Б100 Б100 Б1С	БМ5Б БМЗБ БМФ 10	80%-ный ферроси- лиций или бу- ра, или фтори- стый магний	0,3 — 0,5 0,6— 0,8 0,6 — 0,8	4 4 8	1,2 1,1 1,0 0,9 0,8 0,95	0,85 0,80 0,71 0,64 0,57 0,68
	Окончательный нагрев под за- калку инстру- ментов из вы- сокохром истых сталей	950 — 1050	Основ- ной Заменя- ющий	Б88Н10Т2Б Б90Н10	87,8 90	10 10	—	2	0,2	1 Б88Н11 Б90Н10	1 ЭТ2Б	Бура	0,4 — 0,6	4	1,2 1,1	0,85 0,80
f Примечания 1. Компоненты смесей подвергают прокаливанию: ВаС12 при 600—700° С в течение 1—2 ч; NaCl при 150—200° С
1 — 2 ч; MgF2 при 900° С 3 ч; Na2B4O7 при 600° С 3 ч; затем их измельчают в порошок.
2. При приготовлении смесей солей должно быть обеспечено тщательное перемешивание входящих в их состав компонентов до получения
однородной смеси.	.
3. Процент смесей солей БМ5Б, БМЗБ или БМФ, первоначально вводимых в ванну, после наплавления ее хлористым барием зависит
от материала нагреваемых изделий: при закалке вольфрамовых сталей он может составлять 25% объема ванны, при закалке вольфрамомо-
либденовых и вольфрамомолибденокобальтовых сталей — до 50% ее объема; в дальнейшем ванны пополняются смесями солей по мере пони-
жения уровня расплава.
углерода от 0,7 до 1,4%. Учитывая это, в табл. 16 для каждого
состава солей помимо показателя Ск приведены значения по-
казателя инертности 7(и, вычисленные по ранее приведенной
формуле 7(и = Ск/Си для образцов из стали 13Х, имеющей Си =
= 1,4% С.
В связи с этим при использовании для контроля ванн методом
фольги образцов с другим исходным содержанием углерода, при
оценке степени инертности солевого расплава необходимо вычи-
слить значения критерия 7<и путем деления полученных экс-
периментальных значений Ск на Си данных образцов и
сравнить найденные таким образом значения /Си с указанными
в табл. 16.
Следует также учитывать, что если рабочие температуры ванны
будут отличаться от указанных в таблице, то будут изменяться
и значения показателей Ск и 7(и; первый из них будет умень-
шаться примерно на 0,1% при повышении температуры на каж-
дые 25—30° С; изменения же при этом значения показателя
можно определить соответствующим расчетом.
При использовании солей, приведенных в табл. 16, необходимо
соблюдать некоторые правила, позволяющие достичь высокой
эффективности действия ректификаторов: периодически, не реже
одного-двух раз в смену перед введением свежей порции смеси
солей или отдельных ректификаторов производить тщательную
очистку ванны от шлама; не реже одного-двух раз в сутки кон-
тролировать ванну ускоренным методом фольги (OCT 2Н59-2—74),
оценивая конечное содержание углерода Ск с помощью прибора
ИТЭС-5 методом ТЭДС [88] или разработанным недавно [36]
интегральным методом (путем измерения магнитной проницаемо-
сти измельченных контрольных образцов стали 13Х на аустено-
метре МА5-15). В случае необходимости следует вводить допол-
нительно или свежую смесь солей, или до 50% количества одного
из ректификаторов, указанных в табл. 16. Если после повторных
добавок смесей солей или ректификаторов не удается повысить
показатели Ск и /Си ванн хотя бы до норм, указанных в табл. 14,
то необходимо произвести полную или частичную замену загряз-
ненной окислами соли в ванне.
Необходимость такой замены обусловлена одновременным
накоплением в ванне окислов бария и железа, совместное при-
сутствие которых [91 ] особенно интенсивно снижает значение
углеродного показателя Ск ванны (рис. 73).
Г лава VI
КИНЕТИКА И ПРОДОЛЖИТЕЛЬНОСТЬ
НАГРЕВА СТАЛИ В СОЛЯНЫХ ВАННАХ
1.	ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Для обоснованного выбора режима термической обработки
стальных изделий, и в частности режущих инструментов, крайне
необходимо иметь правильное представление о кинетике нагрева
наиболее отдаленной от поверхности центральной зоны этих
изделий, где повышение температуры до ее заданных значений
занимает наибольшее время. При рассмотрении указанных вопро-
сов применительно к задаче определения времени сквозного про-
грева тс, п этих изделий в соляных ваннах следует учитывать
некоторые специфические особенности нагрева в расплавленных
солях.
Во-первых, хорошо известно, что при погружении стальных
изделий в любой солевой расплав немедленно начинается кри-
сталлизация соли и образование твердой плотной корки на их
поверхности, препятствующей теплопередаче от расплава к изде-
лию и замедляющей процесс нагрева; затем эта твердая корка
постепенно растворяется, и процесс теплопередачи от расплава
протекает с более высокой скоростью. Согласно литературным
данным [9, 10], толщина образующейся корки солей и длитель-
ность ее существования тем больше, чем больше размер изделий,
в частности чем больше отношение его объема к поверхности [10 ]
и чем ниже начальная температура изделия перед погружением
его в солевой расплав. Толщина корки зависит также от темпе-
ратуры и теплоемкости расплава и уменьшается с возрастанием
этих параметрЬв [14].
Второй важной особенностью нагрева в расплавленных солях
является зависимость коэффициента теплоотдачи а и жидкотеку-
чести расплава от состава солей и степени перегрева их выше
температуры плавления, при которой согласно данным Д. Я. Виш-
някова соли как тела кристаллические находятся в одинаковом
или в «соответственном» состоянии. При температурах плавления
солей и их смесей коэффициенты теплоотдачи имеют практически
постоянную величину, равную 233—255 Вт/(м2-К), а с повыше-
нием температуры над точкой плавления интенсивность изме-
нения этих коэффициентов определяется составом солей. Помимо
этого, кинетика нагрева и время сквозного прогрева стальных
изделий в соляных ваннах определяются целым рядом других
115
факторов, главными из которых * являются химический состав
нагреваемой стали и обусловленные им физические свойства
(плотность, теплоемкость, теплопроводность, температуропровод-
ность, длительность перлитно-аустенитного превращения в объ-
еме всего изделия, если нагрев производится выше Ае^; состав
и физические свойства солевых расплавов (плотность, тепло-
емкость и др.); начальная температура, которую имеет изделие,
поступающее в солевой расплав; температура нагрева; способ
погружения изделия в солевой расплав; глубина погружения,
т. е. величина слоя соли над изделием; форма и размеры изделия;
тепловая мощность печи и условия регулирования температуры,
определяющие частоту включения и выключения печи; соотно-
шение между массой соли и массой нагреваемого металла и др.
Обилие перечисленных факторов, влияющих на кинетику нагрева
и время сквозного прогрева стальных изделий в соляных ваннах,
свидетельствует о том, что чрезвычайно трудно, а во многих
случаях невозможно применять для определения этих величин
широко используемые в теплотехнике для тел простейших форм
аналитические методы расчета. Вместо этого для определения вре-
мени сквозного прогрева образцов, инструментов и других изде-
лий в соляных ваннах применяют приближенные или упрощенные
методы расчета, основанные на анализе экспериментальных дан-
ных, полученных изложенными ниже специальными методами.
2.	МЕТОДЫ ИССЛЕДОВАНИЯ КИНЕТИКИ
И ПРОДОЛЖИТЕЛЬНОСТИ НАГРЕВА СТАЛЬНЫХ
ИЗДЕЛИЙ В СОЛЯНЫХ ВАННАХ
Метод термического анализа. Изучение кинетики нагрева
и времени сквозного прогрева изделий в соляных ваннах этим
методом производят с помощью образцов сравнительно простой ‘
формы — шаров, цилиндров, пластин (параллелепипедов), иногда
призм различного типа, внутрь которых через трубчатую держа-
вочную часть помещают термопару таким образом, что ее горячий
спай находится в центральной наиболее удаленной от всех точек
поверхности зоне образцов (рис. 74). Для удержания образца
в приспособлении ее державочная часть снабжается кольцевым
выступом на конце. Образцы обычно изготовляют из тех сталей,
которые употребляются для данных инструментов или других
изделий, или из близких к ним по составу сталей того же класса,
если экспериментально доказано, что указанное изменение их
химического состава существенно не влияет на кинетику и про-
должительность нагрева и им можно пренебречь при последу-
ющих приближенных расчетах. Для предупреждения возможного
просачивания расплавленной соли внутрь образца и искажения
по этой причине показаний пирометрического прибора избегают
составных или сварочных соединений рабочей и державочной
116
1	2	3	4 J 6	7
Рис. 74, Форма образцов для исследования процесса нагрева методом терми-
ческого анализа:
1 — шар; 2 — длинный цилиндр; 3 — короткий цилиндр; 4 — шестигранная призма;
5 — четырехгранная призма; б — трехгранная призма; 7 — параллелепипед
части образца и вытачивают их из одного куска металла, причем
державочную часть образца делают небольшого диаметра, что
позволяет пренебречь ее влиянием на длительность прогрева
центра образца. Важное значение имеет способ погружения
образцов; с целью обеспечения достаточно равномерного нагрева
со всех сторон их погружают в ванну таким образом, чтобы тол-
щина слоя расплавленной соли над рабочей частью образца со-
ставляла не менее 100 мм. Чтобы температура расплава заметно
не понижалась при погружении образца, отношение массы рас-
плавленной соли к массе одновременно нагреваемого в ванне
металла должно быть не менее 10 : 1; из этого расчета выбирают
объем соляной ванны и ее мощность.
Особый случай представляет местный нагрев инструментов
или других длинномерных изделий, которые погружаются в соле-
вой расплав лишь частично, обычно на 10—15 мм глубже, чем
длина их термически обрабатываемой рабочей части. В этом
случае имеет место отвод теплоты от изделия через его непогру-
женную в ванну хвостовую часть, вследствие чего нагрев заметно
замедляется. Так как на отвод теплоты влияют размеры и кон-
фигурация непогруженной в расплав хвостовой части инстру-
ментов, то при снятии кривых нагрева используют не образцы,
а сами инструменты, в хвостовой части которых просверливается
отверстие и в него вставляется термопара, горячий спай которой
помещается на половине длины нагреваемой рабочей части.
Запись изменения температуры центральной зоны в процессе
нагрева производят автоматически и прекращают ее в момент:
когда температура в этой зоне становится на 10—15° С ниже тем-
пературы солевого расплава, так как в практических условиях
такая степень приближения температуры центра образца к тем-
пературе окружающей среды является почти предельной; ука-
занный момент времени условно принимается за окончание сквоз-
ного прогрева образца. Полученные таким образом кинетиче-
117
Рис. 75. Схема калориметра:
1 — метастатический термометр; 2 —
обычный термометр; 3 — указатель уро-
вня воды в калориметре; 4 — крышка
калориметра; 5 — оболочка калоримет-
ра; 6 — вода; 7 — калориметрический
сосуд; 8 — деревянная подставка; 9 —
сливной кран; 10 — мешалка; 11 — мо-
тор
Рис. 76. Изменение теплосодержания ци-
линдров из стали 9ХС диаметром 25 мм и
разной длины в зависимости от продол-
жительности нагрева в соляной ванне ти-
па С-35 при 870° С
ские кривые нагрева центральной зоны образцов позволяют су-
дить о времени их сквозного прогрева тс,п и могут быть исполь-
зованы при расчете этой величины изложенным ниже приближен-
ным методом для тел простой формы и сложных фасонных ин-
струментов.
Калориметрический метод. Для определения времени сквоз-
ного прогрева изделий сложной формы, в частности фасонных
режущих инструментов, а также мелких образцов; внутрь кото-
рых трудно поместить термопару, используется обычно калори-
метрический метод. Он заключается в том, что мелкие образцы
и отрезанные кусочки рабочей части инструментов или других
изделий выдерживают в соляной ванне при заданной температуре
в течение постепенно возрастающих промежутков времени, а
затем переносят в калориметр, с помощью которого определяют
момент .прекращения прироста энтальпии образца, соответству-
ющий прогреву последнего по сечению. Схема калориметра,
использованного автором для этой цели, представлена на рис. 75.
Калориметрический сосуд заполняется водой, имеющей темпера-
туру 18—20° С и перемешиваемой с помощью мешалки 10, кото-
рая приводится в движение электромотором И с частотой враще-
ния 80—160 об/мин. Повышение температуры воды за счет теп-
лоты, внесенной нагретым образцом, определяется с помощью
метастатического термометра со шкалой, равной 5° С, который
обеспечивает точность измерения до 0,001° С. Для образцов раз-
118
ной величины используются калориметры различной емкости,
например 5, 10, 20 и 30 л, так как необходимо, чтобы изменение
температуры в данном калориметрическом сосуде не превышало
4° С. Нагретые образцы быстро погружают в калориметр и,
отсчитывая через каждые 10 с показания термометра, строят
кривые изменения энтальпии в функции времени нагрева, по
которым определяют момент прогрева образца. В качестве при-
мера на рис. 76 показаны построенные таким образом кривые для
цилиндров из стали 9ХС диаметром 25 мм различной длины,
нагревавшихся в смеси солей эвтектического состава 78 % ВаС12 +
+ 22% NaCl.
Анизометрический метод. Для оценки длительности а—у-пре-
вращения при нагреве в расплавленной соли некоторых заэвтек-
тоидных сталей может быть использован анизометрический метод
[93], заключающийся в том, что на небольшой (диаметром
3—4 мм) образец стали, закрепленный в держателе анизометра,
надвигается ванночка, заполненная расплавленной солью и
имеющая температуру выше Av В процессе выдержки образца
при заданной температуре фиксируется во времени начало и
конец изменения его магнитных свойств, а так как для этих
сталей окончание фазовой перекристаллизации в точке совпа-
дает с исчезновением ферромагнитных свойств, то по результатам
этих отсчетов можно определить длительность а—у-превращения
в объеме всего образца.
3.	НЕКОТОРЫЕ КИНЕТИЧЕСКИЕ
ЗАКОНОМЕРНОСТИ НАГРЕВА СТАЛИ
В ЭЛЕКТРОДНЫХ СОЛЯНЫХ ВАННАХ
Влияние химического состава стали и положения температуры
среды относительно точки Все разнообразные случаи нагрева
изделий из различных сталей в электродных соляных ваннах
могут быть описаны четырьмя различными типами кинетических
кривых изменения температуры их центральной зоны, которые
имеют сходство в начальных и конечных участках, но существенно
отличаются в средней части (рис. 77). Первый тип кинетики
нагрева одинаков для всех представленных на рис. 74 образцов
инструментальных сталей У12А, 9ХС, Р9 и Р18 и конструк-
ционной стали 40Х; он соответствует нагреву ниже точки
и характеризуется отсутствием остановки на термической кри-
вой. Начальный участок (7—2) кривой этого типа может быть
назван инерционным; он относится к периоду существования
корки соли на поверхности образца, во время которого теплота,
распространяющаяся от поверхности в глубь образца, медленно
достигает его центра. Во втором периоде (2—5) температура
в центре образца вначале медленно, а затем быстро повышается;
последнее связано с плавлением корки соли на поверхности об-
119
Рис. 77. Характер кривых нагрева центральной зоны стальных образцов:
I сталь 40Х, нагрев ниже Аг, II — сталь У12А, нагрев выше Дх; III — стали 9ХС
и 40Х, нагрев выше Аг, IV — стали Р18 и Р9, нагрев выше А^
разца и интенсивным притоком теплоты в его центральную зону
за счет вовлечения в процесс нагрева всех слоев образца. В третьем,
регулярном периоде нагрева изменение температуры в центре
образца следует закону затухающей кривой. Это связано с не-
прерывным уменьшением теплового потока вследствие уменьше-
ния разности температур образца и нагревающей среды. Для
кривой /, зафиксированной при нагреве ниже третьим пе-
риодом заканчивается процесс нагрева.
Значительно сложнее протекает процесс нагрева, когда тем-
пература нагревающей среды превышает точку А х и на ход кри-
вых накладывается эндотермический эффект перлитно-аустенит-
ного, превращения (кривые II—IV). Это превращение начинается
неодновременно по сечению, и фронт превращения [38] распро-
страняется от поверхностных наиболее нагретых слоев в глубь
образца. При этом количество теплоты, расходуемой вследствие
превращения, непрерывно изменяется во времени. Регулярный
режим нагрева центральной зоны образцов нарушается как только
начинается эндотермическое превращение в поверхностной зоне,
и вследствие этого происходит ослабление теплового потока,
поступающего к центру образца: начиная с некоторой точки 4,
лежащей на 30—70° С ниже точки Ai, подъем кривых II и III
затухает. Ход этих кривых выше точки 4 определяется особенно-
стями превращения, обусловленными химическим составом стали.
Наиболее значительно тепловой эффект перлитно-аустенитного
превращения обнаруживается на кривой нагрева стали У12А
(кривая II), в которой перлит является преобладающей структур-
ной составляющей; точка перегиба 6 на кривой II соответствует,
по-видимому, моменту наиболее интенсивного превращения. Вели-
чина температурного интервала, в котором протекает перлитно-
аустенитное превращение в этой стали (участок 5—7) в условиях
нагрева в электродной соляной ванне, очень невелика и соста-
вляет 4—8° С.
Кривые нагрева образцов из сталей 9ХС и 40Х (кривые III)
характеризуются хорошо заметным перегибом в районе превра-
щения (участок 5—7). В этих сталях вследствие присутствия
120
Рис. 78. Влияние температуры нагрева на ход термических кривых
(цилиндр диаметром 100 и длиной 150 мм из стали 9ХС)
легирующих элементов превращение протекает в более широком
интервале температур, и кривые нагрева даже в период наиболь-
шего развития превращения поднимаются достаточно интенсивно.
Кроме того, из-за более низкого содержания углерода тепловой
эффект превращения гораздо меньше, и кривые нагрева в районе
превращения имеют значительно менее резкий перегиб, чем при
нагреве образцов из стали У12А.
После окончания превращения в объеме образца температура
нагрева его в центральной зоне снова быстро растет, что харак-
теризуется участком 7—8 на кривых нагрева II и III. В течение
этого периода восстанавливается регулярный режим нагрева,
нарушенный во время превращения. Участок 8—9 (в период
регулярного режима нагрева) указывает на уменьшение скорости
нагрева в результате приближения температуры центральной
зоны образца к температуре ванны.
В быстрорежущей стали интервал температур перлитно-
аустенитного превращения очень большой, и тепловой эффект
превращения, обусловленный переходом в твердый раствор лишь
0,45—0,50% С [17], невелик, поэтому на кривых нагрева IV
превращение не обнаруживается, и они по виду напоминают кри-
вую /.
Повышение температуры нагрева заэвтектоидных инструмен-
тальных сталей в надкритической области приводит к более кру-
тому подъему термических кривых на всем их протяжении, уве-
личению температурного интервала превращения и в то же время
уменьшению его продолжительности (рис. 78, а) вследствие более
интенсивного поступления теплоты в центральную зону изделия,
при этом смещается только верхняя граница температурного
интервала превращения (рис. 78, б). Температурная^зависимость
времени сквозного прогрева изделий тс. п в соляной ванне изо-
бражается двумя отрезками монотонно ниспадающей кривой,
121
Рис. 79. Общая продолжительность
нагрева шаров диаметром 50 мм из
стали 40Х в зависимости от темпе-
ратуры ванны:
1 — ниже точки 2 — выше точки
Л,
скачкообразно поднимающейся
в районе перлитно-аустенитного
превращения вследствие затраты
времени на реализацию этого
превращения в объеме всего из-
делия (рис. 79). Это время, а
следовательно, и величина скач-
ка тем больше, чем больше раз-
меры изделия (рис. 80). Время
сквозного прогрева изделий в соля-
ной ванне заметно уменьшается
с повышением температуры пред-
варительного подогрева (рис. 81).
Влияние данного фактора тем
значительнее, чем больше раз-
меры изделия и чем ниже степень
перегрева над точкой Лх. В сталях, для которых эндотермиче-
ский эффект перлитно-аустенитного превращения достаточно ве-
лик, весь процесс нагрева изделий может быть разделен на ряд
последовательных этапов, соотношение продолжительности кото-
рых не зависит от их формы и размеров. Для заэвтектоидных
сталей около 50% общего времени пребывания изделий в солевом
расплаве (тобщ) составляет нагрев до начала интенсивного раз-
вития ау-превращения, в том числе около 3 %-инерционный
период. Время интенсивного протекания а —» у-превращения
в объеме всего изделия составляет около 15% всего времени на-
Рис. 80. Влияние диаметра шаров из стали
У12А на ход кривых нагрева из централь-
ной зоны:
1 — 30 мм; 2 — 50 мм; 3—65 мм
Рис. 81. Влияние предвари-
тельного подогрева на ход
термических кривых (шары
диаметром 75 мм из стали 9ХС):
1 — без подогрева; 2 — подогрев
200° С; 3 — подогрев 400° С
122
грева в соляной ванне и время выравнивания температуры в изде-
лии после окончания превращения — около 35%.
При скоростях нагрева, характерных для соляных ванн,
температурный градиент по сечению изделий сравнительно неве-
лик. Его изменение в процессе нагрева характеризуется кривой,
имеющей два максимума (кривые 4 и 5 на рис. 82): первый из
них обусловлен различной скоростью проникновения теплового
потока к центру изделия в начальный, средний и конечный пе-
риоды нагрева; второй — неодновременным протеканием пер-
литно-аустенитного превращения в различных элементах объема
изделия. Исследованием [93] было установлено также, что в за-
эвтектоидных сталях продолжительность а —»у-превращения
в объеме изделия линейно падает с увеличением дисперсности
стали в исходном состоянии, если последнюю характеризовать
твердостью HRA. Видимо, это можно объяснить тем, что для
инструментальных сталей, так же как для конструкционных
доэвтектоидных сталей [53], справедливо положение о том, что
дисперсность структурных составляющих, характеризуемая вели-
чиной поверхности раздела феррита и цементита, линейно свя-
зана с твердостью стали. Приведенные на рис. 83 анизометриче-
ские кривые нагрева в соляной ванне образцов стали У12 сви-
детельствуют о том, что с увеличением степени дисперсности ее
исходной структуры уменьшается длительность а —> у-превра-
Рис. 82. Вид кривых нагрева, снятых одновре-
менно в различных точках цилиндра из стали
9ХС диаметром 75 мм и высотой 150 мм, имев-
шего начальную температуру 400° С. Нагрев
в соляной ванне при температуре 870° С:
1 — в центре; 2 — на половине радиуса; 3 — на
расстоянии 3,8 мм от поверхности; 4 — разность
температур между точками кривых 1—3; 5 — раз-
ность температур между точками кривых 1—2
Рис. 83. Анизометриче-
ские кривые нагрева об-
разцов стали У12А в расп-
лаве солей при 800° С:
1 — крупнозернистый пер-
лит; 2 — мелкозернистый
перлит; 3 — сорбит; 4 —
мартенсит
123
щения в объеме этих образцов, однако для практически исполь-
зуемых в производстве инструмента структур, изменяющихся
от мелко- до крупнозернистого перлита, это различие весьма
невелико, и при приближенных расчетах времени сквозного про-
грева заэвтектоидных сталей его можно не принимать во внима-
ние. Интересно также отметить, что продолжительность а —>
—> у-превращения при нагреве в расплаве солей в 1,5—2 раза
меньше, чем при нагреве в воздушной среде, что обусловлено соот-
ветствующим различием в скорости нагрева в этих средах, лими-
тирующей в конечном итоге ход процесса превращения.
КИНЕТИКА НАГРЕВА СТАЛИ
В ИНДУКЦИОННОЙ СОЛЯНОЙ ВАННЕ
Нагрев стальных изделий в индукционной соляной ванне
с графитовым тиглем [94] имеет свои особенности, обусловленные
тем, что в этом случае одновременно с нагревом этих изделий
вследствие теплопередачи от окружающего солевого расплава
происходит нагрев их в электромагнитном поле, которое хотя
несколько и ослабляется стенками графитового тигля, но все же
оказывается достаточно сильным.
Общее количество теплоты фобщ, котоРое получает образец при
нагреве, в данном случае можно выразить формулой
Фобщ = Qi ~г Qa + Qs>
где Qi — количество теплоты, полученное образцом при предва-
рительном подогреве; Q2 — количество теплоты, переданное соле-
Рис. 84. Кривые нагрева центральной
зоны образцов из быстрорежущей стали
в индукционной соляной ванне с гра-
фитовым тиглем (/) и в электродной
соляной ванне (2):
/0 — начальная температура образца; t —
температура солевого расплава
вым расплавом; Q3 — количе-
ство теплоты за счет индук-
ционного нагрева. Соотношение
этих величин определяет ход
кривых нагрева образцов в
каждый период времени. Ин-
тенсивность нагрева под дей-
ствием магнитного поля неоди-
накова в различные периоды
нагрева. Она больше при тем-
пературах ниже точки Кюри,
когда, по данным работы [39],
нагрев происходит в результате
теплового воздействия индукти-
рованного тока и за счет потерь
на гистерезис, и меньше при
нагреве выше точки Кюри,
совпадающей для ледебуритных
сталей с точкой А 1? среднее зна-
чение которой (между началом
и концом превращения) для ста-
124
ли Р18, по данным [23], составляет 820°С. Все полученные в рабо-
те [94 ] кривые нагрева центральной зоны образцов сталей Р18, Р12
и Р6М5, отражающие суммарное воздействие солевого расплава
и индукционного нагрева, однотипны (рис. 84, кривая /). Срав-
нение этой кривой с кривой нагрева таких же образцов в элек-
тродной соляной ванне (кривая 2) позволяет выявить следующие
особенности кинетики нагрева стальных образцов в индукцион-
ной соляной ванне. Длительность инерционного периода а—b
при нагреве за счет суммарного теплового потока Q2 + Q3 в ин-
дукционной соляной ванне меньше, чем в электродной, когда
образец нагревается только вследствие теплового потока Q2.
На участке b—с кривая 1 круче, чем кривая 2; это, по-видимому,
также связано с нагревом в первом случае за счет суммарного
теплового потока Q2 + Q3. Принципиальное отличие наблюдается
в верхней части рассматриваемых кривых. Кривая 2, полученная
при нагреве в электродной ванне, перестает повышаться, не до-
стигая на 10—15° С температуры солевого расплава (точка d),
и далее температура в центре образца колеблется на этом уровне
в соответствии с колебаниями температуры окружающего соле-
вого расплава при автоматическом регулировании (включение
и выключение) ванны.
При нагреве в индукционной соляной ванне кривая 1 пере-
стает возрастать (точка d) лишь после того, как достигнет темпе-
ратуры окружающего солевого
расплава. Это объясняется тем,
что величина дополнительного
теплового потока Q3 внутри
Рис. 86. Влияние предварительного по-
догрева на ход термических кривых
при дальнейшем нагреве в индукцион-
ной соляной ванне с графитовым тиглем
до 1280° С (шары диаметром 45 мм,
сталь Р18):
1 — подогрев 200° С; 2 — 400° С; 3 —
600° С; 4 — 800° С; 5 — 900° С
Рис. 85. Влияние температуры распла-
ва в индукционной соляной ванне с
графитовым тиглем на ход термических
кривых (шары диаметром 45 мм, сталь
Р18):
1 - 1050° С; 2 - 1150° С; 3 - 1280° С
125
графитового тигля при нагреве выше точки Кюри сравнительно
невелика, а объем солевого расплава достаточно большой; насту-
пает тепловое равновесие между окружающей средой и образцом,
в результате чего в дальнейшем температура в центре образца
остается равной температуре расплава и повторяет ее колебания.
Важно отметить, что вследствие более крутого подъема кривой 1
время сквозного прогрева при нагреве в индукционной соляной
ванне на ~30% меньше, чем в электродной, а при одном и том же
установленном режиме нагрева фактическая температура изде-
лия к моменту окончания прогрева соответственно на 10—15° С
выше.
Как и при нагреве в электродной ванне, повышение темпера-
туры индукционной соляной ванны сопровождается сокраще-
нием инерционного периода и уменьшением длительности про-
грева, но при сравнительно быстром нагреве в индукционной
соляной ванне становится заметным, что положение точек пере-
гиба на кривых нагрева не связано с точкой Ах; на рис. 85 при
нагреве стали Р18 до 1050° С (кривая У) эта точка лежит ниже Alf
при нагреве до 1150° С (кривая 2) вблизи Alf а при нагреве
до 1280° С (кривая 5) — выше Av Влияние предварительного
подогрева на кинетику нагрева в индукционной соляной ванне
(рис. 86) в принципе такое же, как и в электродной ванне (см.
рис. 81): с увеличением температуры подогрева уменьшается
время сквозного прогрева изделий-
5/МЕТОДЫ РАСЧЕТА ВРЕМЕНИ ПРОГРЕВА
СТАЛЬНЫХ ИЗДЕЛИЙ
В СОЛЯНЫХ ВАННАХ
Чтобы перейти от изложенных выше методов эксперименталь-
ного определения времени прогрева каждого отдельного образца
или изделия к расчету этого параметра, необходимо предвари-
тельно оценить влияние формы и размеров изделий на время их
прогрева. Вследствие сложности данного вопроса начнем его
рассмотрение с гладких (т. е. не имеющих изрезанной поверх-
ности) тел сравнительно простой формы — шаров, цилиндров,
параллелепипедов, пластин, прямых правильных призм с раз-
личным числом граней, а затем перейдем к сложнофасонным режу-
щим инструментам, имеющим самую разнообразную конфигура-
цию и различные размеры.
Характеристический размер V/F. Аналитические методы рас-
чета не позволяют решить столь сложной задачи, поэтому необ-
ходимо прибегнуть к приближенным методам, основанным на
использовании сравнительно простых геометрических соотноше-
ний, прежде всего представляющего наибольший интерес соот-
ношения между объемом V перечисленных выше гладких тел
простой формы и их полной тепловоспринимающей поверхно-
126
стью F. В последние десятилетия величина V/F, называемая
иногда характеристическим размером тела, используется раз-
личными исследователями [9 и др.] в расчетах времени нагрева
или охлаждения тел простой формы, так как установлено, что
с увеличением этой величины время нагрева или охлаждения
этих тел возрастает. Простейшая из эмпирических формул, в ко-
торых используется отношение V/F, имеет вид [95]
тс.п=^4-,	(1)
где Ki — эмпирический коэффициент, зависящий от материала
изделий и условий нагрева.
Абсолютные значения характеристического размера V/F (вы-
ражаемого обычно в см) в формуле (1) для тел простой формы
могут быть найдены из простых геометрических соотношений
(табл. 17) (в которых все размеры также выражены в см).
Таблица 17
Формулы, выражающие отношение объема тел простой формы
к их поверхности
Тело	Принято за минималь- ный размер D или С, см	Другие размеры, см	Формула для определения V/F, см	№ фор- мулы
Шар	Диаметр	—	D 6	(2)
Куб	Ребро	—	D 6	(2)
Сплошной цилиндр	Диаметр «	Высота Н	DH 4Н2D	(3)
Прямая призма с основа- нием в виде любых пра- вильных многогранников (треугольника, квадра- та, шестигранника и др.)	Диаметр вписанного круга	Высота Н	DH 4H + 2D	(4)
Полый цилиндр (кольцо)	Наружный диаметр	Внутрен- ний диа- метр d	(D — d)H 4Н + 2 (D — d)	(5)
Пластина	Толщина пластины С	Габаритные размеры С, В, А	АВС 2 (АВ-\-АСВС)	(6)
Необходимо отметить, что при расчете по формулам, приведен-
ным в табл. 17, соотношение значений V/F для пластины (парал-
лелепипеда), неограниченной длины цилиндра и шара составляет
3:1, 5:1, т. е. точно соответствует определяемому аналитиче-
127
Рис. 87. Обобщенная номограмма
для определения отношения объема
к поверхности тел правильной гео-
метрической формы при Ртах —
= 10 см, /тах = 20 см (на оси абс-
цисс отложены размеры А и В &ля
пластины и размер И для осталь-
ных тел):
I — шкала размеров тел в мм, цифры
с левой стороны шкалы означают тол-
щину пластины С; цифры с правой сто-
роны — диаметр цилиндра и размер
круга, вписанного в основание приз-
мы D; II — шкала ответов для цилин-
дра, призм и кольца, промежуточная
шкала для пластины; III — шкала
ответов для пластины
скими методами соотноше-
нию времени прогрева этих
тел, что указывает на обо-
снованность использования
показателя V/F в тепловых
расчетах.
Для облегчения определения характеристического размера
V/F по формулам (2)—(6), приведенным в табл. 17, автором
построена обобщенная радиантная номограмма из выравненных
точек (рис. 87), характеризующаяся использованием линейных
равномерных шкал.
Определение по данной номограмме значений V/F для сплош-
ных цилиндров и прямых призм состоит в том, что размер D
этих тел в мм откладывается по шкале ординат справа
в виде отрезка OY, конечная точка которого сносится на
шкалу / (точка Л^), а размер Н откладывается в виде отрез-
ка ОМ± (в мм) по шкале абсцисс. Затем в точке Р± пере-
сечения прямой	со шкалой II находится искомое зна-
чение V/F в миллиметрах, которое переводится затем в санти-
метры.
При определении V/F для параллелепипедов аналогичное
построение проводится дважды: сначала по осям ординат и абсцисс
откладываются размеры С и В и определяются точки N3 и /И3,
затем находится точка Р3 пересечения прямой N3M3 с промежу-
точной для пластин шкалой II, после чего через точку Р3 и отло-
женную на абсциссе точку R3 (отвечающую значению А для пла-
стин) проводят прямую P3R3, в точке Q пересечения которой со
шкалой /// находится искомое значение V/F в мм; затем оно
переводится в см. В случае полого цилиндра вместо D отклады-
вается величина D—d. Сравнение значений V/F, найденных по
номограмме и расчетом по формулам (2)—(6), дает хорошее сов-
падение.
Определение времени прогрева гладких тел при всестороннем
нагреве. Из табл. 17 следует, что значение V/F одинаково для
128
шара, архимедова цилиндра 1 и куба (D/6), а также для сплош-
ных цилиндров и любых прямых правильных призм неограни-
ченной длины (Z?/4), хотя известно [12], что фактическое время
прогрева этих тел различно. Следовательно, показатель V/F
в данном случае недостаточно точно отражает влияние геометри-
ческих параметров тел на теплопередачу. В связи с этим автором
предложен обобщенный или интегральный геометрический кри-
терий Z и в работе [95] даны методы его расчета
2=-^-Кф.	(7)
Критерий формы Кф. Это относительная величина;
Лф принимается равным единице для идеальных по Лформе глад-
ких тел, все точки поверхности которых одинаково удалены
от центра. Вследствие этого время сквозного прогрева при про-
чих постоянных условиях определяется только минимальным раз-
мером тела. К таким идеальным телам относятся шар, цилиндр
неограниченной длины и пластина неограниченной длины и ши-
рины. Для всех других тел Дф > 1, так как не вся их поверхность
достаточно эффективно влияет на прогрев всего тела. Например,
на прогрев длинных цилиндров и призм мало влияют их торцы,
а на прогрев тонких параллелепипедов — узкие боковые грани.
При изменении соотношения габаритных размеров тел изме-
няется и степень влияния различных поверхностей на время
прогрева, а следовательно, и на величину /Сф. Например, для
цилиндра постоянного диаметра при непрерывном уменьшении
высоты от оо до 0, т. е. при сближении его торцов, влияние боко-
вой (цилиндрической) поверхности на прогрев всего тела умень-
шается, а торцовых поверхностей возрастает. Так как происхо-
дящее при этом изменение площади F поверхности цилиндра
учитывается в расчетах критерия Z показателем V/F, абсолютная
величина которого непрерывно уменьшается, то критерий Дф
должен отражать лишь изменяющееся соотношение между мень-
шим (определяющим) и большим размерами цилиндра. В соот-
ветствии с этим для других указанных в табл. 17 тел простой
формы значение Дф следует определять из выражений, которые
включают частные от деления меньшего размера тел на остальные
размеры. Критерий Дф имеет максимальное значение для двух-
мерных тел при соотношении их расчетных размеров 1 : 1 и
для трехмерных тел 1:1:1, характеризующем наибольшую
степень отклонения формы тела от идеальной по теплопередаче,
и стремится к единице, когда определяющий размер исчезающе,
мал по сравнению с другими размерами тела. Ниже описаны
методы определения значений критерия формы Дф для тел, ука-
занных в табл. 17, и приведены необходимые эмпирические фор-
мулы [95].
1 Архимедовым называется цилиндр, у которого высота равна диаметру.
5 Смольников Е. А.	129
Сплошной цилиндр. Критерий формы сплошного цилиндра
любых размеров может быть определен по эмпирической формуле
(8)
где С и А — минимальный (определяющий) и максимальный раз-
меры цилиндра, см. Для удобства в дальнейшем цилиндры, у ко-
торых Н > D, называются длинными,' а цилиндры, у которых
Н < D, — короткими. В формуле (8) С/А отражает отклонение
с
формы реального цилиндра от идеальной, так как если —А----> О,
то /Сф = 1.
Для длинных цилиндров формула (8) имеет вид
(9)
а для коротких цилиндров
D
Н
(Ю)

Формулы (9) и (10) с достаточной для практики точностью
графически могут быть аппроксимированы прямыми (рис. 88,
прямая 1) и в упрощенном виде заменены приведенными в табл. 18
простыми формулами (11) и (12). Формулы (И) и (12) исполь-
зуются для расчета /Сф цилиндров при любом соотношении разме-
ров И и D. Члены 0,2 и 0,2-^- в этих формулах позволяют
учесть отклонение фор-
Отношение меньшего размера к большему
мы данного сплошного
цилиндра от идеальной.
Полый цилиндр, В этом
теле теплопередача от
внутренней поверхности
Рис. 88. Критерий формы цилин-
дров и прямых правильных
призм в зависимости от соотно-
шения размеров:
------длинные и короткие цилинд-
ры и -длинные призмы;----ко-
роткие призмы; 1 — сплошные и
полые длинные и короткие цилинд-
ры; 2 — восьмигранные прямые
правильные призмы; 3 — шести-
гранные прямые правильные приз-
мы; 4 — пятигранные прямые пра-
вильные призмы; 5 — четырехгран-
ные прямые правильные призмы;
6 — трехгранные прямые правиль-
ные призмы
130
Таблица 18
Формулы для определения критерия формы /<ф различных тел
Тело	Соотношение размеров тела	Формула для опре- деления Кф	№ фор- мулы	Кф при		
				о ф й:	H=D или H=D—d	8 Ф й:
Длинный сплош- ной цилиндр . .	V/ q|s:	1+о’24	(11)	—	1,2	1
Короткий сплош- ной цилиндр . .	Я 1	1+<и4	(12)	1	1,2	—
Длинный полый цилиндр ....	D — d Н	1 + 0,2	(13)	—	1,2	1
Короткий полый цилиндр (кольцо)	Н <1	! , по Ц	(14)	1	1,2	
	(D-d)	1 1 °’" D-d				
Длинные прямые правильные приз- мы с числом гра- ней N:		1 + 0,2	+				
		, _J		(15)			
		N+ 1				
трехгранные	—	1,25 + 0,2	(16)	—	1,45	1,25
четырехгран- ные 		—	1,20+0,2 п	(17)	—	1,40	1,20
шестигранные	—	1,13 + 0,2-g-	(18)	—	1,33	1,13
Короткие прямые правильные приз- мы с числом граней N:		, . Н + D Х х(°'2+«!ц)	(19)	—	—	—
трехгранные	—	1 +0,45 -g-	(20)	1	1,45	—
четырехгран- ные 		—	1 + 0,40 А	(21)	1	1,40	——
шестигранные	—	1 + 0,33	(22)	1	1,33	—
Шар 		—	Кф = 1		—	—-	—
5*
131
Продолжение табл. 18
менее эффективна, чем от внешней, вследствие меньшего ради-
уса кривизны. Так как согласно формуле (5) для полого цилиндра
расчетными размерами следует считать величины (D — d)
и Я, то при определении критерия Кф следует рассматривать их
соотношение. С учетом этого для длинных полых цилиндров,
у которых (D—d) <Н (см. табл. 18), формула (11) приобретает
вид (13), а для коротких полых цилиндров, у которых Н <
< (D — d), формула (12) имеет вид (14).
Из табл. 18 видно, что для полого цилиндра неограниченной
длины при Я —> оо Кф —> 1; при (D — d) = Я значения = 1,2.
Если внутренний диаметр d —* 0, то формулы для полого цилин-
дра справедливы и для сплошного.
Прямые правильные призмы с любым числом граней. Эти тела
условно могут быть отнесены к так называемому классу цилин-
дра [60]. Призмы отличаются от цилиндров тем, что различные
точки их боковых поверхностей неодинаково удалены от про-
дольной оси симметрии, что увеличивает время прогрева и соот-
ветственно значение критерия Лф. Влияние боковых граней
прямых правильных призм можно учесть, если в соответствующие
формулы для сплошных цилиндров (11) и (12) ввести дополни-
тельные члены.
Критерий Лф для длинных прямых призм, у которых высота Я
больше диаметра вписанного круга О, определяем по формуле (15),
в которой N — число боковых граней правильной призмы, а
для коротких прямых призм, у которых D > Я, — по фор-
муле (19).
С помощью формул (15) и (19) вычислены и на рис. 88 пред-
ставлены изменения для трех-, четырех-, пяти-, шести- и вось-
мигранных призм в зависимости от соотношения их высоты Я
и диаметра D вписанного круга. В табл. 18 приведены получен-
ные из рис. 88 расчетные формулы (16)—(18) и (20)—(22), позво-
132
ляющие определить для указанных выше прямых призм
при любом соотношении их размеров. С увеличением числа гра-
ней призмы N значение Кф уменьшается, стремясь в пределе
(когда N —♦ оо) к значению Кф для сплошных цилиндров.
Параллелепипед. Критерий формы параллелепипеда с раз-
мерами С, В, А
ской формуле:
может быть вычислен по следующей эмпириче-
/СФ =
В А
2
(24)
где С < В < А (С — определяющий размер).
В упрощенном виде эта зависимость может быть также гра-
фически аппроксимирована прямой линией (рис. 89), описываемой
уравнением (23). Формула (23) рекомендуется в качестве расчет-
ной при определении значений /Сф для параллелепипедов с любым
соотношением размеров. Эта формула универсальна и более
проста по сравнению с рекомендованными в работах [60 и др. ].
Важно отметить полное совпадение значений 7<ф для неко-
торых идентичных по форме тел, определенных по различным
формулам, приведенным в табл. 18.
Так, формула (23) для параллелепипеда, у которого С = В = А
(т. е. для куба), дает то же самое значение 7<ф = 1,40, что и фор-
мула (17) для прямой четырехгранной призмы, у которой Н = D
(что также соответствует кубу).
Аналогично формула (23) для параллелепипеда, у которого
С = В и А —* оо, т. е. для квадратной призмы неограниченной
длины, дает такое же значение = 1,20, что и формула (17)
для этого тела. Таким образом, рассматриваемые формулы хо-
рошо согласуются между собой.
Сравнение расчетных и литературных данных. Из табл. 18
видно, что значения критерия формы шара, архимедова цилиндра
и куба относятся как 1,0 : 1,2 : 1,4.
Экспериментальные данные [9] по-
казывают, что соотношение времени
прогрева для этих тел составляет
1,0 : 1,19 : 1,50, а по данным ра-
боты [12] — 1 : 1,20 : 1,36. Для
цилиндров и квадратных призм не-
ограниченной длины значения Лф
относятся как 1,0 : 1,2; соотноше-
ние времени прогрева этих тел, по
данным работ [12, 33, 60], такое же.
Следовательно, критерий /Сф доста-
точно точно отражает не учитыва-
емое формулой (1) влияние формы
тел, имеющих одинаковое значе-
ние V/F, на время их прогрева,
Рис. 89. Значения критерия
формы параллелепипеда раз-
мерами С, В и А в зависи-
, С С
мости от суммы -g—|—,
где С < В < А
133
и введение /Сф в качестве сомножителя величины V/F в фор-
мулу (7) для определения обобщенного критерия Z вполне
обосновано.
Связь между критерием Z и временем
прогрева. Зависимость времени сквозного прогрева в соля-
ных ваннах гладких тел (тс. п) от критерия Z установлена экспе-
риментально на различных по форме и размерам образцах ста-
лей 40Х, У12А, 9ХС, Х6ВФ, Р9, Р12 и Р18, показанных на
рис. 74, и может быть выражена уравнением прямой
тсп = K.Z	(25)
или вычислена из формулы (7)
Т'с.п =	~р~ -Кф>	(26)
где Ki — коэффициент, мин/см, характеризующий удельное время
прогрева и зависящий от материала изделий, состава и темпера-
туры нагревающей среды. Температурная зависимость коэффи-
циента Ki при нагреве в среднетемпературных соляных ваннах
образцов, предварительно подогретых до 400—500° С, прибли-
женно может быть выражена эмпирической формулой
Ах = 12,5 - 0,025 (tH - 800),	(27)
где — температура нагрева, °C.
Линейный характер зависимости обусловлен, по-видимому,
тем, что с повышением температуры расплавленных солей над
точкой плавления их коэффициенты теплоотдачи также изме-
няются по линейному зако-
ну, причем наклон прямых
к оси абсцисс зависит от
состава соли (рис. 90). Так
как согласно работам [74,
111] различные по составу
углеродистые и низколегиро-
ванные стали при 750—950°С
почти не отличаются по теп-
лопроводности и по теплоем-
кости, то формулу (27)
можно применить к тем из
Рис. 90. Коэффициенты теплоотдачи
при нагреве в расплавленных солях
и щелочах:
/ - NaCl; 2 - 45% NaNO2 + 55%
NaNO3; 3 - 45% NaNO3 +55% KNO3;
4 - KOH; 5 — NaOH; 6 — KNO3;
7 - 45% NaNO2 + 55% NaNO3; 8 —
NaNO3; 9 - NaNO2; 10 - KC1; 11 -
BaCl2
134
них, у которых критическая точка А i ниже 790° С. Послед-
нее требование обусловлено тем, что время, затрачивае-
мое на а —* у-превращение в процессе нагрева указанных сталей,
сравнительно длительное и им нельзя пренебречь.
Экспериментально установлено, что температурная зависи-
мость коэффициента Ki при нагреве в высокотемпературных
соляных ваннах различных образцов из сталей Р9, Р12, Р18,
Х6ВФ и Х12М, предварительно подогретых до 860—880° С,
также имеет линейный характер, а время прогрева быстроре-
жущих и других высоколегированных инструментальных сталей
при 1000—1300° С практически не зависит от их состава. В связи
с этим интересно отметить, что согласно данным И. К. Купаловой
и В. И. Павловой для сталей Р18, Р6М5, Р6М5К5 и Р9М4К8
в области температур 900—1200° С значения коэффициента тем-
пературопроводности а = Х/(сру) практически совпадают. Ви-
димо, поэтому полученная закономерность сохраняется для всех
сталей этой группы. По данным [95], ее можно приближенно
выразить следующей эмпирической формулой:
Ki = 8 - 0,013 (/н - 1000).	(28)
Формулы (27) и (28) позволяют определить коэффициент при
нагреве до заданной температуры.
Вычисленные с помощью этих формул и приведенные в табл. 19
значения коэффициента могут быть использованы при расчете
времени прогрева различных тел простой формы в средне- и
высокотемпературных соляных ваннах состава 78% ВаС12 +
+ 22% NaCl и 100% ВаС12 соответственно.
Время нагрева в других средах рассчитывают путем добавле-
ния к коэффициенту Kt дополнительного множителя т, значения
которого для некоторых сред даны в табл. 19. Для солевых рас-
плавов, содержащих 44% NaCl + 56% КС1 или 100% NaCl,
значения множителя т автором получены экспериментально,
а для расплавленного свинца и воздушной среды взяты по дан-
ным [46].
Определение времени прогрева инструментов сложной формы.
При определении времени прогрева инструментов в расчет для
гладких тел вводится поправка на изрезанность канавками фасон-
ной рабочей части этих инструментов. Влияние этого фактора
выражается коэффициентом изрезанности /Си, значения которого
для инструментов различного типа .найдены описанным выше
калориметрическим методом и приведены в табл. 20. Этот коэф-
фициент для других изделий, изрезанных канавками и не упомя-
нутых в табл. 20, приближенно может быть найден по соотно-
шению площадей поперечного сечения или массы этих изделий
и равновеликих им гладких образцов или более точно калори-
метрическим методом по соотношению времени их прогрева.
Время сквозного прогрева тс. п изделий сложной формы опреде-
135
Таблица 19
Значения коэффициента при нагреве инструментальных сталей
в различных средах
Сталь	Тем- пера- тура нагре- ва, °C	/<1, мин/см, при нагреве в рас- плавах		Удельное время прогрева тК\ в средах			
		78% ВаС12 + + 22% NaCl *	100% BaCl**	44% NaCl + + 56% КС1 *	100% NaCl *	Свинец *	Воздух *
Углеродистая и	800	12,5	—				S/Ci-5^
низколегирован-	850	11,3	—				в зависи-
ная	870	10,8	—	0,9/Сх	1,2/G	0,5^	мости от ти-
	900	10,0	—				па и мощ-
	950	8,8					ности печи
Среднелегирован-	1000			8,0				
ная (высокохроми-	1050	—	7,4		—	—	—
стая и др.)	1100	—	6,7				
	1150	—	6,0				
	1180			5,7				
	1200	—	5,4				
Высоколегирован-	1210	—	5,3				
ная (быстрорежу-	1220	—	5,1	—	—	—	—
щая и др.)	1230	—	5,0				
	1240	—	4,9				
	1250	—	4,8				
	1275	—	4,4				
	1300	—	4,1				
	560	—	10,3 ***				
* Предварительный подогрев до 400—500° С.
** Предварительный подогрев до 860 — 880° С в солевом расплаве.
*** Нагрев при отпуске в расплаве KNO3.
ляется как произведение времени прогрева гладкого образца на
коэффициент изрезанности
^.п = К1^-КфКя.	(29)
Определение времени прогрева длинномерных изделий. Для
изделий и образцов, у которых отношение длины к диаметру или
толщине достаточно велико (5 : 1 и более), влиянием члена 2D
в формуле (3) и члена (D — d) в знаменателе формулы (5) можно
пренебречь и считать, что время прогрева сплошных длинных
136
Таблица 20
Значения коэффициента 7СИ для различных инструментов
Инструмент	Коэффициент изрезанности *и	Инструмент	Коэффициент изрез анности Ки
Резьбонакатные ролики		Червячные, резьбовые	
и другие резьбонакатные		насадные и торцовые на-	
инструменты, напиль- ники и надфили, отрез-	0,9	садные фрезы		0,65
ные фрезы 	 Ножи, резьбовые пло-		Круглые плашки ....	0,45
ские плашки		0,85		
Цилиндрические фрезы,		Все гладкие тела, не име-	1,0
шеверы и дисковые дол- бяки		0,75	ющие канавок 		
			
Пазовые, одно- и двухуг- ловые, дисковые трехсто-		Напильники круглые. .	0,9
ронние, полукруглые вы- пуклые и вогнутые фрезы, насадные зенкеры, кор- пусы сборных инструмен-			
тов 		0,7		
цилиндров пропорционально их диаметру, а полых — величине
(D — d); для длинных призм, пластин и различных длинномер-
ных изделий, изрезанных канавками, в расчет необходимо ввести
поправку на форму их поперечного сечения. Все размеры изде-
лий в этом случае выражаются в миллиметрах. Для длинномер-
ных цилиндров время прогрева можно определить по формуле
tc.'=K2D,	(30)
где — удельное время прогрева, с/мм; D—диаметр
изделия, мм.
Для полых цилиндров формула (30) приобретает вид
Tc., = K2(D-d).	(31)
Абсолютное значение коэффициента Л2 в формулах (30) и
(31) зависит от глубины погружения нагреваемых образцов или
изделий в солевой расплав, а также от состава и температуры
последнего. В работе [95 ] значения коэффициента ТС2 определены
в характерных для длинномерных инструментов условиях мест-
ного нагрева: при погружении в ванну на глубину 0,5—0,8 их
общей длины. Так как в этих условиях нагрева от длинномерных
инструментов или образцов через их непогруженную в соляную
ванну хвостовую часть за счет теплопроводности отводится боль-
шое количество теплоты, то нагрев их замедляется и время про-
грева возрастает примерно на 30% по сравнению с нагревом при
полном погружении в ванну. Температурная зависимость К2
137
для цилиндров при 780—950° С в расплаве, содержащем
78% ВаС12 + 22% NaCl, может быть выражена эмпирической
формулой
К2 = 19 - 0,04 (/н - 800),	(32)
где t„ — температура нагрева, °C.
При нагреве до 1000—1300° С в расплаве хлористого бария
/<2=12- 0,02 (/н - 1000).	(33)
Время прогрева других длинномерных изделий можно опре-
делить по формуле
тс.п = 0К2Р,	(34)
где 0 — коэффициент формы длинномерных изделий. Он получен
для гладких образцов из табл. 18 при Н->-оо, а для инструмен-
тов найден экспериментально [95].
Для длинномерных параллелепипедов значение 0 находим
по эмпирической формуле
f>- 1 + 0,2(4 + 4),	(35)
где С < В < А. Для квадрата неограниченной длины, т. е. при
С = В и А—><х>, коэффициент 0 = 1,2, что соответствует крите-
рию Лф для этого тела. Значения коэффициента 0 для различных
тел и ряда длинномерных инструментов приведены ниже.
Сплошной цилиндр неограниченной	длины...............1,0
Прямые правильные призмы неограниченной длины:
трехгранная.........................................1,25
четырехгранная (квадратная)........................1,20
шестигранная ......................................1,13
Пластина неограниченных размеров	(А	-> со, В -> со) , . 1,0
Спиральные сверла......................................0,45
Ручные и гаечные метчики...............................0,53
Ручные и машинные развертки, протяжки, концевые фрезы
и зенкеры, трубные метчики ............................0,64
Причем для этих инструментов коэффициент р представляет
собой коэффициент их изрезанности, т. е. их значения совпадают.
Перемножив расчетные коэффициенты р и /С2, получим
п = Р^2,	(36)
где п — коэффициент, с/мм (отнесенный к минимальному раз-
меру изделйя).
Тогда формула (34) для длинномерных изделий принимает
простейший вид
тс.п = nD,	(37)
где тс.п, с, или
тс.п = -^-Г>,	(38)
где тс.п, мин.
Значения коэффициента /С2 Для длинномерных тел, вычислен-
ные по формулам (32) и (33), даны в табл. 21. Там же приведены
138
Таблица 21
Значения коэффициентов ТС2 и п
Состав расплава солей, %	Температура нагрева, °C	Удельное вре- мя прогрева К2» с/мм	п для образцов и инструментов, с/мм					
			Сплошной цилиндр	Стержень квадратного сечения	Спиральные сверла	Ручные и га- ечные метчи- ки	Развертки, фрезы зен- керы, хво- стовые дол- бяки, про- тяжки	Круглые на- пильники и надфили
	800	19,0	19,0	22,8	8,5	1Ь,о	12,2	17,1
78 ВаС12,	850	17,0	17,0	20,4	7,6	9,0	10,9	15,3
22 NaCl	870	16,2	16,2	19,4	7,3	8,6	10,4	14,6
	900	15,0	15,0	18,0	6,8	8,0	9,6	13,5
	950	13,0	13,0	15,6	5,8	6,9	8,3	11,7
	1000	12,0	12,0	14,4	5,4	6,4	7,7	10,8
	1050	11,0	11,0	13,2	5,0	5,8	7,0	9,9
	1100	10,0	10,0	12,0	4,5	5,3	6,4	9,0
	1150.	9,0	9,0	10,8	4,0	4,8	5,8	8,1
100 ВаС12	1200	8,0	8,0	9,6	3,6	4,2	5,1	7,2
	1210	7,8	7,8	9,4	3,5	4,1	5,0	7,0
	1220	7,6	7,6	9,1	3,4	4,0	4,9	6,8
	1230	7,4	7,4	8,9	3,3	3,9	4,7	6,7
	1240	7,2	7,2	8,6	3,2	3,8	4,6	6,5
	1250	7,0	7,0	8,4	3,1	3,7	4,5	6,3
	1275	6,5	6,5	7,8	3,0	3,5	4,2	5,8
	1300	6,0	6,0	7,2	2,7	3,2	3,8	5,4
Примечания: 1. Значения К2 для ванн с температурой 800—950 и 1 000—1300 °C
даны при условии предварительного подогрева изделий до 400—500 и 860—880° С соот-
ветственно.
2. Значения п — для промежуточных температур находятся интерполяцией.
значения коэффициента п, вычисленные по формуле (36) с исполь-
зованием значений р, указанных выше. Для длинномерных парал-
лелепипедов и инструмента типа плоских протяжек время про-
грева (в мин) определяется по формуле
Те.п = ^С.	f(39)
где С — толщина, мм.
При вычислении значений тс. п по формуле (39) поступают
следующим образом: сначала по формуле (35) определяют зна-
чение коэффициента |3 для данного параллелепипеда или инстру-
мента, принимая за С его толщину и за В — ширину. Затем
из табл. 21 находят значение К2 для выбранной температуры и
указанной там среды нагрёва и, умножая его на коэффициент 0,
по формуле (36) определяют значение п, которое и используется
далее в формуле (39). Коэффициент п и другие коэффициенты,
характеризующие удельное время прогрева, приведены для усло-
вий свободного омывания образцов и изделий нагревающей сре-
дой. При нагреве в приспособлениях, погружаемых в солевой
139
расплав вместе с изделиями, расчетное время прогрева увеличи-
вается на —20—30%.
Влияние температуры подогрева. В последние годы при работе
на автоматических агрегатах и поточных линиях инструмент из
быстрорежущей стали предварительно подогревается в хлорба-
риевой ванне при 1050° С. Расчетное время окончательного сквоз-
ного прогрева в этом случае уменьшается и должно приниматься
равным 0,7—0,8 от тс п, определяемого при подогреве до 860—
880° С.
6. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА ВРЕМЕНИ ПРОГРЕВА
ИЗДЕЛИЙ В ЭЛЕКТРОДНЫХ СОЛЯНЫХ ВАННАХ
А. Изделия с небольшим соотношением расчетных размеров
Гладкий параллелепипед размером 4X6X10 см из стали Р9. Изделие пред-
варительно подогрето до 860° С. Время его сквозного прогрева в хлорбариевой
ванне при 1230° С определяем по формуле (29). Из табл. 19 находим, что =
= 5,0 мин/см. Значение V/F определяем, подставляя размеры параллелепипеда
в формулу (6):
V	4-6.10	__
F	2(4-6 + 4-10 + 6-Ю)	°’ 7^.М‘
Значение находим, подставляя размеры параллелепипеда в формулу (23):
^ф=1+о.2 (4+4)
Для параллелепипеда, как гладкого тела Ки = 1. Перемножая коэффи-
циенты, определяем время сквозного прогрева данного параллелепипеда
тс.п = 5-0,97-1,21 -1=5,8 мин.
Червячная фреза с т = 3; D =7; d = 2,7; Н = 6 см из стали Р18.
Время ее сквозного прогрева при 1275° С определяем также по формуле (29).
Из табл. 19 находим значение Ki = 4,4 мин/см. Значение V/F определяем, под-
ставляя размеры фрезы в формулу (5) для полого цилиндра:
V (7-2,7) 6 по
F ~ 4-6 + 2(7—2,7) ~0>8см-
Значение 7<ф вычисляем, подставляя размеры фрезы в формулу (13):
7 — 27
#ф= 1 + 0,2	=1,14.
Из табл. 20 находим для червячных фрез Д”и = 0,65. Перемножая полученные
значения коэффициентов, определяем время сквозного прогрева фрезы
тс. п = 4,4• 0,8• 1,14• 0,65 = 2,6 мин,
Б. Длинномерные тела
Длинная квадратная призма толщиной D= 40 мм из стали Р18. Время
ее сквозного прогрева в хлорбариевой ванне при 1275° С определяем по формуле
(38). Из табл. 21 находим значение л = 7,8 с/мм. Подставляя значения п и D
в формулу (38), определяем время прогрева призмы
тс. п = -^-40 = 5,2 мин.
140
Таблица 22
Примеры расчета времени прогрева тел простой формы и инструментов при небольшом соотношении их размеров_
Время сквозного прогрева тс. п = К1 X XyVn			т-н СЧ	СЧ СП Tf СЧ	<О	О	оо	СО	10	00~ со СП LD СО	СЧ~ r-f СО	Ь?	со	НО	of of	о	of с©	o' 10
Значения членов уравнений, найденные по формулам и вспо- могательным таблицам	(03 •irpEi ей)				« $88® ° o' ° обо" —
	(81 чгрвх Ф си)		тР'^оГсо'	о O rs	СЧ г-н ч ч	ч	СЧ	СЧ г-гч	4 О	'	'-ч-ч'	Ч-	ч- _? о	о сч г- ю	оо	10	Tf	rf	о • 22 СЧ	тт^чОО	СЧ	гч	сч	чч тч	ч	СЭчЧ'ОО' Ч	тЧ Ч Ч Ч	Ч	чЧ	Ч	Ч тЧ	Ч	Ч Ч чч ч
	(ZI 'ITpUJL J ей) ию ‘ -у-		Г- Г-	S ОО ОО	10	О	Ь-	чч о	О	СЧчч^кО ччЮСОЬ*	СЧ	СО	СП	1О00л	00	W10-CN —f чГ	—Г o' o' o'	чч"	o'	o'	o' о	о"	о" o' о" чГ
	(61 -irpui ей) ИЮ/НИИ1 <l)Z		Tf Tf	М4 TF О ОО' ’Ф О ЗЗо^тН тр	тр	rR L0	TF 00	2 S3ю*'
Тем- пера- тура нагре- ва, °C			10 10	10	10 10 10	10	10	О	О 10	О	,-,—,0 10 г- г-	г-	г- ь- г-	г-	г-	со	10 г-	о	S со г- СЧ СЧ	СЧ	СЧ СЧ СЧ	СЧ	СЧ	СЧ	СЧ СЧ	О	ООООСЧСЧ
Основные размеры, см	Параллелепипеды		7 10 10 10
		cq	llt-lll 1 1 «= * 1 1 Ь 1 1
		и	1 1 г- 1 1 1 1 1	® 1 1 1 S 1 1
	Шары, цилиндры, призмы	£	II I С0—<2	СЧ |	| о о сч | ^-2
		*53	II 111^-1 1 1 1 £ £ £ ы
		3	Г- Г- | СО со о о о |	|г- Г- Г- | 2
Марка ста- ли			
			о оооо	оооооооо	оо	оо	Goo	m	U сч cn оо -ччч	ч ч ч ч	ч	ч	О СХ. 0ч	ОчОчОчОч	0ч	0ч	0ч	~0ч	S	сн^ Оч Оч
Образец и инструмент			-	It 0,^1 «It ’S ««1® §	t	§ aag.® 5 s Вч	°®	W CH CCJ	Я	C^GJ ,0ч — §	P §« В § ’S,SWQ.«S«W®Erl:’»^S KRS’§ _ S 4	®ObQs®	O = tfSCJffl 1	Я	О 0ч я с^Хя^ояОчЧеЯкОчЗезчОсх, ч ч >> о о s д s hSkS’^ s ч 3 л а> ,5 4ч £ °	4^4$ П t;	Сч Д’ К U Uh 1—ч -чхОч Сч Сч
В скобках указан номер расчетной формулы.
141
Круглая протяжка диаметром 40 мм из стали Р18. Время ее сквозного
прогрева при 1275° С определяем по формуле (38). Из табл. 21 находим значение
п = 4,2 с/мм. Подставляя значения п и D в формулу (38), находим время про-
грева протяжки
4,2
тс. п =.40 = 2,8 мин.
Сверло диаметром 40 мм'из стали Р14Ф4. Время его сквозного прогрева
при 1245° С определяем по формуле (38) и табл. 21
3 2
тс. п= Л 40 = 2,1 мин.
Плоская протяжка из стали Р18 с С = 10 мм, В = 40 мм. Нагрев
при 1275° С. По формуле (35) находим, что Р = 1 + 0,2	 = 1,05. По табл. 21
коэффициент К2 ~ 6,5. По формуле (36) п— 1,05 X 6,5= 6,8. ПоТформуле
(39) определяем
6,8 1Л .
тс. п = Ю « 1,1 мин.
Порядок и результаты примерных расчетов времени сквозного прогрева
других тел с небольшим соотношением габаритных размеров для нагрева в рас-
плаве 78% ВаС12 + 22% NaCl и в расплаве 100% ВаС12 даны в табл. 22, а длин-
номерных тел — в табл. 23. Время прогрева в других средах рассчитывается
в том же порядке, но к коэффициентам и и вводится дополнительный множи-
тель т, значения которого указаны в табл. 19. Приведенные в табл. 22 и 23
Т а б л^и ц а 23
Примеры расчета времени прогрева длинномерных простых тел
и инструментов
Образец или инструмент	Марка стали	Темпер атура нагрева, °C	Значение п, с/мм (из табл. 21)	Время про- грева тс.п = "бо'П’ мин
Сплошной цилиндр	9ХС	875	16,0	10,7
	Р18	1275	6,5	4,3
Полый цилиндр	Р18	1275	6,5	2,2
Квадратная призма	Р18	1275	7,8	5,2
Параллелепипед (Я-*оо, В = 80, С = 40)	Р18	1275	10,4	7,0
Сверло	Р18	1275	3,0	2,0
Метчик	Р18	1275	3,5	2,3
Развертка	Р18	1275	4,2	2,8
Круглая протяжка	Р18	1275	4,2	2,8
Плоская протяжка) (С =10, В — 40)	Р18	1275		1,1
Сверло	Р9	1235	3,3	2,2
	Р14Ф4	1245	3,2	2,1
Метчик	У12	800	10,0	6,7
Сплошной цилиндр	Х6ВФ	1010	12,0	8,0
Примечание. Диаметр или толщина изделий D — 4 0 мм; диаметр внутреннего
отверстия полого цилиндра d = 20 мм.
142
данные показывают, что примененные в указанных расчетах формулы правильно
отражают соотношение времени сквозного прогрева разнообразных гладких тел
простой формы и различных режущих инструментов, а также влияние темпера-
туры нагрева и состава солевых расплавов. Следовательно, эти формулы могут
быть использованы для определения величины тс. п при выполнении расчетов
общего времени нагрева инструментов тобщ, включающего и время выдержки
после прогрева, необходимое для завершения фазовых превращений в стали,
например в процессе закалки (см. гл. VIII). При нагреве крупных поковок,
когда глубинные зоны достигнут заданной температуры аустенизации, во всех
остальных зонах превращение уже произойдет полностью, поэтому, по данным
[113], дальнейшая выдержка не требуется.
7. ВЛИЯНИЕ ФОРМЫ ИЗДЕЛИЙ
НА ВРЕМЯ ИХ ПРОГРЕВА В ИНДУКЦИОННЫХ
СОЛЯНЫХ ВАННАХ
Так как нагрев изделий в этих ваннах происходит не только
в результате теплоотдачи от окружающего солевого расплава,
но и под воздействием электромагнитного поля (см. п. 4 данной
главы), то несколько изменяется и характер влияния геометрии
изделий на время их прогрева. Об этом свидетельствуют данные
экспериментального исследования [94], выполненного на шарах
диаметром 45 мм (для которых V/F = 0,75 см; Лф = 1; Z = 0,75 см)
и цилиндрах диаметром 50 и длиной 100 мм (для которых V/F =
= 1 см; Дф = 1,1; Z = 1,1 см), нагревавшихся от 200 до 1280° С
в индукционной хлорбариевой соляной ванне с графитовым тиг-
лем. Хотя нагрев цилиндра в этих условиях продолжается не-
сколько дольше, чем шара (рис. 91), и время прогрева тс. п = 3,3
и 2,5 мин соответственно, но, разделив полученное время прогрева
на критерий Z этих образцов
ТС.П JZ
—
получим, что удельное время их прогрева Дх составляет для
цилиндра 3,0 и для шара 3,33 мин/см, т. е. для цилиндра оно
меньше, чем для шара. Таким образом в индукционной соляной
ванне с графитовым тиглем не соблюдается характерная для
электродных соляных ванн прямо пропорциональная зависимость
времени сквозного прогрева тел простой формы от значения их
обобщенного критерия Z, несмотря на одинаковый материал
образца и одну и ту же температуру,предварительного подогрева.
По-видимому, это обусловлено сбсобенностями нагрева шаров
и цилиндров в индукционной соляной ванне. Если в теплообмене
с солевым расплавом в равной мере участвует вся поверхность
шара и цилиндра, то индукционному нагреву подвергаются
только те участки поверхности образцов, которые наиболее
близки к виткам индуктора: у цилиндра — это вся его боковая
поверхность, у шара — только поверхность шарового пояса
сравнительно небольшой ширины. Эти особенности нагрева изде-
143
Рис. 91. Влияние формы и размера об-
разцов из стали Р18 на ход термических
кривых при нагреве в индукционной
соляной ванне с графитовым тиглем
до 1280° С:
1 — цилиндр диаметром 50 мм и длиной
100 мм, z = 1,1: 2 — шар диаметром 45 мм,
2 = 0,75
лий в соляной ванне свидетель-
ствуют, что приведенные выше
формулы для расчета времени
нагрева инструментов и дру-
гих изделий в электродных
соляных ваннах не могут
быть применены к индукцион-
ным соляным ваннам без до-
полнительных исследований и
серьезной корректировки.
Некоторое представление о различии во времени прогрева
быстрорежущей стали в электродных и индукционных соляных
ваннах и о влиянии температуры последних дают приведенные
в табл. 24 фактические данные, полученные в работе [94] на ука-
занных выше шарах и цилиндрах, предварительно подогретых
до 200° С.
Таблица 24
Сравнительные данные времени прогрева образцов в индукционной
и электродной соляных ваннах
Марка стали	Образец	Время сквозного прогрева образцов тс п (мин) при различных температурах (°C) в соляной ванне						
		с графитовым тиглем					электродной	
		1050	1150	1220	1250 ,	1280	1050	1280
Р12	Шар							2,7						
Р6М5		—	—	3,0	—	—	—	—
Р18	Шар	4,2	3,5	3,0	2,7	2,5 •	6,0	3,3
	Цилиндр	5,4	—	—	—	3,3	8,1	4,3
Из таблицы видно, что время прогрева шаров из сталей Р18,
Р12 и Р6М5 при одной и той же температуре солевого расплава
практически одинаково, т. е. не зависит от состава. Это объяс-
няется, по-видимому, сравнительно небольшим различием в их
144
теплопроводности. Скорость прогрева образцов в индукционной
соляной ванне с графитовым тиглем в среднем на 30—50% выше,
время прогрева тс, п соответственно на 30—50% меньше, чем
в электродной соляной ванне.
При длительной эксплуатации индукционной соляной ванны
с графитовым тиглем время сквозного прогрева в ней стальных
изделий постепенно возрастает, что объясняется происходящим
при этом разрушением футеровки (графитового тигля и постели
ванны). Вследствие этого объем солевого расплава в ванне уве-
личивается и соответственно уменьшается электромагнитное поле
в графитовом тигле.
___________________________________Ж1
у
Глава VII
ПРЕДВАРИТЕЛЬНАЯ ТЕРМИЧЕСКАЯ
ОБРАБОТКА ЗАГОТОВОК И ИНСТРУМЕНТОВf
1.	ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
В инструментальном производстве предварительной термиче-
ской обработке в соляных ваннах подвергаются некоторые виды
заготовок после сварки или горячей механической обработки
с целью исправления их структуры и снижения твердости до
уровня, позволяющего легко производить обработку этих заго-
товок резанием. Она применяется также к закаленным и отпу-
щенным инструментам из быстрорежущей стали при необходимости
проведения по той или иной причине их повторной закалки;
в этом случае предварительная термическая обработка имеет
целью предупредить возникновение нафталинистого излома при
вторичной закалке.
2.	ОТЖИГ В СОЛЯНЫХ ВАННАХ
В последние десятилетия в инструментальной промышленности
все более широкое применение находит отжиг заготовок и особенно
инструментов в расплавленных солях. Это обусловлено как
указанными выше преимуществами нагрева в этих средах по
сравнению с печным нагревом, так и повышенными требованиями
к инструментам, подвергаемым вторичной закалке. Известно, что
отжиг, выполняемый с нагревом в печах с упаковкой инструмента
в чугунную стружку, не является достаточно надежным, так как
в результате его проведения наблюдается иногда появление таких
дефектов, как науглероживание или обезуглероживание повер-
ности. Учитывая, что наличие науглероженного слоя на гранях
инструмента приводит к их оплавлению в процессе нагрева при
повторной закалке, а наличие остатков обезуглероженного слоя,
не удаленных последующим шлифованием, ведет к катастрофиче-
скому выходу инструмента из строя в процессе резания, предпо-
читают отжиг закаленного инструмента производить в соляных
ваннах. Это резко уменьшает длительность процесса, обеспечи-
вает равномерность нагрева и получение однородной структуры
и твердости по сечению инструмента, а при надлежащем выборе
состава солей и ректификаторов полностью устраняет опасность
обезуглероживания или науглероживания поверхности отжигае-
мых инструментов.
146
Рис. 92. Виды отжига заготовок и инструмента:
а — изотермический отжиг' холодных заготовок; б — циклический ступенчатый отжиг;
в — циклический бесступенчатый отжиг
В настоящее время известно три вида отжига закаленного .
инструмента и заготовок в расплавленных солях. Первый из /
них — ускоренный изотермический отжиг по схеме рис. 92, a, j
для которого используются одновременно две соляные ванны: /
вначале инструмент нагревается в первой ванне при температуре
4 = 860—880° С в течение 30—40 мин, затем его быстро перено- (
сят во вторую ванну, где выдерживают при 4. в = 740—750° С |
в течение такого же времени, после чего охлаждают на воздухе.
Однако при данном виде ускоренного изотермического отжига не
всегда удается достичь снижения твердости даже до уровня,
указанного в табл. 1, а следовательно, не исключается опасность
образования нафталинцстогб излома при повторной закалке
этого инструмента.
Вторым видом отжига закаленного инструмента и заготовок
из быстрорежущей стали является разработанный автором и
Л. М. Орестовой ступенчатый циклический отжиг с выдержками
по 10—30 мин при 840—860° С и 690—710° С (рис. 92, б), осуще-
ствляемый в двух соляных ваннах, позволяющий при двух—восьми
циклах получить для сравнительно легко отжигаемых сталей
Р18 и Р6М5 твердость, указанную в табл. 1. Бесступенчатый цик-
лический отжиг, разработанный автором и В. И. Клоковым [96],
является третьим видом отжига, выполняемого в соляных ваннах.
Он обеспечивает наиболее эффективную защиту от обезуглеро-
живания и снижение твердости до уровня, указанного в табл. 1,
и ниже его, а в случае отжига закаленного инструмента .и наи-
более надежное предупреждение брака по нафталинистому излому
при последующей вторичной закалке. Бесступенчатый цикличе-
ский отжиг быстрорежущих и других высоколегированных сталей
заключается в циклическом нагреве и охлаждении заготовок
или инструмента в одной и той же соляной ванне, температура
которой непрерывно колеблется около точки Аг отжигаемой стали
и изменяется по схеме, приведенной на рис. 92, в.
При отжиге по этой схеме температурный режим нагрева и
охлаждения характеризуется многократным последовательным
147
Рис. 93. Электрическая схе-
ма работы электронного по-
тенциометра ЭПД-12 с задан-
ной зоной регулирования
температуры /верх = 885° С,
^ниж “ 675° С
перлитного превращения
изменением знака производной темпе-
ратуры по времени с положительного
на отрицательный и обратно в мо-
менты достижения некоторой верхней
граничной температуры /веРх» лежащей
выше Alt и нижней граничной темпе-
ратуры /ниж, лежащей ниже Alf
а также отсутствием выдержки при
этих температурах. Конечное охла-
ждение от /ниж производится на воз-
духе.
Было установлено, что для всех
быстрорежущих сталей температура /верх
должна соответствовать 880—900° С,
т. е. быть на 60—80° С выше А 1(
а температура /ниж 700—650° С, т. е.
быть на 120—170°С ниже Аг. К концу
последнего цикла отжига должно быть
обеспечено практическое завершение
в стали, что и характеризуется сни-
жением твердости до требуемого уровня [96].	х
Бесступенчатый циклический отжиг заготовок и инструмента
из быстрорежущих сталей наиболее удобно осуществлять в соля-
ной ванне, содержащей двойную эвтектическую смесь хлористых
солей состава 78% ВаС12 + 22% NaCl или тройную эвтектиче-
скую смесь, содержащую 48% ВаС12 + 30% КС1 + 22% NaCl,
имеющие достаточно низкие температуры плавления и позволя-
ющие поэтому легко поддерживать требуемую при данном отжиге
нижнюю температуру /ииж = 675° С при достаточно высокой
жидкотекучести солевого расплава. Для проведения циклов
нагрева и охлаждения необходимо, чтобы соляная ванна была
оснащена электронным потенциометром ЭПД-12 и работала по
специальной электрической схеме, показанной на рис. 93.
В данной электрической схеме дополнительно к схеме станции
управления применены два электрических реле МКУ-48, которые
работают в комплекте с трехпозиционным регулятором электрон-
ного потенциометра ЭПД-12. Первый диск регулятора установлен
по нормально заданной температуре, а второй по заданной зоне
температуры регулирования, в данном случае 675—885° С.
При подаче напряжения на электрическую схему через пакет-
ный выключатель 17lt нормально закрытый • контакт позицион-
ного регулятора 1ЭПД-12, установленный на максимально задан-
ную температуру 885° С, и кнопку Кн (кнопка Кн применена
только для начала работы электросхемы, в процессе работы ее
заменяют контакты 2МКУ1 и 1МКУ2), электрическое реле 1МК.У
через свои контакты 1МКУ1 включает промежуточное реле ПР,
а затем регулируемую соляную ванну, связанную с ним через
станцию управления.
148
При нагреве печи до заданной температуры /перх позицион-
ный регулятор 1ЭПД-12 отключается и включается в работу
схемы позиционный регулятор 2ЭПД-12. Контакты 1МКУЗ вклю-
чают электрическое реле 2МКУ, электрическая схема начинает
работать по заданной зоне регулирования, т. е. температура
опускается до ?ниж = 675° С. При данной минимально заданной
температуре 675° С позиционный регулятор 2ЭПД-12 отключается
и включается позиционный регулятор 1ЭПД-12, который приво-
дит электрическую схему к первоначальному циклу. Эта схема
в комплексе со станцией управления ИЗР обеспечивает авто-
матическое выключение и включение ванны непосредственно
в моменты достижения солевым расплавом некоторых заранее
выбранных граничных температур /верх и /аиж соответственно
выше или ниже точки Лх отжигаемой стали. Влияние условий
нагрева при предшествующих циклическому отжигу операциях
горячей механической обработки (сварки или закалки) на резуль-
таты циклического отжига в работе [96] изучали на образцах
диаметром 15—20 мм и высотой 10 мм из стали Р6М5, закаленных
от 1100, 1150, 1200, 1225, 1250 и 1275° С с постоянной выдержкой
3 мин и охлаждением в масле, и на таких же образцах, закален-
ных от постоянной температуры 1225° С, но с выдержками, изме-
нявшимися от 0,5 до 10 мин.
Образцы загружали в ванну для отжига при температуре
/ниж. Чтобы оценить ход процесса перлитного распада твердого
раствора в процессе отжига, после окончания каждого цикла,
т. е. от нижней граничной температуры /ниж, часть образцов
охлаждали на воздухе или в воде, измеряли их твердость HRC
и НВ и исследовали микроструктуру. Остальные образцы той же
партии оставляли в ванне и подвергали дальнейшему циклиро-
ванию вплоть до снижения их
твердости до пределов, устано-
вленных ГОСТ, или несколько
ниже.
В табл. 25 показана зави-
симость требуемого числа цик-
лов отжига от температуры
закалки образцов из стали
Р6М5. Утолщенные линии
таблицы ограничивают область
нормально отожженной стали
Р6М5, характеризуемую полу-
чением заданной твердости
HRC 24 (77В 255). На рис. 94
представлена зависимость общей
продолжительности отжига этой
стали от температуры закалки
(длительность одного цикла со-
ставляла в среднем 25—30 мин).
Рис. 94. Влияние температуры закалки
стали Р6М5 на длительность цикличе-
ского бесступенчатого отжига в соля-
ной ванне в диапазоне температур
/верх — 885° С, /Ниж = 675° С. Время
выдержки при закалке 3 мин
149
Таблица 25 v
Влияние температуры закалки на результаты отжига стали Р6М5
(^верх = 885 С, ^ниж == 875° С)
Темпе- ратура закал- ки, °C	HRC							
	после закал- ки	после отжига с числом циклов						
		1	2	3	4	5	8	14
1100	63	26	21—22	21	19—20	17—19				
1150	65	28—29	24—25	22	21—22	20—21	—	—
1200	65	34—35	27—28	24—25	24	22	—	—
1225	64,5	37—38	29—30	26	24—25	23—24	—	—
1250	64	39—40	31	28	26—27	25—27	24	—
1275	63,5	40—41	34	30—31	29	28	27	24
Так как в полученном диапазоне твердости соотношение
между значениями HRC и НВ соответствовало табличным дан- |
ным, в дальнейшем ограничивались измерением твердости HRC,
которая согласно данным [93 ] при троостосорбитной структуре
стали находится в прямой зависимости от степени ее дисперсно-
сти. Из табл. 25 видно, что снижение твердости закаленной стали
Р6М5 при циклическом отжиге происходит чрезвычайно быстро
и зависит от температуры закалки и числа циклов отжига. Наи-
более легко отжигается сталь,' закаленная от низких температур
1100—1150° С, твердость которой уже после двух циклов отжига
падает до уровня требований ГОСТ и ниже. Так как при ковке
и штамповке заготовки данной стали подвергаются нагреву
именно до температур 1100—1150° С, это означает, что при бес-
ступенчатом циклическом отжиге поковок или штамповок до-
статочно провести два цикла (с колебанием в интервале темпе-
ратур 885—675° С), которые при выполнении данной операции
в соляной ванне на выбранных образцах диаметром 15—20 мм
и высотой 10 мм занимают около одного часа. При увеличении
размера заготовок или инструмента время ускоренного цикли-
ческого отжига несколько возрастет и будет зависеть от соот-
ношения электрической мощности печи-ванны и массы отжигае-
мых заготовок.
Л" Для образцов стали Р6М5, закаленных от обычно применяе-
I мых температур 1200—1225° С, при ускоренном отжиге для полу-
ч/ ( чения заданной твердости HRC 24—25 (НВ 255) число циклов
\ возрастает до 3—4, а время пребывания их в ванне —до 1,5—2 ч
Чсаотдатственно.^ Наиболее трудно отжигаются образцы стали,
закаленные от 1250°, т. е. с явным перегревом, для которых
требуемая твердость достигается за 8 циклов в течение 4 ч. Нако-
150
нец, при чрезвычайно сильном перегреве (до 1275° С), сопрово-
ждающемся оплавлением по границам зерен, требуемое число
циклов возрастает до 14, а время отжига —до 7 ч. Таким обра-
зом, если не учитывать последний, не характерный случай, можно
считать, что в зависимости от условий предшествующей закалки
общая продолжительность циклического отжига стали Р6М5
изменяется от 1 до 4 ч, т. е. она в 10—15 раз меньше, чем при
обычно применяемых способах отжига в печах; это указывает на
высокую эффективность данного процесса.
Из табл. 25 видно также, что для образцов, закаленных от
всех выбранных температур, твердость особенно интенсивно сни-
жается уже за первый цикл отжига (с HRC 63—65 до HRC 26—41),
отражая процесс быстрого превращения мартенсита в троосто-
сорбит, причем этот процесс развивается в тем большей мере,
чем ниже была температура закалки. Влияние выдержки при за-
калке от одной и той же температуры 1225° С на изменение твер-
дости при циклическом отжиге стали Р6М5 показано в табл. 26,
а на общую продолжительность отжига — на рис. 95. Из табл. 26
видно, что увеличение выдержки при 1225° С от 0,5 до 10 мин
приводит к менее интенсивному снижению твердости при отжиге,
увеличивает с одного до шести число циклов отжига, необходимых
для получения заданной твердости HRC 24, причем различие
в твердости уменьшается с 10 до 5 единиц HRC.
Таблица 26
Влияние выдержки при закалке стали Р6М5 на результаты отжига
(/верх = 885° С, /ниж = 675° С)
	HRC					
Выдержка при 1225® С, мин		после	отжига с числом циклов			
	1	2	3	4	6	7
						
0,5	29—30	23—24	22	20—21	19—20	—
1,0	33—34	26—27	24	23	22—23	—
2,0 3,0 5,0	36 37—38 37—38	29 29 29—30	25—26 26 26	25 25 25	23 23 23—24	—
10,0	38—39	30	27	25—26	24—25	23—24
Комплекс данных (табл. 25 и 26, рис. 94 и 95), полученных
в опытах с закаленными образцами стали Р6М5, указывает, на
принципиальную возможность и целесообразность проведения
бесступенчатого циклического отжига быстрорежущей стали в вы-
бранных условиях. Быстрое протекание этого процесса можно
объяснить тем, что, по-видимому, значительная часть карбидов,
151
Рис. 95. Влияние выдержки
при закалке стали Р6М5 от
1225° С на длительность бес-
ступенчатого циклического
отжига в соляной ванне в ди-
апазоне температур /верх =
= 885° С, /ниж = 675° С
каждый раз при охлаждении выделяющихся из мартенсита, бла-
годаря отсутствию выдержки выше не успевает при нагреве
вновь раствориться в аустените и насытить его легирующими
элементами и углеродом. Это облегчает и ускоряет перлитный
распад при повторных охлаждениях и делает ненужной выдержку
ниже точки Alf если учесть к тому же, что граничные темпера-
туры /верх и /ниж удалены от этой точки вверх на 60° С и вниз
на 150° С соответственно, т. е. значительно больше, чем при
обычных режимах отжига быстрорежущей стали.
Учитывая, что как повышение температуры закалки, так и
увеличение выдержки при закалке, сопровождающиеся повыше-
нием легированности твердого раствора, ведут к ухудшению
отжигаемости быстрорежущей стали, можно считать, что резуль-
таты бесступенчатого циклического отжига могут быть успешно
использованы для характеристики этого важного свойства данной
стали. Отжигаемость стали можно оценивать или числом циклов,
или общим временем пребывания образца, заготовки или инстру-
мента в интервале температур /верх—/ниж, необходимом для
снижения твердости до уровня требований ГОСТ; чем больше
это время, тем хуже отжигаемость данной стали.
Другие быстрорежущие стали отжигали в тех же условиях,
что и сталь Р6М5, изменяя только число циклов [96]. Предвари-
тельно образцы закаливали от различных для каждой стали опти-
мальных температур (табл. 27), обеспечивающих получение 10—
11-го балла аустенитного зерна, и от одинаковой для всех сталей
температуры 1150° С, являющейся предельно допустимой при
нагреве их под горячую механическую обработку. Выдержка при
нагреве была постоянной и составляла 3 мин. Охлаждение произ-
водили в масле. Из полученных данных (табл. 27) видно, что при
бесступенчатом циклическом отжиге всех исследованных быстро-
режущих сталей длительность процесса является весьма неболь-
шой и не превышает 3—4 ч, т. е. во много раз меньше, чем при
отжиге тех же сталей обычными способами. Эти данные показы-
вают, что из всех выбранных сталей (табл. 27) наиболее легко
и примерно одинаково отжигаются стали Р18, Р12, Р9, Р9Ф5,
Р6М5, Р6МЗ, не содержащие в своем составе кобальта; для образ-
цов этих сталей, закаленных от 1150° С, требуемая твердость
НВ < 255 (HRC < 24) при бесступенчатом циклическом отжиге
152
Таблица 27
Результаты бесступенчатого циклического отжига различных
быстрорежущих сталей, закаленных от оптимальных температур
(на 10—11-й балл аустенитного зерна) и от 1150° С. Отжиг
в интервале температур /верх — /ниж (/верх = 885 С и /ниж ~ 675° С)
Марка стали	Температура закалки, °C	HRC		НВ после окончания отжи- га	Общая продолжи- тельность отжига, ч, после закалки		Теплостой- кость, харак- теризуемая твердостью HRC после нагрева при 620° С, 4 ч
		после за- калки	после пер- вого цикла отжига		от оптималь- ных темпера- тур	от 1150 °C	
Р18	1275	63—64	36—38	255	2,5—3,0	1	59—60
Р12	1240	63—64	36—38	255	2,5—3,0	1	59—60
Р9	1230	63-64	36—38	255	2,5—3,0	1	59—60
Р6М5	1225	63—64	35—38	255	2—2,5	1	58,5—59
Р6МЗ	1215	63—64	34—37	255	1,5—2	1	57—58
Р9Ф5	1230	63—64	38—40	269	2,5—3,0	1	59—60
Р6М5К5	1220	64—64,5	40—43	269	3—3,5	1,5	60—61
Р9К5	1230	65—65,5	40—43	269	3—3,5	1,5	62—63
Р9К10	1230	65—66	43—45	269	3—3,5	1,5	62—63
Р9М4К8	1220	66—66,5	46—47	285	3,5—4	2	63—64
Р8МЗК6С	1230	66—67	46—47	285	3,5—4	2	64—64,5
Р12МЗФ2К8	1240	66—67	46—47	285	3,5—4	2	64—65
в соляной ванне достигается в течение 1 ч, а для образцов, зака-
ленных от оптимальных температур, в течение 3 ч.
Труднее отжигаются кобальтовые быстрорежущие стали
Р6М5К5, Р9К5 и Р9КЮ, для которых получение заданной более
высокой твердости НВ < 269 в двух указанных выше случаях
требует отжига длительностью 1,5 и 3—3,5 ч соответственно.
Наиболее трудно отжигаемыми из числа исследованных оказались
стали Р9М4К8, Р8МЗК6С и Р12МЗФ2К8, для получения заданной
твердости НВ < 285 которых в тех же двух случаях необходим
отжиг длительностью 2 и 3,5—4 ч соответственно.
Таким образом, требуемое число циклов отжига и общая его
продолжительность при бесступенчатом циклическом отжиге опре-
деляются следующими факторами: химическим составом отжи-
гаемой стали и ее структурным состоянием перед отжигом, опре-
деляемым условиями предшествующей горячей механической
обработки, сварки или закалки. Общее положение заключается
в том, что отжигаемость тех или иных быстрорежущих и других
высоколегированных сталей характеризуется скоростью распада
твердого раствора и интенсивностью снижения твердости; она
тем хуже, а требуемое число циклов и общее время отжига тем
больше, чем больше общее содержание в отжигаемой стали вана-
дия и особенно кобальта и чем выше были температура и про-
должительность нагрева заготовок или инструментов при пред-
шествующих отжигу горячей механической обработке, сварке или
153
закалке. Это обусловлено тем, что отжигаемость этих сталей тем
хуже, чем больше вторичных карбидов перешло в твердый рас-
твор при нагреве под ковку, штамповку, сварку или закалку.
Литературные данные [19, 97] показывают, что от тех же
факторов зависит и теплостойкость перечисленных здесь различ-
ных сталей, которая возрастает в том же порядке, что и длитель-
ность циклического отжига. Это означает, что между отжигае-
мостью, оцениваемой продолжительностью бесступенчатого цик-
лического отжига или твердостью, получаемой после первого
цикла отжига, и теплостойкостью различных быстрорежущих
сталей существует прямая зависимость, отражающая степень
легированности их твердого раствора в закаленном состоянии.
Следовательно, оба приведенных показателя отжигаемости —
требуемая общая продолжительность процесса и твердость после
первого цикла отжига — могут быть использованы и для оценки
теплостойкости различных быстрорежущих сталей. Из них осо-
бенно удобным является второй показатель—твердость, сохра-
няемая после первого цикла отжига, требующий для своего
определения весьма короткого времени — 30—40 мин. При его
использовании появляется возможность оценивать теплостой-
кость непосредственно в процессе закалки партии инструмента,
приняв за норму для различных сталей значения твердости,
указанные в табл. 27 (HRC после первого цикла отжига). Из
табл. 27 видно, что этот показатель возрастает в той же последо-
вательности, что и необходимая общая продолжительность от-
жига.
При выборе способа осуществления бесступенчатого отжига
необходимо учитывать следующие обстоятельства: наиболее целе-
сообразным является проведение его в хорошо раскисленной соля-
ной ванне, где обеспечивается высокая равномерность нагрева,
идентичность результатов отжига и надежная защита от обез-
углероживания; проведение этого вида отжига в печах с защитной
атмосферой или без нее также возможно, но ограничено необхо-
димостью в той или иной мере соблюдать указанные требования.
При отжиге в соляной ванне закаленного инструмента, погру-
жаемого в ванну полностью (насадной, инструмент) или устанавли-
ваемого вертикально (концевой инструмент), достигается также
значительное уменьшение деформации по сравнению с возника-
ющей при обычно применяемом в этом случае отжиге с упаковкой
инструмента в металлические ящики с чугунной стружкой, кото-
рую применяют в целях предупреждения обезуглероживания.
Большое удобство бесступенчатого циклического отжига, осо-
бенно осуществляемого в соляной ванне, заключается в том, что
при его проведении нет необходимости отсчитывать число циклов.
Отжигаемые образцы, заготовки или готовый инструмент можно
загружать в работающую ванну в любой момент времени и в зави-
симости от температуры предшествующего нагрева (при ковке,
штамповке, сварке или закалке) назначать общее время пребы-
154
вания их в этой ванне, контролируя его последующим измере-
нием твердости.
Извлечение заготовок или инструмента из печи-ванны при
окончании отжига следует проводить при температуре /ниж,
что лучше гарантирует от получения повышенной твердости в слу-
чае недостаточного числа циклов или при отжиге сильно перегре-
той быстрорежущей стали. В условиях массового производства
при проведении бесступенчатого циклического отжига в соляной
ванне легко может быть достигнута автоматизация и механизация
этого процесса.
Одним из вариантов циклического отжига, специально пред-
назначенного для сварных заготовок, является описанный в ра-
боте [114] отжиг в соляной ванне по той же схеме (см. рис. 92, в),
но в других условиях, а именно с колебаниями температуры в ин-
тервале 800—650° С (т. е. ниже точки А х стали Р6М5, использо-
ванной в опытах) и с охлаждением при каждом цикле до 600—
650° С на воздухе.
Исследователи полагают, что в прослойке, разделяющей .
сваренные стали Р6М5 и 45, при этом 8 раз происходит а у-пре- ,
вращение, что приводит к быстрому распаду ледебуритной эвтек-
тики и неравновесных структур «подзакалки» в месте сварки [114 ].
Однако твердость в зоне шва снижается при этом только до
HRC 27—35, что в ряде случаев явно недостаточно. По указан-
ной причине и для сварных заготовок быстрорежущих сталей
с конструкционными предпочтительным является описанный выше '
бесступенчатый циклический отжиг, осуществляемый при непре-
рывном изменении температуры солевого расплава в интервале
885—675° С и обеспечивающий за короткое время снижение твер-
дости до HRC 24.
Таким образом, применяемые способы отжига быстрорежущей
стали — отжиг в печах с непрерывным охлаждением и изотерми-
ческий отжиг — в ряде случаев могут быть заменены ускорен-
ным бесступенчатым циклическим отжигом в соляных ваннах
в интервале температур 885—675° С. Последний может быть
применен к сварным, катаным и кованым заготовкам, а такжё
к закаленному инструменту при необходимости его повторной
закалки.
3.	НОРМАЛИЗАЦИЯ
В инструментальном производстве нормализации в соляных
ваннах с нагревом на 30—50° С выше температуры Ас3 и охлажде-
нием на воздухе (рис. 96, а) подвергают иногда заготовки из угле-
родистых и низколегированных сталей с целью улучшения их
обрабатываемости резанием или инструменты из этих сталей при
необходимости исправления их структуры в случае проведения
повторной закалки.
Нагрев при нормализации указанных заготовок или инстру-
ментов обычно осуществляют в соляных ваннах при температурах
155
ис. 96. Схемы различных видов предваритель-
эй термической обработки инструментальных
'алей (за исключением схем отжига, приведен-
ных на рис. 92):
— нормализация; б — высокий отпуск; в — улуч-
шение; г — карбидный отпуск
' г)
860—880° С и тех же выдержках, которые применяют при закалке
этих сталей, или в печах с выдержками в течение 30—40 мин.
При последующем охлаждении на воздухе заготовки располагают
отдельно друг от друга.
Нормализации при 840—850° С иногда подвергают также за-
готовки хвостовиков сварного инструмента или корпусов сбор-
ного инструмента из конструкционных сталей 45, 50, 40Х и 45Х,
если они имеют грубую исходную структуру и плохо обрабаты-
ваются резанием.
4.	ВЫСОКИЙ ОТПУСК
Высокий отпуск, заключающийся в нагреве ниже темпера-
туры Аг и последующем охлаждении на воздухе (рис. 96,6),
является средством снижения твердости и снятия внутренних
напряжений, возникающих при выполнении операций горячей и
холодной механической обработки. К заготовкам из углеродистых
и низколегированных заэвтектоидных сталей его применяют
иногда после нормализации с целью снижения твердости и улуч-
шения обрабатываемости.
Высокому отпуску в соляной ванне часто подвергают сверла
диаметром 6—20 и 20—50 мм из быстрорежущей стали, изготов-
ляемые соответственно методами продольно-винтового и сектор-
ного проката. После указанной пластической деформации, осу-
ществляемой в интервале температур 1100—850° С, и последую-
щего охлаждения до температуры цеха сверла-полуфабрикаты
нагревают в соляной ванне при температуре 770° С с выдержками,
зависящими от диаметра:
D, мм................. 6—11	21—30 31—40 41—50
т, мин................ 10	15	20	25
Охлаждение сверл производят на воздухе,
156
5.	УЛУЧШЕНИЕ
Полное и надежное устранение цементитной сетки в заготовках
заэвтектоидных инструментальных сталей и значительное повы-
шение обрабатываемости при резании, оцениваемой по чистоте
поверхности, достигается с помощью операции улучшения
(рис. 96, в). Для этих сталей она заключается в закалке с нагре-
вом в соляных ваннах до 880—900° С (для углеродистых) и 860—
880° С (для низколегированных) и охлаждении в масле (для низ-
колегированных) или в воде (для углеродистых) с последующим
высоким отпуском в печах любого типа при температурах 640—
680° С (для углеродистых) и 700—720° С (для низколегирован-
ных). В результате улучшения получаются более однородными,
чем при нормализации, структура и твердость стали, что обеспе-
чивает повышенную чистоту поверхности при последующей хо-
лодной механической обработке, например при накатке резьбы
на метчиках.
6.	КАРБИДНЫЙ ОТПУСК
Эта операция применяется для улучшения обрабатываемости
при холодной деформации. Иногда холоднокатаная быстрорежу-
щая сталь при вырубке из нее в холодном состоянии заготовок
тонких дисковых фрез или штамповке мелких (диаметром 4 мм)
метчиков растрескивается. Для устранения этого брака приме-
няют так называемый карбидный отпуск [18] при 720—780°
с выдержкой в соляной ванне в течение 1 —1,5 ч и последующим
охлаждением в масле или воде (рис. 96, г). В процессе указан-
ного нагрева происходит частичное растворение мелкодисперс-
ных карбидов, фиксируемое последующим быстрым охлажде-
нием; это приводит к снижению предела текучести на 15—18%
и небольшому повышению пластичности, что улучшает холод-
ную деформацию стали (волочение, прокатку, выдавливание,
высадку, гибку, рубку).
Г лава V III
ЗАКАЛКА ИНСТРУМЕНТОВ
1.	ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
/ Закалка является основной и важнейшей операцией оконча-
/ тельной термической обработки инструментов. Она вместе с по-
\ следующим отпуском в значительной мере определяет их стой-
/ кость в эксплуатации. Закалка должна обеспечивать высокую
\ твердость, износостойкость, теплостойкость (красностойкость для
। быстрорежущей стали) и высокую прочность режущей части ин-
| струментов. Этим требованиям удовлетворяет структура мартен-
\ сита закаленной стали.
। . Для получения высоких механических свойств необходимо,
чтобы мартенсит закалки был скрытокристаллического или мелко-
игольчатого строения. Наличие игольчатого мартенсита не допу-
скается, за исключением отдельных случаев, когда инструмент
|имеет простую форму и работает без толчков и ударов (например,
i резцы некоторых типов).
Для инструментов из быстрорежущей стали, строение мартен-
сита которой выявляется лишь после отпуска, дополнительным и
I весьма важным критерием оценки качества закалки служит вели-
I чина аустенитного зерна. Величина зерна четко выявляется в за-
/ каленной и неотпущенной стали и в основном определяет вели-
чину игл мартенсита. Нагрев под закалку большинства инстру-
ментов можно считать удовлетворительным, если величина зерна
аустенита соответствует баллу 10—11 шкалы ГОСТ 5639—65.
В отдельных случаях для инструментов, работающих без толчков
и ударов, допускается балл 9 этой шкалы; для мелкоразмерных
инструментов рекомендуется закалка на балл И—12; определе-
ние величины зерна производится при увеличении в 400 или
500 раз. Весьма важное значение для качества инструментов
имеет состав полученного мартенсита (для всех инструментальных ,
сталей содержание в нем углерода, а для всех низко- и средне-
легированных и быстрорежущих сталей также и содержание ле- .
гирующих элементов). Состав мартенсита определяется в основ-
ном двумя факторами: химическим составом стали и выбранными
условиями закалки.
Содержание углерода в мартенсите заэвтектоидной углероди-
стой стали, закаленной с нагревом лишь немного выше точки Ась
составляет 0,7—0,8% [17]. В быстрорежущих сталях содержание
158
углерода в мартенсите значительно меньше; по тем же данным,
в сталях Р18, Р9 и Р12 после закалки от нормальных температур
оно составляет лишь 0,4—0,5%. В связи с этим тетрагональность
решетки мартенсита быстрорежущей стали незначительна и почти
не обнаруживается рентгеноструктурным анализом [98].
Для получения высокой прочности после отпуска необходимо,
чтобы распределение карбидов по объему закаленной стали было
достаточно равномерным. Однако оно в первую очередь опреде-
ляется исходной структурой стали, и важно лишь, чтобы в про-
цессе закалки выбранные режимы нагрева, обеспечивающие пере-
ход в твердый раствор значительной части карбидов, не приво-
дили к интенсивной коагуляции и скоплению по границам зерен
оставшихся нер а створенных карбидов.	г
Твердость после закалки для большинства режущих инстру-
ментов из быстрорежущей стали нормальной производительности (
должна быть HRC 62—65, из стали повышенной производитель-
ности HRC 63—66, из углеродистой и низколегированных сталей
HRC 61—65. Следует отметить, что для быстрорежущих сталей
зависимость твердости от температуры закалки выражается кри-
вой с максимумом (рис. 97), положение которого для различных
сталей неодинаково и зависит от их исходного химического со-
става и количественного соотношения мартенсита и остаточного
аустенита [24].
Теплостойкость закаленной стали является одним из важней-
ших свойств, определяющих возможность ее применения для того /
или иного назначения. Теплостойкость является прямой функцией ]
состава твердого раствора, полученного при закалке стали (со- '
держания в нем углерода и легирующих элементов). Существуют <
различные критерии оценки теплостойкости закаленных инстру- j
ментальных сталей. Если ее оценивать температурой четырехчасо-
вого дополнительного нагрева, снижающего твердость отпущенной
стали до HRC >58 [17 ], то теплостойкость должна быть для угле-
родистых и низколегированных сталей 200—250° С, для высоко-
хромистых 400—450° С и для быстрорежущих 620—650° С. Однако
этот показатель является неудобным, так как при его определении
приходится производить повторные нагревы при постепенно по-
вышающихся температурах (через каждые 5—10° С); но и в этих
условиях не всегда обеспечивается достаточно высокая точность
определения. Гораздо более надежно и удобно оценивать тепло-
стойкость по твердости, сохраняемой после четырехчасового до-
полнительного нагрева отпущенной стали при 620° С в течение
4 ч [171, или с помощью недавно разработанного ускоренного
метода [97], заключающегося в нагреве стали при 675° С в тече-
ние 20 мин. Данный метод может применяться как после отпуска,
так и непосредственно после закалки (без отпуска) и позволяет
в случае необходимости немедленно корректировать ее режимы.
Прочность закаленной и отпущенной инструментальной стали/
сохраняющей мартенситную структуру, можно характеризовать
159
Рис. 97. Твердость и количество ос-
таточного аустенита в быстрорежу-
щей, стали в зависимости от темпе-
ратуры закалки [24]
составляет 2000—3250 МПа
по результатам испытаний на
кручение или на изгиб. Проч-
ность стали определяется прежде
всего полученной величиной зер-
на и характером распределения
избыточных карбидов, особенно
условиями их выделения по гра-
ницам зерен.
Прочность инструментальных
сталей зависит, кроме того, от
содержания остаточного аустенита
и от величины остаточных на-
пряжений, возникающих при
закалке. Прочность (при изгибе)
большинства инструментальных
сталей, закаленных и отпущен-
ных в оптимальных условиях,
и уменьшается при повыше-
нии температуры закалки.
Износостойкость, достигаемая в результате закалки, зависит
главным образом от состава мартенсита, твердости стали, формы
и распределения карбидов.
Таким образом, закалка инструментов из быстрорежущих ста-
лей должна производиться в условиях, обеспечивающих в первую
очередь получение оптимальной микроструктуры, характеризуе-
мой заданным размером аустенитного зерна и равномерным рас-
пределением избыточных карбидов, высоких значений твердости,
износостойкости и теплостойкости. Кроме того, должно быть
обеспечено отсутствие обезуглероженного слоя и сведена до ми-
нимума закалочная деформация.
При закалке инструментов из углеродистых, низко- и средне-
легированных сталей основными характеристиками, определяю-
щими правильность выбора условий закалки, являются микро-
структура стали, оцениваемая степенью игольчатости мартенсита,
твердость, отсутствие обезуглероженного слоя и закалочных тре-
щин, минимальная деформация.
Осуществление всех перечисленных выше требований обеспе-
чивается правильным выбором оборудования для нагрева и охла-
ждения при закалке; температуры и продолжительности нагрева
инструментов; ступенчатости и сред нагрева; ректификаторов со-
ляных ванн; скоростью и средой охлаждения; температурой охла-
ждающей среды и продолжительностью выдержки в ней инстру-
мента. Вопросы выбора оборудования, сред и ректификато-
ров для нагрева инструментов при закалке были изложены
в гл. II—V.
Ниже рассмотрено влияние на результаты закалки других
перечисленных параметров.
160
2.	ТЕМПЕРАТУРА ЗАКАЛКИ ИНСТРУМЕНТОВ
И ВЕЛИЧИНА АУСТЕНИТНОГО ЗЕРНА
Основными параметрами закалки, определяющими структуру,
твердость и теплостойкость инструментальных сталей, являются
температура и продолжительность нагрева при выполнении этой
операции; оказывают влияние также и условия предварительного
подогрева^Выбор указанных параметров обусловлен химическим
соетавбкГи исходной структурой данной стали, а также предъяв-
ляемыми к инструменту после отпуска требованиями по проч-
ности, твердости, износостойкости и режущим свойствам.
Нагрев под закалку инструментов из углеродистых и низко-
легированных заэвтектоидных сталей в соляных ваннах произво-
дят до температур, лежащих на 50—80° С выше точки Ас19 что
при надлежащей выдержке обеспечивает необходимую степень
насыщения твердого раствора углеродом и легирующими элемен-
тами, но не приводит еще к перегреву, весьма опасному с точки
зрения резкого снижения прочности и вязкости. Оставшиеся при
этом нерастворенными частицы избыточного цементита, имеющие
высокую твердость, способствуют получению высокой износостой-
кости после отпуска. Температура окончательного нагрева под
закалку для перечисленных в табл. 1 заэвтектоидных сталей при-
ведена в табл. 28.
Таблица 28
Температура окончательного нагрева, при закалке инструментальных сталей
Марка сталей	Температура закалки, °C	Марка сталей	Температура закалки, °C
		Быстрорежущие:	
		Р18	1270—1290
		Р12	1240—1260
Углеродистые и низколе- гированные: УША У13А	790—810 790—810	Р9 Р6МЗ Р6М5	.			1220—1240 1200—1230
		"Р6М5ФЗ	1200—1230
9ХС	860—880	Р18Ф2	1270—1290
ХВГ	830—850	Р14Ф4	1240—1260
ХВСГ	850—870	Р9Ф5	1230—1250
ВФ2	780—840	Р10К5Ф5	1230—1250
		Р9К5	1210—1235
Высокохромистые:		Р6М5К5	1200—1230
	990—1010	Р9К10	1210—1235
Х6ВФ		Р9М4К8	1215—1235
6Х6ВЗМФС	1050—1070	Р8МЗК6С	1200—1220
Х12М	1020—1040	Р12Ф4К5	1240—1260
Х12Ф1	1060—1075	Р12ФЗ	1240—1260
		Р12МЗФ2К8	1230—1250
		10Р6М5К5	1180—1220
		Р18К5Ф2	1270—1290
		А11РЗМЗФ2	1170—1200
6 Смольников Е. А.
161
Для уменьшения внутренних напряжений в инструментах
из этих сталей и предупреждения образования трещин нагрев
производят в две стадии: сначала применяют предварительный
подогрев при 300—500° С, который осуществляют обычно в какой-
нибудь газовой или электровоздушной печи, а затем производят
окончательный нагрев в электродной или тигельной соляной
ванне. Иногда в целях уменьшения деформации некоторых инстру-
ментов из низколегированных сталей нагрев при закалке произво-
дят в три стадии: например, круглые плашки из сталей 9ХС
и ХВСГ предварительно подогревают при 300—500 и 600—700° С
и лишь затем производят окончательный нагрев при 860—
880° С [99]. Структуру закаленных заэвтектоидных инструмен-
тальных сталей оценивают в основном величиной игл мартенсита.
Количество остаточного аустенита в этих сталях сравнительно
невелико: согласно данным работы [129], в сталях, близким по со-
ставу к нашим сталям ХГ и ХВГ, при изменении температуры
закалки от 780 до 880° С оно изменяется от 5 до. 17%, причем
линейно зависит от температуры.
Инструменты из быстрорежущей стали нагревают под закалку
до температур, близких к температуре плавления и способствую-
щих увеличению легированности аустенита в результате раство-
рения вторичных карбидов. Инструменты из этой стали нагре-
вают в три стадии, а крупногабаритные инструменты даже в че-
тыре стадии; первые две или три из них составляет предваритель-
ный нагрев при 400—500, 840—880 и 1050° С и последней стадией
является окончательный нагрев, температура которого опреде-
ляется в основном химическим составом (маркой) стали. Для ста-,
лей данного класса (см. табл. 1) рекомендуемый интервал закалоч-;
ных температур также указан в табл. 28. Однако при выборе]
конкретной температуры закалки внутри этого интервала прихо-
дится учитывать исходную структуру стали, а во многих случаях
Рис. 98. Зависимость ве-
личины аустенитного зер-
на в быстрорежущих ста-
лях Р18 (а) и Р9 (б) от
температуры нагрева. Вы-
держка:
1 — 1 мин; 2 — 2 мин; 3 —
3 мин; 4 — 5 мин;5 — 10 мин;
6 — 30 мин
162
Рис. 99. Зависимость величины аустенитного зерна в быстрорежу-
щих сталях Р18 (а) и Р9 (б) от продолжительности и темпера-
туры нагрева:
I - 1200° С; 2 -1220° С; 3 — 1240° С; 4 - 1260° С; 5 — 1280° С; 6 —
1300° С
и ее плавочные особенности, определяемые условиями ее метал-
лургического производства и проявляющиеся в различной склон-
ности к росту аустенитного зерна отдельных плавок одной и
той же стали.
Остановимся прежде всего на вопросе о влиянии перечислен-
ных факторов на рост аустенитного зерна в быстрорежущих ста-
лях. По данным автора и М. Н. Фадюшиной, полученным на
35 плавках сталей Р18 и Р9, которые в исходном состоянии имели
карбидную неоднородность балла 2 шкал 1 и 2 по ГОСТ 19265—73,
величина аустенитного зерна в зависимости от температуры за-
калки возрастает по закону, близкому к экспоненциальному
(рис. 98), а в зависимости от продолжительности нагрева — по па-
раболическому закону (рис. 99); аналогичные зависимости были
получены автором и В. А. Маркиной для сталей Р6М5, Р6М5К5,
Р9М4К8 и Р6М5ФЗ. Следовательно, во избежание перегрева этих
сталей при закалке необходимо чрезвычайно осторожно подхо-
дить к вопросу выбора температуры нагрева, но можно довольно
широко варьировать выдержку при нагреве, не опасаясь интен-
сивного роста зерна и охрупчивания стали. Пользуясь кривыми
па рис. 98 и 99 как номограммами, можно по заданной величине
аустенитного зерна выбрать режим нагрева под закалку рассма-
триваемых сталей или же по заданному режиму нагрева опреде-
лить ожидаемую величину зерна в закаленной стали.
Влияние карбидной неоднородности. При исследовании 289 пла-
вок стали Р18 и 31 плавки стали Р9 автор и М. Н. Фадюшина
установили (рис. 100), что с увеличением степени карбидной не-
однородности с балла 2 до балла 7 средняя величина аустенитного
6*	163
\
зерна монотонно возрастает, причем тем больше, чем выше была
температура закалки; так, в стали Р18 после закалки от 1270° С
она возрастает на 1 балл (рис. 100, а), а после закалки от 1290° С
(рис. 100, б) — на 1,5 балла. В стали Р9, имеющей меньшее
количество избыточных карбидов, с увеличением карбидной не-
однородности от балла 2 до балла 5 средняя величина аустенит-
ного зерна при закалке с 1230° С возрастает только на 0,7 балла
(рис. 100, в). Влияние карбидной неоднородности на рост аусте-
нитного зерна можно объяснить [17] тем, что в участках, обед-
ненных карбидами, рост зерна начинается при температурах
на 10—15° С ниже, чем в стали с мелкими и равномерно распре-
деленными карбидами. Поэтому в стали с большой карбидной
неоднородностью в зонах скопления карбидов и в промежутках .
между ними зерна аустенита имеют различный размер, что учте-
но при вычислении их средних значений, представленных на
рис. 98 и 99.
Влияние холодной пластической деформации на величину
аустенитного зерна. В процессе холодной прокатки или волоче-
ния, применяемых при изготовлении быстрорежущей стали —
серебрянки малых профилей, происходит дополнительное (по от-
ношению к горячекатаному металлу) размельчение избыточных
карбидов, что способствует получению более мелкого (примерно
на 0,5—1 балл) зерна при последующей закалке стали. При этом
чем меньше размер профиля стали, а следовательно, чем значи-
тельнее холодная пластическая деформация при изготовлении
стали-серебрянки, тем меньше рост аустенитного зерна при на-
греве под закалку; этим можно объяснить часто встречающиеся
в практике случаи, когда в малых профилях быстрорежущей
стали образуется более мелкое зерно, чем ожидается при выбран-
ных режимах 'Нагрева под закалку. О том же свидетельствуют
данные Ю. Ф. Черного и др., полученные при изучении влияния
гидропрессования на структуру при закалке стали Р6М5. Они по-
казывают, что с увеличением степени деформации от 5 до 15, 30
и 50% наблюдается стабилизация размеров аустенитного зерна
при повышении температуры закалки от 1210 до 1230° С. По дан-
Рис. 100. Зависимость средней величины аустенитного зерна в
стали от степени карбидной неоднородности:
а — сталь Р18. закалка с 1270° С; б— сталь Р18, закалка с 1290° С; в—
сталь Р9, закалка с 1230° С
164
ним работы [15], в стали Р6М5 в результате гидроэкструзии
происходит измельчение эвтектоидных и вторичных карбидов
(с 8—10 до 6—8 мкм), и сталь даже после закалки от 1250° С
становится нечувствительной к росту зерна и разцозернистости.
Японский исследователь Киенаго Киенго нашел, что с измельче-
нием карбидов уменьшается размер аустенитного зерна в стали
SKH57 (близкой по составу к нашей стали Р12МЗФ2К8) при тем-
пературах закалки 1180, 1220 и 1240° С; по его данным, чем
меньше размер карбидных частиц в закаленной стали, тем выше
срок службы изготовленного из нее металлорежущего инстру-
мента при обработке сталей с повышенной твердостью.
На величину аустенитного зерна в быстрорежущей стали с 6,
12 и 18% W существенно влияет способ ее выплавки и последую-
щей горячей механической обработки: чем равномернее распре-
деление карбидов в стали, тем менее интенсивно растет зерно и
тем лучше размерная стабильность стали после отпуска [141 ].
Содержание вольфрама оказывает большое влияние на рост аусте-
нитного зерна быстрорежущей стали. Так, в стали с 0,8% С,
4% Сг и 1,6% V повышение содержания вольфрама от 3,7 до 17,3%
приводит не только к увеличению количества карбидов в стали,
но и к повышению температуры их интенсивного растворения
в аустените и к уменьшению величины зерна [30]. Автором пока-
зано, что во всех быстрорежущих сталях уменьшение содержания
вольфрама с 18 до 6% (независимо от концентрации других леги-
рующих элементов) приводит к понижению температуры закалки
с 1270—1290 до 1200—1220° С и к сужению с 40—50 до 5—10° С
интервала температур нагрева, который может быть допущен при
закалке на зерно аустенита балла 10—11 шкалы по ГОСТ 5639—65
(рис. 101). В случае закалки при температуре выше этого интер-
вала интенсивно растет аустенитное зерно и резко падают меха-
нические свойства (<ти и а), а при температуре ниже его оказы-
вается недостаточной легированность твердого раствора, сни-
жаются вторичная твердость, красностойкость и режущие свойства.
Опыт термической обработки инструментов показывает, что
при уменьшении содержания вольфрама в быстрорежущих сталях
увеличивается поплавочный разброс в величине аустенитного
зерна при закалке от некоторых оптимальных для каждой марки
стали температур (рис. 102). Для быстрорежущих сталей с 12—
18% W (Р12, Р18 и др.) разброс в величине аустенитного зерна
находится в допустимых пределах (заштрихованная область на
рис. 102), поэтому при закалке их не требуется корректировка
температуры нагрева и все плавки каждой из этих сталей закали-
ваются в одинаковых условиях, а температура нагрева изменяется
в зависимости от марки стали, вида и назначения инструмента.
Для сталей с 9% W поплавочный разброс в величине аустенит-
ного зерна после закалки от оптимальных температур несколько
превышает допустимый, а для сталей с 6% W он становится
весьма большим. Так, по данным [54], полученным в результате
165
Рис. 101. Зависимость температуры
закалки быстрорежущих сталей
от содержания вольфрама:
1,3 — нижняя и верхняя границы об-
ласти оптимальных температур;
2 — расчетная температура закалки
Рис. 102. Влияние содержания воль-
фрама на плавочный разброс в ве-
личине аустенитного зерна в быст-
рорежущих сталях, закаленных
от оптимальных температур (сталь
с 6% W, закалка от 1215° С; сталь
с 9% W, закалка от 1235° С; сталь
с 18% W, закалка от 1275° С):
1,3 — верхняя и нижняя -границы об-
ласти фактических величин аустенит-
ного зерна; 2 — заданная величина
аустенитного зерна
исследования микрострукту-
ры 578 промышленных плавок
стали Р6М5, закаленных от
одной и той же температуры
1220° С, величина зерна изменялась в отдельных случаях
от 12—13 до 7—8-го балла, причем 62% всех плавок выходили
за пределы допустимых 10—11 баллов.
Поэтому для получения заданной величины аустенитного зерна
(10—И баллов) необходимо для каждой плавки сталей с 6—9% W
опытным путем подбирать температуру закалки, которая в пре-
делах каждой марки стали изменяется в широких пределах.
Влияние длительных выдержек на структуру закаленной стали.
В результате длительных выдержек в соляной ванне при темпера-
турах, близких к точке плавления, границы отдельных, особенно
крупных зерен аустенита приобретают иногда зигзагообразный
или пилообразный вид. Интересна ориентация при этом избыточ-
ных карбидов относительно границ аустенитных зерен. Стабиль-
ные угловатые карбиды треугольной формы располагаются обычно
в стыках трех соседних зерен, причем вершины углов этих кар-
бидов примыкают к границам аустенитных зерен (рис. 103, а).
В результате длительных выдержек при высоких температурах
закалки эти карбиды значительно укрупняются, но расположение
их вершин относительно- границ аустенитных зерен остается неиз-
менным. Это означает, по-видимому, что стабильные карбиды
укрупняются в результате миграции находящихся в твердом
растворе атомов углерода и легирующих элементов вдоль границ
зерен по направлению к месту стыка трех соседних зерен, где они
выделяются на поверхности находящихся там карбидов. Когда
карбиды имеют четыре угла или более, все вершины или часть
их также примыкают к границам зерен, являющихся таким обра-
зом как бы питательными магистралями, при помощи которых
происходит рост карбидов в процессе длительных выдержек при
нагреве (рис. 103, б). Если угловатые карбиды расположены на
166
границе, соединяющей два зерна, то они примыкают к этой гра-
нице вершинами двух углов. К углам карбидов иногда примы-
кают следы полуисчезнувших границ аустенитных зерен; с той
стороны карбида, где границы зерен Исчезли, его углы округ-
ляются. Однако эти углы исчезают не сразу, некоторое время
они сохраняются, указывая место, где была граница двух сосед-
них зерен.
Таким образом, если мысленно провести прямую линию между
карбидами, обращенными друг к другу двумя соседними углами,
то эта линия пойдет примерно по бывшей границе двух соседних
аустенитных зерен; наконец, если отдельные крупные карбиды
расположены внутри сильно выросших крупных аустенитных зе-
рен и границы этих зерен к ним не примыкают, то эти карбиды
имеют сглаженные углы или приобретают полностью округлую
форму. Граница, разделяющая два зерна аустенита, существует,
по-видимому, только до тех пор, пока вдоль нее продолжают
мигрировать атомы углерода и легирующих элементов, что пре-
пятствует росту зерна. Когда этот процесс прекращается, два
соседних зерна начинают сливаться и граница их исчезает. Ввиду
отсутствия питательной магистрали округляется угол карбида,
к которому примыкала ранее эта граница зерен, однако карбид
может продолжать расти за счет других примыкающих к нему и
еще не исчезнувших в данный момент границ зерен. Наконец,
когда исчезнут все границы зерен, примыкающие к карбиду, и
он окажется внутри крупного зерна, карбид приобретает пол-
ностью округлую форму. Так как все указанные процессы яв-
ляются диффузионными и требуют для своего завершения доста-
точно длительного времени, то образование, укрупнение и после-
дующее округление стабильных (угловатых) карбидов особенно
хорошо заметны при длительных выдержках и высоких темпера-
Рис. 103. Микроструктура стабильных карбидов в стали Р18, ориентированных
вдоль границ аустенитных зерен:
а — карбиды треугольной формы; б — карбиды четырехугольной формы
167
Таблица 29
Величина аустенитного зерна и строение отпущенного мартенсита
сталей Р18 и Р9
Средняя величина аусте- нитного зерна, баллы (ГОСТ 5639 — 65)	Средняя величина игл мартенсита, баллы (шкала	Характеристика отпущен- ного мартенсита
	ВНИИ)	
12—10	1	Мелкого строения
10—9	2	Мелкоигольчатый
9—8	3	Игольчатый
8—7	4	Крупноигольчатый
7—6	5	Грубоигольчатый
турах закалки, хотя аналогичные явления имеют место и при
других видах длительного нагрева, например при отжиге.
Влияние величины аустенитного зерна на структуру и свойства
отпущенной стали. В табл. 29 показана зависимость между вели-
чиной аустенитного зерна, по пятибалльной шкале ВНИИ [25],
и строением мартенсита сталей Р18 и Р9, отпущенных 3 раза
при 560° С по 1 ч. При мелком зерне балла 12—10 отпущенные
образцы имеют структуру мартенсита мелкого строения, укруп-
нение аустенитного зерна до баллов 9—8 и 7—6 сопровождается
непрерывным и закономерным возрастанием степени игольчатости
1200 12201240 1260	1240128.013001300 °C
Температура закалка ,
Рис.^104. Зависимость механических свойств сталей Р9 (а) и Р18
(б) от величины аустенитного зерна:
----- плавка 1;------плавка 2; 1 — прочность при кручении тв;
2 — угол закручивания f; 3 — ударная вязкость а
168
Увеличение среднего размера аустенитного зерна приводит
поэтому к значительному снижению предела прочности при кру-
чении, угла закручивания и ударной вязкости (рис. 104). При одной
и той же величине зерна в стали Р9 эти свойства заметно выше,
чем в стали Р18. Это объясняется, очевидно, меньшим содержа-
нием избыточных карбидов и более равномерным их распределе-
нием в стали Р9, чем в стали Р18, оказывающим большое влияние
на механические свойства термически обработанной быстрорежу-
щей стали. Приведенные данные могут быть использованы при
решении вопроса о допустимой для каждого конкретного случая
величине аустенитного зерна, а следовательно, и при выборе
режима нагрева под закалку быстрорежущей стали.
3.	ВЛИЯНИЕ ВЫДЕРЖКИ ПРИ ЗАКАЛКЕ
НА СТРУКТУРУ И СВОЙСТВА
ИНСТРУМЕНТАЛЬНЫХ СТАЛЕЙ
При окончательном нагреве инструментов под закалку общее
время пребывания'их в соляной ванне (или общее время нагрева)
тобщ складывается из времени сквозного прогрева по сечению тс. п
и времени изотермической выдержки при температуре закалки ти. в
^общ ТС.П “Ь Т'И.В*	(4Q)
Методы экспериментального определения и расчета величины
тс.п, зависящей от химического состава стали, формы и размеров
инструмента и способа погружения их в соляную ванну, были
описаны в гл. V.
Рассмотрим теперь роль, методы экспериментального опреде-
ления и расчета величины ти. в. Изотермическая выдержка ти. в
после прогрева инструментов практически не зависит от их формы
и размеров; она определяется необходимостью достижения при
растворении вторичных карбидов достаточно высокой степени
насыщения твердого раствора углеродом и легирующими элемен-
тами и выравнивания состава образовавшегося аустенита, но она
не должна быть излишней, чтобы избежать перегрева и сопут-
ствующего ему резкого снижения прочности и вязкости стали.
Определение требуемого значения величины ти. в для инстру-
ментальных сталей представляет трудную задачу, для решения
которой прибегают обычно к изучению влияния общего времени
окончательного нагрева то5щ на структуру, физические и механи-
ческие свойства стали как после закалки, так и после отпуска,
<ч также на режущие свойства инструментов. При этом опреде-
ляют положение так называемых характерных точек на кривых,
в которых или прекращается интенсивный прирост указанных
свойств и сменяется их дальнейшим очень медленным увеличе-
нием, или же достигаются их экстремальные значения. Вычитая
из найденных таким образом оптимальных значений тобщ значе-
169
ния времени сквозного прогрева тс. п экспериментальных образ-
цов или инструментов, находят искомую величину ти. в
^М.В ^Общ ^С.П-	(41)
Такие характерные точки на кривых изменения удель-
ного электросопротивления стали У12А с исходной структурой
зернистого перлита (рис. 105) указывают на момент окончания
периода интенсивного растворения избыточных карбидов в аусте-
ните. Приняв абсциссы этих точек за оптимальные значения вели-
чины тобщ, по формуле (41) легко вычислить значение ти. в. Най-
денная в работе [93] по таким характерным точкам зависимость
ти, в от температуры закалки для сталей У12А и 9ХС имеет экспо-
ненциальный характер (рис. 106). В стали У12А на величину ти. в
влияет также ее исходная структура (рис. 107), что может быть
учтено при уточненных расчетах данной величины. Для ста-
лей Р18 и Р9 автором аналогичным образом найдены характерные
точки на кривых изменения твердости после закалки (рис. 108),
твердости после отпуска (рис. 109), теплостойкости (рис. ПО),
количества остаточного аустенита (рис. 111), коэрцитивной силы
(рис. 112), удельного электросопротивления (рис. 113), количества
избыточных карбидов (рис. 114), изменения параметра решетки
мартенсита (рис. 115), прочности при кручении (рис. 116—118).
По разности значений абсцисс этих точек (принятых за искомую
величину тобщ) и времени сквозного прогрева тс. п использован-
ных экспериментальных образцов по формуле (41) были полу-
чены ожидаемые по изменению перечисленных свойств значения
ти, в при закалке стали Р18 с 1275° С и стали Р9 с 1230° С (табл. 30).
Наибольшие из значений тобщ = 2—2,5 мин для стали Р18 и
тсбщ 1,5—2 мин для стали Р9 получены по данным изменения
теплостойкости и твердости после отпуска; так как время прогрева
использованных для этого образцов составляло 0,84 и 0,9 мин
t а б л и ц а 30
Время Тобщ, выраженное значением абсцисс в характерных точках, мин
Метод определения	При закалке стали Р18 с 1275° С	При закалке стали Р9 с 1230° С
Исследование микроструктуры .......	2	1,5
Измерение твердости в отпущенном состоянии	2—2,5	1,5—2
Измерение коэрцитивной силы 		1	0,5 1
Определение количества остаточного аустенита	1,5—2	
Измерение удельного электросопротивления . . .	1,5—2	1—1,5]
Весовой карбидный анализ	.	...	1,5	1
Рентгеноструктурный анализ		2	—
Испытание прочности при статическом кручении	2	1—1,5
Определение теплостойкости 			2—2,5	— 
170
Рис. 105. Влийние температу-
ры закалки и выдержки в
соляной ванне на удельное
электросопротивление образ-
цов из стали У12А с исход-
ной структурой зернистого
перлита:
/ — 760° С; 2 — 780° С; 3 —
800° С; 4 — 820° С
Рис. 106. Время интенсивного изотер-
мического растворения карбидов в ста-
лях с исходной структурой зернистого
перлита в зависимости от температуры
нагрева:
1 — сталь У12А; 2 — сталь 9ХС
Рис. 107. Влияние исходной структуры
и температуры закалки на продолжи-
тельность интенсивного изотермическо-
го растворения карбидов в стали У12А’:
1 — крупнозернистый перлит; 2 — крупно-
пластинчатый перлит; 3 — мелкозернистый
перлит; 4 — точечный перлит; 5 — тонко-
пластинчатый перлит; 6 — троостосорбит;
7 — мартенсит
Рис. 108. Зависимость твер-
дости стали Р18 от продол-
жительности и температуры
окончательного нагрева при
закалке (образец диаметром
10 и длиной 100 мм):
/	1250° С; 2 — 1275° С; 3 —
1300е С
171
Выдержка
Рис. 109. Зависимость твердости стали
Р18 после закалки и трехкратного от-
пуска при 560° С от продолжительно-
сти и температуры окончательного на-
грева при закалке:
1 — 1250° С; 2 - 1275° С; 3 — 1300° С
Выдержка
Рис. 110. Зависимость твердости стали
Р18 после закалки и четырехчасового
отпуска при 625° С от продолжитель-
ности и температуры окончательного
нагрева при закалке:
1 - 1250° С; 2 - 1275° С; 3 - 1300° С
Выдержка
Рис. 111. ВлияниеТпродол-
жительности и температуры
окончательного нагрева при'
закалке на количество оста-
точного аустенита в сталях
Р18 и Р9:
1— 3 — сталь Р18, закалка соот-
ветственно с 1250, 1275 и 1300° С;
4 — сталь Р9, закалка с 1230° С
Рис. 112. Влияние продол-
жительности и температуры
окончательного нагрева при
закалке на величину коэрци-
тивной силы образцов из ста-
лей Р18 и Р9:
1 —сталь Р18, закалка с 1275°С;
2— сталь Р9, закалка с1230°С
Выдержка
172
Выдержка
Рис. 113. Влияние продолжитель-
ности и температуры окончательно-
го нагрева при закалке на удельное
электросопротивление сталей Р18 и
Р9 (образцы диаметром 10 мм):
1—3 сталь Р18, закалка соответст-
венно с 1250,	1275 и 1300’’ С;
4 — сталь Р9, закалка с 1230° С
выдержка
Рис. 114. Количество избыточных
карбидов в сталях Р18 и Р9 в за-
висимости от продолжительности и
температуры окончательного нагре-
ва при закалке (образцы диаметром
10 и длиной 45 мм):
1 — 3 сталь Р18, закалка соответственно
с 1250, 1275 и 1300° С; 4,5 — сталь Р9,
закалка соответственно с 1200 и 1230° С
Рис. 115. Изменение параметра ре-
шетки мартенсита стали Р18 в зави-
симости от продолжительности
окончательного нагрева при закал-
ке (образцы диаметром 10 и длиной
100 мм)
Рис. 116. Образец для испытания
на статическое кручение
соответственно, то вычисление по формуле (41) дало для сталей
Р18 и Р9 значение ти. в = 1,16—1,66 и 1,1—0,6 соответственно.
Однако, чтобы судить, являются ли найденные таким образом
значения величины ти. в искомым временем изотермической вы-
держки после прогрева, рассмотрим вопрос о влиянии длитель-
ности нагрева тобщ при закалке различных инструментальных
сталей на их режущие свойства после отпуска. Воспользуемся
для этого данными, полученными автором при исследовании влия-
ния выдержки при закалке на износостойкость нормально отпу-
щенных режущих пластинок размером 7X8X2,5 мм из сталей
173
Выдержка
Рис. 117. Прочность при кручении
стали Р18 в закаленном и отпущен-
ном состояниях в зависимости от
продолжительности окончательного
нагрева при закалке:
1 — закалка с 1275° С; 2 — то же, после
трехкартного отпуска при 560° С; 3 —
закалка с 1250° С и трехкратный отпуск
при 560° С
Рис. 118. Прочность при кручении
стали Р9 в зависимости от продол-
жительности окончательногр нагре-
ва при закалке:
1 — закалка с 1230° С; 2 — закалка
и трехкратный отпуск при 560° С
Рис. 119. Удельный износ пластинок из сталей ХВГ (а) и 9ХС
(б, в) в зависимости от скорости резания, продолжительности и
температуры окончательного нагрева при закалке:
а — 830° С; б — 870° С; в —900° С
9ХС, ХВГ, Р9, Р12, Р18, Р14Ф4 и Р18К5Ф2, которые подверга-
лись ускоренному испытанию резанием с применением для оценки
величины износа метода радиоактивных изотопов. Из рис. 119
видно, что для легированных сталей ХВГ (рис. 119, а) и 9ХС
174
(рис. 119, б и в) зависимость удельного износа пластинок от вре-
мени нагрева тобщ выражаются в основном кривыми с минумумом
или им подобными. Такой характер кривых объясняется тем, что
с увеличением длительности нагрева непрерывно возрастает сте-
пень насыщения твердого раствора углеродом и легирующими
элементами и благодаря этому понижается удельный износ пла-
стинок при резании. Но так как этот процесс сопровождается
увеличением размеров зерен аустенита и игольчатости мартен-
сита, понижающих вязкость закаленной стали, то начиная с не-
которого момента времени влияние второго фактора становится
преобладающим и в дальнейшем удельный износ пластинок не-
прерывно возрастает. Положение точек минимума на этих кривых
соответствует выдержке, обеспечивающей минимальный удельный
износ данных пластинок при резании (максимальную износостой-
кость).
Так как для режущих инструментов стойкость при резании
является определяющим показателем, то, видимо, эту выдержку
можно рассматривать как оптимальную при выбранной темпера-
туре закалки. Как видно из рис. 119, б, в с возрастанием темпера-
туры закалки пластинок из стали 9ХС точки минимума на кривых
смещаются влево, т. е. при нагреве до 870 и 900° С оптимальное
время выдержки составляет 2,5 и 1,5 мин соответственно. Такое
смещение вполне объяснимо, если учесть, что при повышении
температуры нагрева не только увеличивается скорость раство-
рения избыточных карбидов, но и более интенсивно растет зерно,
вследствие чего удельный износ начинает увеличиваться при все
более коротких выдержках.
Особенно интересно проследить за изменением зависимости
величины удельного износа от выдержки при нагреве под закалку
пластинок из быстрорежущей стали. Для пластинок из стали Р18
в случае закалки от температур 1275° С (рис. 120, б) и 1300° С
(рис. 120, в) эта зависимость имеет в основном тот же характер,
что и для рассмотренных ранее легированных сталей, т. е. выра-
жается в виде кривых с минимумом, причем понижение кривых
происходит тем более резко, чем выше скорость резания. Однако
положение абсцисс точек минимума после закалки от 1275 и
1300° С не зависит от величины скорости резания. В отличие
от этого при закалке пластинок из той стали от температуры
1250° С (рис. 120, а) характер изменения их износостойкости и
положения абсцисс точек минимума на кривых зависят от ско-
рости резания. При скоростях резания 10 и 20 м/мин минимум
соответствовал выдержке, равной 2 мин, при скоростях 30 и
40 м/мин — ~3,5 мин, а при скоростях 50—70 м/мин даже
при наибольшей из применявшихся выдержек, равной 5 мин,
кривые продолжали непрерывно снижаться и минимум не был
получен. Такой характер изменения кривых объясняется тем, что
при сравнительно низкой температуре нагрева (1250° С) процесс
растворения карбидов в аустените и насыщения последнего угле-
175
Рис. 120. Удельный износ пластинок из быстрорежущих сталей Р18 (а—в)
и Р9 (г, д) в зависимости от скорости резания, продолжительности и тем-
пературы окончательного нагрева при закалке:
а - 1250 °C; б - 1275° С; в — 1300° С; г - 1230° С; д - 1250° С
родом и легирующими элементами протекает в стали Р18 медленно
и требуется значительное время для того, чтобы полученный
состав твердого раствора обеспечивал высокую красностойкость,
имеющую столь важное значение при высокой скорости резания.
Для стали Р9 (рис. '120, г и д) на кривых заметны точки мини-
мума только при обычных скоростях резания 20—60 м/мин.
При высоких скоростях 70—80 м/мин кривые с увеличением вы-
держки непрерывно и довольно быстро понижаются. Непрерыв-
ный спад этих кривых с увеличением длительности нагрева можно
объяснить тем, что сталь Р9 содержит значительное количество
стабильных ванадиевых карбидов, требующих, как известно
[17, 95], более длительного времени для своего растворения и для
повышения красностойкости. Аналогичная картина и по тем же
причинам наблюдается при испытании пластинок из стали Р14Ф4
176
(рис. 121, а), содержащей еще более значительное количество
ванадия, чем сталь Р9.
Закономерность изменения величины удельного износа пла-
стинок из стали Р18К5Ф2 в зависимости от их выдержки при
нагреве под закалку (рис. 121, б) выражается кривыми, имеющими
при скоростях резания 40—70 м/мин две точки перегиба; кривые
вначале снижаются, достигают некоторого минимума в точке,
соответствующей выдержке 2 мин, после чего поднимаются вверх,
достигают некоторого максимума и затем вновь непрерывно сни-
жаются, изменяясь на этом участке по тому же закону, как и кри-
вые для сталей Р9 и Р14Ф4, отличающихся повышенным содер-
жанием ванадия.
Такой характер изменения кривых для пластинок из стали
Р18К5Ф2 объясняется весьма сложным химическим составом этой
стали, которую можно условно рассматривать как сталь Р18,
содержащую кобальт и повышенное количество ванадия. При ко-
ротких выдержках в этом случае имеют место закономерности,
характерные для стали Р18 (кривые с минимумом, абсцисса кото-
рых постоянна и равна 2 мин), а при более продолжительных
выдержках сказывается, кроме того, влияние кобальта и трудно-
растворимых карбидов ванадия, что особенно заметно при высо-
ких режимах резания, требующих повышенной красностойкости.
Изменение величины оптимальной выдержки при нагреве под за-
калку для пластинок из быстрорежущей стали различного состава
в зависимости от скорости резания характеризуют кривые, пока-
занные на рис. 122. При скоростях резания, не превышающих
40 м/мин, величина оптимальной выдержки при нагреве пласти-
нок для всех этих сталей почти не изменяется с повышением ско-
рости резания, поэтому при практических расчетах она может
быть принята постоянной. При более высоких скоростях резания
в расчеты должна вноситься поправка, обусловленная необхо-
Рис. 121. Удельный износ
пластинок из сталей
Р14Ф4 (а) и Р18К5Ф2 (б)
в зависимости от скорости
резания, продолжитель-
ности и температуры окон-
чательного нагрева при
закалке:
а — 1250° С; б — 1280° С
177
Рис. 122. Зависимость оптималь-
ной продолжительности оконча-
тельного нагрева при закалке
различных быстрорежущих ста-
лей от скорости резания:
1—3 — сталь Р9, закалка соответст-
венно с 1200, 1230 и 1250° С; 4 —
сталь Р14Ф4, закалка от 1250° С;
5 — 7 — сталь Р18, закалка соот-
ветственно от 1250, 1275 и 1300° С;
8 — сталь Р1&К5Ф2, закалка от
1280° С
димостью повышения кра-
сностойкости стали всле-
дствие увеличения вы-
держки при нагреве под
закалку. Однако из хода
кривых на рис. 123 виднод
что для этого требует-
ся довольно большое уве-
личение выдержки. Най-
денное по формуле (41)
для рассмотренных сталей
время изотермической вы-
держки ти. в, обеспечива-
ющее высокие значения
теплостойкости и износостойкости при резании инструментов,
работающих при обычных (до 40 м/мин) скоростях резания,
приведено в табл. 31; там же указаны значения тс. п образцов,
на которых эти данные были получены.
При более высоких скоростях резания теплостойкость зака-
ленных сталей должна быть выше, а следовательно, должна быть
больше и выдержка ти. в после прогрева инструментов. Особенно
это заметно при использовании быстрорежущих сталей с повы-
шенным содержанием ванадия, для которых зависимость вели-
чины ти. в от скорости резания имеет линейный характер (рис. 124),
причем наклон кривых к оси абсцисс тем круче, чем больше
ванадия в стали. Как видно из рис. 125 и данных табл. 31, для
всех сталей с повышением температуры закалки время ти. в умень-
.Рис. 123. Влияние выдержки при наг-
реве под закалку на теплостойкость
(красностойкость) инструментальных
сталей:
1 — сталь Р14Ф4, закаленная от 1250° С
с последующим нагревом при 620° С в тече-
ние 4 ч; 2 — сталь Р12, такая же обработка;
3 — сталь 9ХС, закаленная от 870° С с по-
следующим нагревом при 300° С в течение
2 ч
178
Таблица 31
- Время ти. в» найденное путем стрйкостных испытаний
инструментальных сталей, закаленных от различных температур
Марка стали	Температура за- калки, °C	Время, мин		
		Оптимальное тобщ	тс. п	ти.в“тобщ тс.п
	840	4,0	0,9	3,1
	850	3,5	0,9	2,6
9ХС	875	2,5	0,8	1,7
	900	1,5	0,7	0,8
ХВГ	840	2,5—3,0	0,9	1,9
	860	2,0—2,5	0,8	1,3
хвсг	870	2,5—3,0	0,8	2,1
	1210	2,0—2,5	0,5	1,7
Р9	1230	1,5	0,4	1,1
	1240	1,0—1,5	0,4	0,7
				
	1250	2,5—3,0	.	0,4.	2,3
Р18	1275	2,0	У 0,3	1,7
	1290	1,5	. 0,2	1,3
Р14Ф4	1245	2,5	0,4	2,1
Р18К5Ф2	1280	2,0	0,3	1,7
шается, что обусловлено ускорением при этом диффузии углерода
и легирующих элементов в твердом растворе.
В целях проверки правильности приведенных в табл. 31 дан-
ных о величине ти. в автором были испытаны также на стойкость
при резании монолитные проходные резцы сечением 20X30 мм
из стали 9ХС и Р18, закаленные от 875 и 1275° С соответственно,
для которых общее время нагрева тоб1Ц выбиралось как сумма
времени тСвП, найденного расчетом по формулам, приведенным
в гл. VI, и времени ти, в, взятом из табл. 31; оно составляло 7,5 и
3,5 мин соответственно. Значительное увеличение или уменьше-
ние выдержки по сравнению с указанной приводило к заметному
снижению режущих свойств (рис. 126). Это можно объяснить
недостаточным содержанием углерода и легирующих элементов
в мартенсите при коротких выдержках и увеличением хрупкости
при излишне длительных выдержках вследствие увеличения раз-
179
Рис. 124. Необходимая выдерж-
ка инструмента после прогрева
в зависимости от скорости реза-
ния:
1 — сталь Р9, закалка от 1230е С;
2 — сталь Р18К5Ф2, закалка от
1280° С; 3 — сталь Р14Ф4, закалка
от 1250° С
Рис. 125. Время растворения кар-
бидов после прогрева инструмен-
тов, необходимое для получения
высоких режущих свойств в зависи-
мости от температуры закалки
Рис. 126. Влияние продолжи-
тельности нагрева при закалке
отрезных резцов из стали 9ХС
на их износостойкость
мера зерна; лучшие результаты дало применение расчетной вы-
держки 3,5 мин. Однако следует иметь в виду, что не всегда дан-
ная зависимость выявляется столь четко.
4. РАСЧЕТ НОРМ ВРЕМЕНИ ОКОНЧАТЕЛЬНОГО
НАГРЕВА ИНСТРУМЕНТОВ ПРИ ЗАКАЛКЕ
На основе приведенных выше экспериментальных данных [95 ]
была установлена математическая связь между общим содержа-
нием в стали сильных карбидообразующих элементов и ти. в,
которая может быть выражена эмпирическими формулами.
Для заэвтектоидных углеродистых и низколегированных сталей
Ти.в = 1 + 0,6Сг + 0,4W + 3V - 0,04 (/ф - /расч). (42)
Для высокохромистых ледебуритных сталей
ти.в = 0,2Cr + 0,5W + V + Мо - 0,03 (/ф - /расч). (43)
Для быстрорежущих сталей
т„.в = 0.08W + ОДУ 4- 0,15Мо - 0,024 (/ф - /расч), (44)
180
где Cr, W, V, Mo — содержание в стали этих элементов, %;
^расч и /ф — расчетная и фактическая температуры нагрева, °C.
Последний член этих формул позволяет вносить поправку Дти, в
к общему времени, найденному для расчетной температуры за-
калки, если фактическая температура отклоняется от нее, причем
если /ф > /расч, то ти. в уменьшается на Ати. в, а если /ф < /расч,
то ти,в возрастает на эту же величину.
Для углеродистых сталей при определении по формуле (42)
изотермическая выдержка ти. в равна 1 мин. Значительное влия-
ние ванадия на время выдержки после прогрева можно объяснить
медленным переходом в твердый раствор карбида VC [18].
В табл. 32 приведены вычисленные на основании формул
(42)—(44) данные, необходимые для определения ти. в широко
применяемых и некоторых новых инструментальных сталей.
При более точных расчетах изотермической выдержки следует
учитывать влияние формы, величины и распределения избыточных
карбидов в инструментальных сталях на интенсивность их пере-
хода в твердый раствор и склонность стали к росту зерна. В мел-
ких профилях быстрорежущих сталей (диаметром <10 мм), в ко-
торых рост зерна замедлен, так как избыточные карбиды (в том
числе первичные) сильно измельчены и равномерно распределены
по объему металла, выдержку ти, в иногда назначают более дли-
тельной по сравнению с расчетной. Для изделий крупных профи-
лей с высокой карбидной неоднородностью и повышенной склон-
ностью к росту зерна, кроме того, понижают температуру закалки.
Изотермическая выдержка может быть длительной, если тре-
буется повышенная красностойкость. Например, для отдельных
инструментов, работающих при высоких скоростях резания 60—
70 м/мин и изготовленных из менее склонных к перегреву сталей
с повышенным содержанием ванадия, ти, в может быть увеличена
до 1,5 раза по сравнению с обычно назначаемой при скоростях
резания 30—40 м/мин (см. рис. 124). Значения ти, в в табл. 32
для заэвтектоидных углеродистых и низколегированных сталей
даны для исходной структуры мелкозернистого перлита. При бо-
лее точных расчетах используются данные работы [93] о влиянии
дисперсности исходной структуры в этих сталях на ти. в.
Примеры вычисления необходимого времени окончательного
нагрев тобщ в соляных ваннах. Для определения тобщ следует
к найденному расчетом в гл. VI и приведенному в табл. 22 и 23
для ряда образцов и инструментов времени тс.п прибавить время
тИвВ, приведенное в табл. 32 для соответствующих сталей и выби-
раемых температур закалки. Примеры таких расчетов и получен-
ные данные о рекомендуемых нормах времени нагрева тобщ для
некоторых изделий даны в табл. 33. Аналогичным образом для
приведенных в табл. 34 расчетных температур закалки различных
сталей были определены и приведены в технологической докумен-
тации на термообработку [116] нормы времени окончательного
нагрева тобщ разнообразных инструментов, обеспечивающие полу-
181
Таблица 33
Примеры определения общего времени нагрева тОбЩ образцов и инструментов в соляных ваннах
Образец и инструмент	Марка стали	Основные размеры, см						Температура нагрева, °C		Время, мин		
		Шары, цилиндры, призмы, концевой и насадной инстру- мент			Параллелепипеды и плоские инструменты					тс. п <из табл. 22 и 23)	ти.в <из табл. 32)	тобщ *
		°	1 d	н	С	в	А					
Шар		Р18	7								5,1	1,7	6,8
Архимедов цилиндр 		Р18	7	—	—	—	—	—			6,2	1,7	7,9
Куб 		Р18	—	—	—	7	7	7			7,2	1,7	8,9
Длинный цилиндр		Р18	3	—	15	—	—	—		1275	2,9	1,7	4,6
Короткий цилиндр 		Р18	3	—	1	—	—					1,4	1,7	3,1
Полый длинный цилиндр	Р18	6	2,5	15	—_	—	—			3,2	1,7	4,9
Длинная квадратная призма	Р18	6	—	15	—	—	—			7,0	1,7	8,7
Гладкий параллелепипед . , .	Р9	—	—	—	4	6	10		1230	5,8	1,1	6,9
Плоская плашка	Р14Ф4	—	—	—	1,6	4	10		1250	2,4	1,9	4,3
Червячная фреза (т = 3). .	Р18	7	2,7	6	—					1275	2,6	1,7	4,3
Резьбонакатной ролик ....	Х6ВФ	7	2,7	6	—	—				1000	6,5	2,5	9,0
Круглая плашка 	 Прорезная фреза 		9ХС Р9	7 10	2,7 1	2 0,4				—		875 1230	2,8 0,7	1,7 1,1	4,5 1,8
Сверло	Р18	4	—	15									2,0	1,7	3,7
Метчик		Р18	4	—	15	—	—	—		1275	2,3	1,7	4,0
Круглая протяжка	Р18	4	—	30	—							2,8	1,7	4,5
Сверло	Р9	4	—	15	—						1230	2,2	1,1	3,3
Метчик		У12	4	—	15	—						800	2,1	1,0	3,1
Сплошной цилиндр . .	Х6ФВ	4	—	15	—	—	—		1000	8,0	2,5	10,5
* тобщ иайдено расчетом; округляется с точностью до 0,5 мин.
Таблица 34
Расчетные температуры закалки инструментальных сталей и сталей
для корпусов сборных инструментов
Мара стали	Температура закалки, °C	Марка стали	Температура закалки, °C
У12	800	Р9, Р9К5, Р9К10	1230
40Х	850	Р12, Р12МЗФ2К8,	1240
9ХС	875	Р9Ф5, Р10К5Ф5	
ХВСГ	870	Р12ФЗ, Р12Ф4К5,	
А11РЗМЗФ2	1190	Р14Ф4	1250
Р6МЗ, Р6М5, Р6М5К5, Р9М4К8, Р6М5ФЗ	1220	Р8МЗК6С	1210
Диаметр
Рис. 127. Время окончательного нагре-
ва инструментов из быстрорежущей
стали под закалку в зависимости от их
диаметра:
1 — фрезы, долбяки, развертки- и зенковки
хвостовые, протяжки; 2 — метчики; 3 —
чение заданной структуры и свойств. Учитывая близость значе-
ний тобщ для приведенных там сталей одного класса, произведена
унификация указанных норм времени нагрева, которая позво-
лила сократить их число с 752 до 135; в окончательном виде они
представлены для насадных инструментов в табл. 35 и для кон-
цевых в табл. 36. Построенная на основе данных табл. 36 зависи-
мость времени окончательного нагрева тобщ (в мин) сверл, кон-
цевых фрез, разверток и протяжек из любых быстрорежущих
сталей от их номинального диаметра D (рис. 127) изображается
прямыми, линиями и может быть выражена следующими
эмпирическими формулами:
для концевых фрез, раз-
верток и протяжек
тобщ = 0,7625+1,8, (45)
для метчиков
тобщ = 0,602? + 1,8, (46)
для сверл
тобщ = 0,620+1,4, (47)
где D — диаметр инструмен-
тов, см.
Таким образом, для ин-
струментов, одинаковых по
форме и размерам из быстро-
режущей стали различных
марок при закалке от опти-
мальной для каждой из
них температур (табл. 34),
время окончательного на-
грева тобщ может выбирать-
ся одинаковым, что суще-
184
Таблица 35
Унифицированные нормы времени окончательного нагрева насадных
инструментов из быстрорежущих сталей и круглых плашек из
стали 9ХС и ХВСГ при температурах, указанных в табл. 34
Фрезы из быстрорежущей стали				Фрезы из быстрорежущей стали			
Размеры изделия, мм			Выдерж- ка, мин	Размеры изделия, мм			Выдерж- ка, мин
D	d	в		D	d	в	
		Дисковые		125	32	16—22	4
				125	32	25—28	4,5
				32	13	16—25	3
50 50	16 16	3—4 5—6	2 2,5	36 40	16 16	20—32 32—40	3 3,5
50—63	22	8—10	2,5				
63 63	22 22	12—14 . 16	3 3,5		Цилиндрические		
80	27	8	2,5				
80	27	10—12	3	40	16	40—63	3,5
80	27	14—16	3,5	50	22	50—80	4,5 *
80	27	18—20	4	63	27	50—100	
100	32	10—12	3	80	32	63—100	5,5
100	32	14—18	3,5	80	32	125	6
100	32	20—25	4	100	40	80	6
125	32	12—14	3,5	100	4.0	100—125	6,5
				100	40	160	7
Фрезы 1		червячные, резьбовые,		Фрезы червячные, резьбовые,			
торцовые из быстрорежущей стали				торцовые из быстрорежущей стали			
Размеры изделия, мм				Размеры изделия, мм			
			Выдерж-				Выдерж- ка, мин
			ка, мин				
D	d	h		D	d	h	
50	22	32—50	3,5	100	32	50	5,5
55	22	45—50	4	100	32	80	6
60	22	50	4	100	40	90—100	5,5
63	22	50	4,5	100	50	63—80	5
63	27	40	4	100	50	100	5,5
63	32	40—60	4	112	40	100—112	6,5
63	32	63	4	125	40	100	7
70	27	56—63	4,5	125	40	112	7,5
70	32	70	4,5	125	50	125	7
75	27	70	5	140	40	112—130	8,5
80	27	63	5	140	40	180	9
80	32	45	4,5	140	50	140	8
80	32	70	5	160	60	155	9
80	40	50—80	4,5	180	60	175	10,5
85	27	85	5,5	200	60	195	11,5
90	32	70—80	5,5	225	60	215	13
90	40	90	5				
185
Продолжение табл. 35
Долбяки из быстрорежущей стали				Долбяки из быстрорежущей стали				
Размеры изделия, мм			Выдерж- ка, мин	Размеры изделия, мм			Выдерж- ка, мин	
^Д	d	В, н			d	в, н		
40. 50 64 75 75	20 20 31,7 31,7 31,7	10—12 25 10—12 12 28	3 3,5 3,5 3,5 4	75 100 100 160 200	31,7 44,4 44,4 88,9 101,6	30 17—22 25—34 30 40	4,5 4,5 5 5,5 7	
Плашки круглые из низколеги- рованных сталей				Плашки круглые из низколеги- рованных сталей				
Диаметр		Выдержка, мин		Диаметр резьбы, мм		Выдержка,		мин
резьбы, мм		9ХС	хвсг			9ХС	ХВСГ	
2 5 10- 20- 31	-15 -25 Э	2 2,5 3 3,5 4	2,5 3 3,5 4 4,5	31 40— 5( 55-	-45 ) -65	3,5 4 4 5	4 4,5 4,5 5,5	
Шеверы из быстрорежущей стали				Шеверы из быстрорежущей				стали
Размеры изделия, мм			Выдерж- ка, мин	Размеры изделия, мм			Вылей ж-	
	d	В, н		^Д	d	в, н		ка, мин
85 180 200	31,7 63,5 63,5	12—16 20 20	5,5 7,5 7,5	240 240	63.5 63,5	 22 22		9 9,5
Фрезы отрезные и прорезные из быстрорежущей стали				Фрезы отрезные и прорезные из быстрорежущей стали				
Размеры изделия, мм				Размеры изделия, мм				
Диаметр (на- ружный, вну- тренний)		в, н (толщина)	Выдержка, мин	Диаметр (на- ружный, вну- тренний)		в, н (толщина)	Выдержка, мин	
D = 3 d 8	4-125 4-27	0,20—3,0 3,504-6,0	2 2,5	<3 Сц 1 II СП О ЬЭ О .|.		1,004-2,00 2,504-6,0	2 2,5	
* <2д — диаметр делительной окружности
186
Таблица 36
Унифицированные нормы общего времени нагрева [в мин] при
закалке концевых инструментов при температурах, указанных в табл. 34
Номиналь- ный диаметр инструмен- тов, мм	Концевые инструменты			
	из быстрорежущей стали			из стали У12
	фрезы, развертки, зенкеры, долбяки хвостовые, круг- лые протяжки	сверла	метчики	метчики
2—5	2	1,5	2	2
6—10	2,5	2	2,5	2,5
15	3	2,5	2,5	3,5
20	3	2,5	3,0	4,5
25	3,5	3	3	5
30	4	3	3,5	6
35	4,5	3,5	4	6,5
40	4,5	4	4	7,5
45	5	4	4,5	8,5
50	5,5	4,5	5	9
52	—	—	5	9,5
55	6	4,5	—	—.
60	6,5	5	—~	
65	6,5	5,5	—	
70	7	5,5	—	—
75	7,5	6	—	—-
80	8	6,5	—	—
85—90	8,5	—	—	—
95	9	—	— 	—
100	9,5	—	—	—
ственно упрощает технологический процесс, в особенности в
условиях термической обработки инструментов на механизиро-
ванных агрегатах и поточных линиях. Возможность такой унифи-
кации обусловлена, по-видимому, тем, что для сталей этого класса,
закаливаемых от более высоких температур и содержащих боль-
шее количество вторичных карбидов, время, затрачиваемое на
растворение последних в аустените, преобладает над временем
сквозного прогрева, а для сталей, закаливаемых от более низких
температур и имеющих меньшее количество избыточных карбидов,
наоборот, более значительную роль играют затраты времени на
прогрев инструментов по сечению. Соотношение выдержек при
подогреве до 500 и 860° С и окончательном нагреве при закалке
инструментов из быстрорежущей стали составляет 3:2:1 соот-
ветственно; при подогреве до 1050—1100° С и окончательном
нагреве —1:1.
5. ОХЛАЖДЕНИЕ ПРИ ЗАКАЛКЕ ИНСТРУМЕНТОВ
Условия охлаждения при закалке режущих и накатных ин-
струментов определяются необходимостью получения мартенсит-
ной структуры, высокой твердости и теплостойкости при возможно
187
меньшей закалочной деформации. В связи с этим наиболее жела-
тельны такие охладители, которые обеспечивали бы высокую ско-
рость охлаждения в области температур диффузионного распада
и низкую в области мартенситного превращения.
При выборе способа и среды охлаждения, ее температуры и
продолжительности пребывания в ней закаливаемых инструмен-
тов следует учитывать марку стали, заданную твердость, форму и
размеры инструментов, а также необходимость обеспечения отсут-
ствия разъедания их поверхности и легкости последующей очистки
от солей.
В качестве охлаждающих сред при закалке инструментов при-
меняют воду и водные растворы солей и щелочей, масла, расплав-
ленные соли и щелочи, воздух.
Закалка в воде и водных растворах солей и щелочей. Из инстру-
ментальных сталей наименьшей устойчивостью аустенита в зоне
перлитного превращения (а следовательно, наименьшей критиче-
ской скоростью закалки) обладают углеродистые стали, поэтому
в качестве охладителя при закалке инструментов из этих сталей
в большинстве случаев применяют воду с температурой 18—25° С,
5—10%-ные водные растворы солей (NaCl и др.) или едких щело-
чей (NaOH, КОН) с температурой до 35—40° С; применение по-
следних позволяет в 1,5—2 раза повысить закаливающую способ-
ность (по сравнению с водой), что имеет большое значение для
слабопрокаливающихся сталей.
Прерывистая закалка в двух средах. Большая скорость охлаж-
ждения водой и водными растворами солей и щелочей в интервале
температур мартенситного превращения обуславливает высокие
внутренние напряжения в инструментах, что приводит к значи-
тельной деформации, а иногда и к образованию трещин, поэтому
данные охлаждающие среды применяют только при закалке ин-
струментов простой формы диаметром или толщиной более 8—
10 мм.
При закалке инструментов сложной формы применяют комби-
нированное охлаждение: в воде до температуры начала мартенсит-
ного превращения, а затем в масле (желательно подогретом
до 40—50° С) или лучше в расплаве солей состава 50% KNO3 +
+ 50% NaNO2, нагретом до 160—180° С; снижение скорости
охлаждения в мартенситном интервале способствует уменьшению
деформации и в значительной мере предотвращает образование
трещин [26].
Закалка в масле. Масла обладают более низкой охлаждающей
способностью, чем вода, особенно в интервале мартенситного
превращения. При закалке инструментов в масле уменьшается
деформация и опасность возникновения трещин. Этот способ за-
калки иногда используется для мелкоразмерных (диаметром до
4 мм) инструментов (метчиков, сверл, разверток) из углеродистых
сталей и некоторых инструментов из низколегированных сталей
9ХС, ХВСГ и др. В промышленности применяются масла различ-
на
ного состава, наиболее часто — индустриальные И-20А (веретен-
ное 3) и И-12А (веретенное 2). Охлаждение в масле можно произ-
водить в интервале от 18° С до температуры, лежащей на 40—50° С
ниже его температуры вспышки. Наряду с указанными преиму-
ществами масла обладают рядом недостатков. От длительной
работы (особенно при повышенной температуре) масло стареет
и делается непригодным для дальнейшего употребления, так как
при закалке в нем на поверхности инструментов образуются мяг-
кие пятна. Масло опасно в пожарном отношении: при закалке
крупных инструментов в горячем масле или при большом числе
инструментов, одновременно находящихся в данной среде, может
произойти загорание. К недостаткам масла следует отнести также
трудности, связанные с отмывкой и обезжириванием поверхности
закаленных инструментов, нагревавшихся под закалку в расплав-
ленных солях. Так как применение масла ухудшает санитарное
состояние термических цехов, то в последние годы его широко
заменяют расплавами солей, применяя ступенчатую закалку.
При закалке инструментов из быстрорежущей стали в массовом
производстве масло в качестве охлаждающей среды в настоящее
время применяется лишь в следующих случаях: при закалке
протяжек и других длинномерных инструментов, которые под-
вергаются правке в горячем состоянии немедленно после извле-
чения их из масла при температуре около 300° С; при закалке
отдельных видов крупногабаритных инструментов сложной формы
(например, угловых модульных фрез диаметром 200—300 мм),
которые во избежание трещин иногда закаливают в масле, имею-
щем температуру 150° С, и охлаждают вместе с ним со скоростью
20—40° С/ч до 50—40° С, а затем немедленно подвергают отпуску.
Закалка с охлаждением на воздухе. Охлаждение на воздухе
инструментов из быстрорежущих и высокохрсмистых сталей обес-
печивает получение необходимой твердости. Однако красностой-
кость инструментов из быстрорежущей стали в данном случае
оказывается недостаточной вследствие уменьшения легирован-
ное™ твердого раствора. В связи с этим охлаждение на спокойном
воздухе можно применять только для инструментов из быстро-
режущей стали диаметром или толщиной не более 5 мм.
Ступенчатая закалка заэвтектоидных инструментальных ста-
лей. Чтобы уменьшить скорость охлаждения в мартенситном
интервале и резко снизить закалочную деформацию инструментов
из углеродистых и низколегированных сталей, применяют сту-
пенчатую закалку с кратковременной выдержкой в горячей среде,
а затем на воздухе. Температуру «ступеньки» выбирают для этих
сталей на 20—30° С выше мартенситной точки, пользуясь С-диа-
граммой. Время выдержки инструментов в горячей среде (длина
ступеньки) должно быть меньше инкубационного периода при
соответствующей температуре [61 ].
Практически при ступенчатой закалке инструментов из ста-
лей 9ХС, ХВСГ и ХВГ температуру охлаждающей среды поддер-
189
живают на уровне 160—220° С, а время выдержки при этой тем-
пературе выбирают равным времени окончательного нагрева под
закалку. В частности, этот способ закалки широко применяется
для круглых плашек и некоторых видов разверток..
В качестве охлаждающей среды при ступенчатой закалке ука-
занных сталей могут быть использованы смеси солей и щелочей,
приведенные в табл. 37. Из них особенно широко применяются при
обычной ступенчатой закалке смесь, содержащая 50% KNO3 +
+ 50% NaNO2, и при так называемой светлой закалке смесь,
содержащая 20% NaOH + 80% КОН с добавкой 6% Н2О; ис-
пользование последней для охлаждения после нагрева в среде
50% КС1 + 50% NaCl обеспечивает получение достаточно свет-
лой поверхности закаливаемых инструментов. Охлаждающая спо-
собность расплавленных солей при 200° С примерно равна охла-
ждающей способности масла при 20° С. Однако следует иметь
в виду, что достаточно высокая в начальный период работы охла-
ждающая способность свежих смесей азотно- и азотистокислых
солей с течением времени постепенно понижается, что обусловлено
испарением кристаллизационной воды и разложением этих солей
при внесении в них нагретых до 800—900° С инструментов. В связи
Таблица 37
Составы солей и щелочей для охлаждения при ступенчатой закалке
инструментов из углеродистых и низколегированных сталей
Состав ванн, % по массе	Темпера- тура пла- вления, °C	Температур- ный интер- вал примене- ния, °C	Назначение	Литера- турный источник
Смеси 55 KNO3 + 45 NaNO2 50 KNO3 + 50 NaNO2* 40 KNO3 + 60 NaNO2 50 KNO3 + 50 NaNO3**	азотно- i 137 145 172 220	ч азотнокисл1 155—550 160—550 190—550 240—550	ях солей Для ступенчатого охлаждения при обычной ступен- чатой закалке	[81, 123] [81, 123] [81] [147]
Смеси едких щелочей
35 NaOH + 65 КОН	155	180-350	Для охлаждения	[88]
с добавкой 3—6 Н2О 25 NaOH + 75 КОН	170	200—350	при светлой за-	
25 NaOH + 75 КОН с добавкой 4—6 Н2О	140	160—250	калке	[26]
Смесь щелочи с карбонатом
44 NaOH + 56 Na2CO3 I - I 300-500 I	I [75]
* Рекомендуемые составы ванн.
** Может применяться в случае закалки на пониженную твердость.
190
с этим для поддержания высокой
охлаждающей способности солей,
применяемых для охлаждения при
ступенчатой закалке инструментов
из углеродистых и низколегирован-
ных сталей, эти смеси периодически
полностью или частично заменяют.
К серьезным недостаткам рас-
плавов щелочей, обусловленным
теми же причинами, помимо пони-
жения их охлаждающей способности
относится заметное снижение жид-
котекучести. Последнее вызывается
растворением в щелочи углекислоты
из окружающей атмосферы и за-
грязнением ее окислами металлов
и хлоридами, заносимыми из соля-
ных ванн нагрева.
Жидкотекучесть щелочи может
быть в какой-то мере восстано-
влена добавлением воды, систе-
Выдер>кка,мин
Рис. 128. Схема'способов'ступен-
чатой закалки ~ быстрорежущей
стали (tK — температура окон-
чательного нагрева):
1	— обычная ступенчатая закалка;
2	— высокоступенчатая закалка
матическим удалением осадка и введением свежих порций
щелочи.
Недостатком щелочи является также ее раздражающее дей-
ствие на кожу, слизистые оболочки и глаза работающих, в связи
с чем применение этого вида закалочной среды возможно только
при наличии в термическом цехе достаточно мощной приточно-
вытяжной вентиляции.
Ступенчатая закалка быстрорежущих и высокохромистых ста-
лей. При обычной ступенчатой закалке инструменты из этих
сталей охлаждаются в жидкой среде с выдержкой в зоне А
(рис. 128, кривая 1) при температуре 400—550° С, отвечающей
области наибольшей устойчивости переохлажденного аустенита
[120]; продолжительность выдержки при этой температуре вы-
бирают равной времени окончательного нагрева, а дальнейшее
охлаждение производят на воздухе. При охлаждении в этих усло-
виях удается предупредить выделение дисперсных карбидов
из аустенита и их последующую коагуляцию и тем самым избе-
жать снижения теплостойкости и режущих свойств. В качестве
охлаждающей среды при данном способе закалки обычно исполь-
зуют калиевую селитру или ее смеси с едким натром, указанные
в табл. 38. Особенно широкое применение для этой цели получила
смесь 70% KNO3 + 30% NaOH. По имеющимся данным, введе-
ние едкого натра оказывает положительное влияние на свойства
селитры, несколько снижая ее воздействие на металл и препят-
ствуя ее загустеванию при эксплуатации. Однако селитра и
в этом случае продолжает оставаться взрыво- и пожароопасной;
она активно взаимодействует с нагретым металлом и вызывает
191
Таблица 38
Составы солей и щелочей для охлаждения при ступенчатой закалке
инструментов из быстрорежущих и высокохромистых сталей
Условное обозначение	Состав ванн, % по массе	Темпера- тура плавле- ния, °C	Температур- ный интервал применения, °C	Литера- турный источник
Соли и щелочи для обычной ступенчатой закалки
С100	100 KNO3*	337	350—560	[113—
		100 NaNO3	317	340—560	116] [123]
С85Щ15	85 KNO3 + 15 NaOH	320	350—560	[116
С70Щ30	70 KNO3 + 30 NaOH *	325	350—560	[116]
Б30Н20Ц50	30 BaCl2 + 20 NaCl + 50 CaCl2	450	500—675	[116]
—	40 NaOH + 25 NaCl + .	—	500—600	[81]
С50Т50	+35 Na2CO3 50 KNO3 + 50 NaNO2	140	220—250	[81]
Соли для высокоступенчатой закалки
БНК	50 BaCl2 + 25 NaCl + 25 KC1 *	585	600—675	[20, 85,
				116]
	48 BaCl2 + 30 KC1 + 22 NaCl *	552 **	580—675	[136,
				142]
* Рекомендуемые составы солей.
** Для .получения этой температуры плавления компоненты данной смеси соЛей
должны быть тщательно прокалены при температуре не менее 600° С.
окисление, а иногда и разъедание поверхности обрабатываемых
инструментов, что приводит к браку.
|Применяемые иногда в качестве охлаждающей среды смеси
солей типа Б30Н20Ц50 [116], содержащие хлористый кальций,
обладают повышенной гигроскопичностью, неудобны в хранении
и могут вызывать коррозию закаливаемых изделий. Использова-
ние других более тугоплавких смесей солей, не имеющих указан-
ных недостатков, ограничено обязательным требованием приме-
нения их при температурах не выше 550° С. Вместе с тем, хотя
обычная ступенчатая закалка имеет несомненные преимущества
перед закалкой в масле, так как значительно снижает внутренние
напряжения и способствует уменьшению брака по трещинам и
деформациям, она далеко не полностью и’Недостаточно решает
эту задачу, особенно в случае закалки прецизионных и длинно-
мерных инструментов с нешлифуемым профилем и др.
В качестве другого вида ступенчатой закалки рекомендуется
закалка с охлаждением в жидкой среде состава 50% KNO3 +
+ 50% NaNO2 с длительной выдержкой при 250—220° С, что
уменьшает деформацию инструментов, в частности сверл [17].
В целях устранения перечисленных недостатков был разработан
192
[20, 85 ] способ так называемой высокоступенчатой закалки ин-
струментов из быстрорежущих и высокохромистых инструмен-
тальных сталей, который может быть распространен на некоторые
другие стали, имеющие повышенную устойчивость переохлажден-
ного аустенита. Высокоступенчатая закалка принципиально отли-
чается от обычной ступенчатой закалки тем, что охлаждение
инструментов из быстрорежущей и других высоколегированных
сталей производится в более высокорасположенной зоне Б, охва-
тывающей интервал температур 600—675° С (рис. 128, кривая 2).
Выдержка в данной области, во-первых, должна быть достаточ-
ной, чтобы охладить нагретые под закалку инструменты из ука-
занйых сталей до температуры среды. Во-вторых, учитывая, что
на диаграмме изотермического превращения переохлажденного
аустенита область Б ограничена справа кривой начала перлит-
ного распада, необходимо, чтобы выбираемая для практических
целей выдержку в этой области не приводила еще к выделению
из аустенита и последующей коагуляции избыточных карби-
дов М6С.
В исследованиях [20,21,85] было изучено влияние высоко-
ступенчатой закалки на структуру и свойства сталей Р18, Р6М5,
Р6М5К5, Р12, Р6МЗ, Р12МЗФ2К8, Р8МЗК6С и Р9М4К8 после
закалки и отпуска. Данные о структуре, физических и механиче-
ских свойствах (рис. 129—133) и теплостойкости (рис. 134), полу-
ченные при широком изменении температуры охлаждающей среды
и выдержки в ней образцов в процессе выполнения высокосту-
пенчатой закалки, показывают, что допустимая выдержка инстру-
ментов в охлаждающей среде при 600—650° С составляет 60 мин,
при 675° С — 30 мин. Это вполне достаточно для практического
применения данного способа закалки, так как расчетная выдержка
при закалке любых инструментов, а следовательно, и выдержка
их в охлаждающей среде не превышает 15 мин. В табл. 39 пред-
ставлены конкретные значения металловедческих характеристик
некоторых из перечисленных выше быстрорежущих сталей, полу-
ченные непосредственно после высокоступенчатой закалки с охла-
ждением в средах с температурой 600—675° С при указанных выше
допустимых максимальных выдержках, а также после отпуска и
определения теплостойкости путем дополнительного, нагрева при
620° С в течение 4 ч. Значения всех этих характеристик соответ-
ствуют требуемым для данных сталей.
Помимо указанных выше металловедческих исследований,
были проведены стойкостные испытания инструментов из сталей
Р18, Р12, Р6МЗ, Р6М5, Р6М5К5 и Р9М4К8, подвергнутых высоко-
ступенчатой закалке с охлаждением в средах с температурой
600—675° С и для сравнения с температурой 400—550° С и вы-
держкой, равной времени нагрева. Стойкостные испытания про-
водились на резцах, резцовых пластинках методом точения и тор-
цового фрезерования, спиральных сверлах с Цилиндрическим и
коническим хвостовиком, концевых фрезах и метчиках.
7 Смольников Е. А.	193
о s
g В £
%
30 £
25?
20 -
ю L
Нс, э
94Г
92
90
88
86 к
рч10"60м-м
£
Юмин
60 3
30 мин
ЗОмин
60мш\
5 мин
0,68
0,66
0,64
0,62
• 500 550, 600	650	°C *
Температура охлаждающей,
среды
$
Рис. 129. Влияние условий охлажде-
ния при закалке на количество оста-
точного аустенита, механические и
физические свойства стали Р18. (На
этом рисунке и рис. 130—136 цифры
у кривых обозначают выдержку в охлаждающей среде):
а — закалка от 1280° С; б — закалка от 1280° С 4- трехкратный отпуск при
560° С по 1 ч
Результаты стойкостных испытаний, выполненных на различ-
ных инструментах в лабораторных и производственных условиях,
подтвердили выводы, полученные при металловедческих исследо-
ваниях, о возможности и целесообразности повышения темпера-
туры ступени охлаждения при закалке с 400—550 до 600—675° С
при условии, что выдержки при этих температурах не превышают
указанные выше.
В работе [100] было установлено, что для стали Р6М5 во избе-
жание потери ею твердости и теплостойкости возможность при-
менения высокоступенчатой закалки ограничена определенными
размерами образцов и инструментов. Предельным размером для
сплошных цилиндров или таких видов концевого инструмента,
как протяжки, развертки и др., является диаметр 65 мм. Для кон-
цевых инструментов, имеющих более развитую поверхность,
максимально допустимый диаметр, позволяющий применять вы-
сокоступенчатую закалку, будет больше, чем для сплошного ци-
линдра, и может определяться с помощью коэффициента изрезан-
ное™ 7<и конкретного инструмента, приведенного в табл. 20.
194
Температура шакоакнцеа среоы
Рис. 130. Влияние условий охлаждения при закалке на твердость быстроре-
жущих сталей различного состава после отпуска:
а — Р12; б — Р6МЗ; в — Р9Ф5; г - Р14Ф4; д — Р9К10; е — Р18К5Ф2
Рис. 131. Влияние условий охлаждения при закалке на количество остаточного
аустенита и удельное электросопротивление быстрорежущих сталей различ-
ного состава:
а — Р12; б - Р6М5; в & Р9Ф5
7*
195
CO
O>
Таблица 39
Свойства, полученные после высокоступенчатой закалки с охлаждением в среде с температурой 600—675° С
и после отпуска быстрорежущих сталей	\
X ар актер истики	Р18	Р12	Р6МЗ	Р9Ф5	Р12Ф2К8МЗ	Р2Ф2К8М6	Р6М5К5	Р6М5	Р8МЗК6С	11Р8МЗ	Р9М4К8
Величина аустенит- ного зерна, балл по ГОСТ 5639—65 . .	10—11	10—11	10 — 11	10 — 11	10 — 11	10—11	10 — 11	10 — 11	10 — 11	10 — 11	10—11
Твердость HRC:											
после закалки	62—64	62—64	62—64	62—64	63,5—65	64 — 65	63—65	63 — 64	63—65	62—63	64 — 65
после отпуска	62,5—65	63—65	63—65	63—65	65—66	65—67	64—66	63—65	64—67	65—66	66,5—67,5
Количество остаточ- ного аустенита после закалки, % . . . .	25—29	26—28	24—26	33—35	34—36	22—23	26—30	32—33	44—45	35—39	28—30
Удельное электросо- противление, мкОм • см:											
после закалки	66 — 69	64—66	64—66	64—66	79 — 80	72—75	73—75	71—72	82 — 88	69—70	—
после отпуска	50—51	48—50	47—49	47—48	59—60	54—56	59—62	54—57	60 — 62	50—54	—
Теплостойкость при 620° С в течение 4 ч (ГОСТ 19265—73)	58—60	59—60	59 — 60	>61,5	62 — 63	59—60	58,5—60,5	58—60	60—61,5	59—61	>61
Предел прочности при изгибе, МПа	3000 — 3300	3100 — 3500	3300 — 3400	—	2250 — 2610	2710 — 2990	3530— 3580	ЗОЮ — 3210	1800 — 2080	2830— 2910	2400—2550
Ударная вязкость, кДж/м2 .* . . .	—	—	—	—	—	**	310—350	340—370	160-190	290—320	140 — 160
Для насадных инструментов из этой стали, имеющих сравнительно
небольшую толщину стенок, это ограничение практически не имеет
места. В работе [100] было также показано, что высокоступенча-
тую закалку можно успешно применять и для высокохромистых
инструментальных сталей Х12М, Х6ВФ, 6Х6ВЗСМФ и др. Однако,
учитывая значительно меньшую устойчивость переохлажденного
аустенита в этих сталях по сравнению с быстрорежущими ста-
лями, время выдержки инструментов из этих сталей в жидкой
среде при 600—650° С должно составлять от 1/4 до 1/2 времени
окончательного нагрева.
Применение высокоступенчатой закалки по указанным режи-
мам при термической обработке резьбонакатного инструмента
из высокохромистых сталей позволяет значительно уменьшить
изменение диаметра его посадочного отверстия, шага резьбы и
тем самым снизить припуски на шлифование.
Преимущества высокоступенчатой закалки. Высокоступенча-
тая закалка с охлаждением при 600—675° С имеет следующие су-
щественные преимущества перед закалкой с охлаждением при
400—550° С:
а)	вследствие уменьшения разности в температурах нагрева и
охлаждения снижаются термические напряжения и благодаря
этому резко уменьшаются брак по закалочным трещинам, дефор-
мация изделий, в том числе изменение размеров посадочных отвер-
стий у червячных, резьбовых и других насадных фрез [101];
б)	вследствие повышения температуры ступени охлаждения
с 400—550 до 600—675° С становится возможной замена калиевой
селитры более тугоплавкими, но нейтральными относительно ме-
талла хлористыми солями, что позволяет полностью исключить
разъедание поверхности закаливаемых инструментов и облегчает
процесс их последующей очистки от солей;
в)	позволяет отказаться от охлаждающих ванн, содержащих
едкие щелочи, в результате чего значительно улучшаются усло-
вия труда;
г)	несколько повышается абсолютная величина механических
характеристик быстрорежущих сталей (ударная вязкость, предел
прочности при изгибе) при сохранении высокой легированности
твердого раствора и высоких значений теплостойкости;
д)	в некоторых случаях уменьшается число отпусков, напри-
мер, для сталей Р6М5 и Р6М5К5 с 3 до 2 без ухудшения механиче-
ских и режущих свойств инструментов.
Некоторые особенности выбора оборудования и приспособле-
ний для высокоступенчатой закалки. Для выполнения охлажде-
ния в узком интервале температур 600—675° С должно приме-
няться оборудование, которое позволяет быстро расплавлять туго-
плавкие смеси хлористых солей; имеет достаточно большой объем
рабочего пространства во избежание перегрева охлаждающей
среды выше 675° С вследствие избытка теплоты, вносимой в ванну
нагретыми инструментами; оснащено аппаратурой и приборами
198
для автоматического регулирования и записи температуры охла-
ждающей среды в пределах ±5° С вблизи верхней границы допу-
стимого интервала температур.
В условиях единичного или мелкосерийного производства для
указанной цели может быть использовано оборудование любого
типа, удовлетворяющее указанным требованиям: в условиях мас-
сового и крупносерийного производства для охлаждения при вы-
сокоступенчатой закалке обычно применяют электродные соляные
ванны достаточно большой мощности (60—140 кВт). Конструкция
приспособлений, используемых при высокоступенчатой закалке,
должна обеспечивать неплотную загрузку инструментов и сво-
бодное омывание его поверхности расплавами солей. Это создает
условия для быстрого и равномерного нагрева и охлаждения до
температур 600—675° С с целью получения высоких и стабильных
свойств обрабатываемого инструмента.
6.	ЗАКАЛКА КОНЦЕВЫХ ИНСТРУМЕНТОВ
ИЗ БЫСТРОРЕЖУЩЕЙ СТАЛИ,
СОВМЕЩЕННАЯ С МЕХАНИЗИРОВАННОЙ ПРАВКОЙ
Сверла, протяжки и многие другие концевые инструменты
сложной конфигурации еще во время их механической обработки
приобретают иногда значительную кривизну.
В процессе закалки под влиянием возникающих при нагреве
н охлаждении структурных напряжений, вызванных различием
в удельных объемах перлита, аустенита и мартенсита, и термиче-
ских напряжений, обусловленных большой разницей в темпера-
туре нагретых инструментов и охлаждающей среды, деформация
этих инструментов, проявляющаяся главным образом в значи-
тельном короблении, резко возрастает. Для устранения коробле-
ния закаленных инструментов прибегают к тому или иному спо-
собу правки, которую выполняют в основном после закалки,
реже после отпуска.
Ручная правка закаленных инструментов из быстрорежущей
стали, осуществляемая в холодном состоянии, малоэффективна,
гак как выпрямление их достигается вследствие создания равно-
мерных напряжений в поверхностных слоях, при снятии которых
во время шлифования или в результате старения инструменты
могут снова искривляться. Применение ручной правки в горячем
состоянии — при подогреве инструментов газовой горелкой не
выше 600° С — существенно уменьшает данный дефект, но этот
вид правки является весьма трудоемкой операцией, которая
к тому же не всегда полностью достигает указанной цели. В связи
с этим в инструментальной промышленности в последние годы
широко применяется прогрессивный метод механизированной
правки непосредственно в процессе закалки. В основу метода
положено следующее теоретическое положение: так как дефор-
мация инструментов в процессе закалки является следствием
199
структурных и термических напряжений, возникающих в про-
цессе нагрева и охлаждения, необходимо, чтобы в конечный
период процесса, когда в стали протекает мартенситное превра-
щение, эти инструменты находились в зажатом состоянии и оста-
вались бы в таком положении до полного охлаждения [102].
Это позволяет не только устранить имевшуюся в исходном состоя-
нии кривизну, но и предупреждает закалочную деформацию.
В связи с этим создан и в последние годы довольно широко
применяется в инструментальной промышленности прогрессивный
метод механизированной правки некоторых концевых инструмен-
тов из быстрорежущей стали, в частности сверл с цилиндрическим
и коническим хвостовиком и протяжек, непосредственно в про-
цессёПвЕшилнения ибьТТОби™ступенчатой закалки. После нагрева
под закалку до общепринятых температур сверла или протяжки
переносятся в жидкую среду с температурой 400—450 или 300° С,
где выдерживаются до тех пор, пока не примут температуру дан-
ной среды, а затем для последующего охлаждения и правки
поступают в специальную закалочно-правильную установку; здесь
они помещаются между валками машины, один из которых под-
пружинен, благодаря чему сверло или протяжка зажаты. Из-за
сложной формы эти инструменты должны иметь контакт с пра-
вильным устройством по всей наружной поверхности; это дости-
гается вращением их в процессе правки с помощью специального
механизма. Во время нахождения сверл или протяжек в машине
в зону правки подается охлаждающая жидкость; для сверл диа-
метром 3—8 мм с этой целью используется индустриальное масло,
например И-20А, или водный нитритно-содовый раствор, содер-
жащий 3,6% NaNO2 + 0,9% Na2CO3, обеспечивающий интен-
сивное охлаждение без появления коррозии; для сверл диаме-
тром 10—20 мм в качестве охлаждающей жидкости используется
С/пндУстрйаДьное масло, например И-20А. Поданным работы [102],
’"температура сверл в начале правки должна быть не менее 200—
250° С (во избежание сколов по ленточкам); правка сверл должна
производиться до тех пор, пока их температура не достигнет
20—30° С; усилие правки должно составлять 300—800 Н; частота
вращения сверл должна быть не менее 96—128 с"1. Так как сверла
и протяжки находятся в зажатом состоянии в течение всего вре-
мени прохождения интервала температур мартенситного превра-'
щения, то при механизированной правке указанным способом
практически полностью устраняется закалочная деформация;1
после отпуска она лишь незначительно возрастает; инструмент,
выправленный в этих установках, при длительном хранении]
не искривляется.
В охлаждающих ваннах, используемых при 400—550° С,
обычно применяется калиевая селитра, при 300° С — смесь солей:]
С55Т45 состава 55% KNO3 + 45% NaNO2, обладающая хорошей!
жидкотекучестью; для ускорения удаления соли валкам сооб-|
щается различная скорость вращения.	I
200	1
7.	ЗАКАЛКА КРЕПЕЖНОЙ ЧАСТИ ИНСТРУМЕНТОВ
У цельных и сварных инструментов с достаточно длинным
хвостовиком закаливают раздельно их рабочую и крепежную
части — хвостовики, лапки и квадраты. У цельных инструментов
из углеродистых, низколегированных и быстрорежущих сталей
закалка хвостовиков может' производиться как после, так и до
отпуска. У сварных инструментов, имеющих рабочую часть
из быстрорежущей стали и хвостовую часть из стали 45, закалку
квадратов и лапок хвостовика в большинстве случаев производят
после отпуска. Это объясняется тем, что при температуре отпуска
560—570° С твердость закаленной стали 45 становится меньше
допустимых значений HRC 30—50, лишь для мелкого инструмента
возможен обратный порядок операций (например, для сверл с ко-
нусом Морзе № 1, имеющих толщину лапки 5,2 мм). При закалке
крепежной части инструмента применяются два принципиально
различных вида нагрева: нагрев в расплаве солей при 780—820° С
для стали У12, при 860—880° С для стали 9ХС и при 830—860° С
для стали 45 [1] или нагрев токами высокой частоты.
При закалке хвостовики из низколегированных сталей охла-
ждают обычно в расплавах солей или щелочей при 160—180° С,
реже в масле, а хвостовики из стали У12А и 45 подвергаются пре-
рывистому охлаждению в воде с самоотпуском. У цельных инстру-
ментов небольшой длины рабочая и хвостовая части чаще зака-
ливаются вместе, после чего хвостовая часть подвергается отпуску
путем нагрева в жидкой среде. В условиях закалки на автомати-
зированном оборудовании, где глубина погружения инструмента
в солевой расплав строго ограничена, иногда закалку хвостовика
производят перед закалкой рабочей части [116]. Изготовление
хвостовиков сварных инструментов из новых конструкционных
сталей типа 27Х1МФ1Б и 30Х1МФ1Б дает возможность произво-
дить одновременную закалку рабочей и хвостовой частей этих
инструментов от обычных для быстрорежущих сталей температур
1200—1280° С без существенного перегрева хвостовика и позво-
ляет после двух-трехкратного отпуска при 560° С или последую-
щего цианирования получить требуемую для него твердость
URC 40—45.
Это означает также, что инструменты с хвостовиками из стали
27Х1МФ1Б при азотировании в жидких средах можно полностью
погружать в солевой расплав, не опасаясь падения их твердости
ниже указанного уровня. В тех же целях для хвостовиков свар-
ных инструментов может быть использована значительно менее
легированная конструкционная сталь 50ХФА, если несколько
изменить условия закалки этих инструментов. Автором и
А. Н. Гуськовой установлено, что если при закалке от 1220° С
сварных заготовок с хвостовиком из стали 50ХФА температуру
ступени охлаждения понизить с обычной для быстрорежущей
стали температуры 400—650° С до 160—170° С, то твердость хво-
201
Таблица 40
Нормы времени окончательного нагрева корпусов сборного инструмента
из стали 40Х при закалке с 850° С
Размеры изделия, мм			Выдерж- ка, мин	Размеры изделия, мм			Выдерж- ка, мин
D	d	в		D	d	В	
К дисковым фрезам				К цилиндрическим фрезам			
71	27	10—12 14—18 21	.5 6 7	62	27	50 80 105	7 8 9 .
86—90	27	12 16—18 24	6 7 *8	79	32	50 75 105	9 10 11
9	32	16—18 12	7 6	92	32	40	10
				99	40	50 80 105	11 12 13
111—115	32	10 14—16 >	21 28	5 7 8 10				
				115	40	50	12
				124	50	75 105	14 15
115	10	10 14—16 21	5 7 8				
				150	50	50	14
				186	60	50	15
144—150 154 161 169 173 197 205 230 250 270 288 318	40 К червячн 40 40 40 40 50 50 60 70 70 70 80	12 16 18 24 30 ым фрезам 139 151 182 187 207 231 270 300 325 345 365	6 7 8 10 11 ! 20 21 23 24 26 29 31 33 36 40 43				
				236 70 90 115 150 186 236 242 312 392 392 392 392 622 622	60 К торцов 27 32 40 50 50 50 128,6 128,6 128,6 221,4 128,6 221,4 128,6 221,4	65 ым фрезам 30 34 34 87 87 87 55 60 80 80 80 80 80 80	20 ! 7 9 10 16 19 22 14 18 24 21 27 26 29 29
202
стовой части из стали 50ХФА в закаленном состоянии повысится
с обычной HRC 30—32 до HRC 52—55, а после двух-,трехкрат-
ного отпуска при 560° С с HRC 30—32 до HRC 40.
Естественно, что степень перегрева стали 50ХФА при' за-
калке по режиму быстрорежущей стали будет выше, чем стали
27Х1МФ1Б, что приведет к некоторому снижению механических
свойств хвостовиков. Однако для инструментов, у которых это
снижение прочности хвостовиков несущественно, использование
стали 50ХФА на хвостовиках сварных инструментов при условии
закалки их с охлаждением в среде с температурой 160—170° С,
обеспечивающее сохранение высокой твердости HRC 40 после
отпуска, будет не только допустимым, но и целесообразным,
учитывая, что эта сталь является сравнительно дешевой и широко
применяется в промышленности.
8.	ЗАКАЛКА КОРПУСОВ СБОРНОГО
ИНСТРУМЕНТА
Корпуса сборных фрез и разверток имеют обычно сложную
конфигурацию, повышающую склонность к образованию закалоч-
ных трещин и значительной деформации при закалке. В связи
с этим для изготовления их обычно используют конструкционные
легированные стали, например стали 40Х, 50ХФА и др., которые
закаливают в соляных ваннах с нагревом до 830—850° С, с вы-
держками, указанными в табл. 40, и охлаждением в таких мягких
средах, как масло или чаще расплавы солей или щелочей с темпе-
ратурой 160—180° С. Наличие хрома в этих сталях дает возмож-
ность получать в этих условиях твердость HRC 45—55, что позво-
ляет в результате последующего отпуска при 425—525° С с вы-
держкой 1—1,5 ч достичь заданной твердости HRC 30—45.
Г лава IX
ОТПУСК ИНСТРУМЕНТОВ
Цель и условия проведения отпуска закаленных металлорежу-
щих и накатных инструментов определяются химическим соста-
вом стали, из которой изготовлен данный инструмент, назначе-
нием последнего и требуемой твердостью.
1.	ОТПУСК ИНСТРУМЕНТОВ ИЗ УГЛЕРОДИСТЫХ
И ЛЕГИРОВАННЫХ СТАЛЕЙ
Почти все режущие инструменты, изготовленные из этих ста-
ней, подвергаются отпуску при низких температурах 140—180° С
с выдержкой 1—2 ч. К данной категории инструментов относятся
сверла, развертки, метчики и др., твердость которых после от-
пуска должна быть не менее HRC 61 (для мелкоразмерных инстру-
ментов HRC 60). Лишь немногие инструменты, например круглые
плашки, которые после отпуска должны иметь более низкую
твердость (HRC 58—62), отпускают при более высокой темпера-
туре 180—200° С с выдержкой 1 ч. Такой низкий отпуск обеспе-
чивает сохранение необходимой для этих инструментов высокой
твердости, но приводит вместе с тем к существенному повышению
их вязкости, что является следствием уменьшения степени тетра-
гональное™ решетки мартенсита и частичного снятия внутренних
напряжений, возникших во время закалки; в результате резко
снижается опасность образования трещин при последующем шли-
фовании инструментов.
При выборе среды для отпуска инструментов из углеродистых
и низколегированных сталей исхоцят из того, что наиболее благо-
приятным является использование для данной цели расплавлен-
ных солей, применение которых надежно гарантирует равномер-
ность нагрева, поддержание температурь! среды в достаточно узком
интервале ±5° С и дает возможность осуществлять местный от-
пуск на заданной длине. В качестве среды для отпуска при указан-
ных температурах рекомендуется использовать расплав С50Т50,
содержащий 50% KNO3 + 50% NaNO2 (см. табл. 38). Иногда
для этой цели используют различные масла, однако их примене-
ние менее желательно, так как требуется последующая весьма
продолжительная и трудоемкая операция обезжиривания; кроме
того, масла опасны в пожарном отношении и загрязняют цех.
204
2.	ОТПУСК ИНСТРУМЕНТОВ
ИЗ ВЫСОКОХРОМИСТЫХ СТАЛЕЙ
Резьбонакатные и другие инструменты из сталей Х6ВФ, Х12Ф1
и Х12М отпускают обычно в соляных ваннах состава С50Т50,
выбирая температуру отпуска в зависимости от требуемой твер-
дости, указанной в табл. 42; в основном применяется отпуск
при 140—200° С, и лишь для стали Х6ВФ при необходимости
получения твердости HRC 58—60 отпуск при 225—400° С; в этом
случае становится возможным использование для данной цели
ряда солей, указанных в табл. 37, например соли состава 50%
KNO3 + 50% NaNO3, имеющей температуру плавления 220Q С.
Таблица 41
Время прогрева образцов тс. п и выделения карбидов из аустенита
(Ти. в) при отпуске некоторых быстрорежущих сталей. Образцы
размером 6X6X60 мм [103]
Темпера- тура от- пуска, °C	Число отпусков для сталей		Допустимая выдержка тобщ при каждом от- пуске, мин	тс. п	ти. в — = Т-ОбЩ	тс-п
	Р6М5 и Р6М5К5	Р9М4К8			
560	2	3	45	1,5 мин *	43,5 мин
580	2	3	20	1 мин *	19 мин
600	2	3	10	45 с*	9 мин 15 с
630	2	3	5	1 мин 15 с **	3 мин 45 с
♦ При нагреве в расплаве состава 100% KNO3.
*♦ При нагреве в расплаве состава 50% ВаС12 + 25% КС1 +25% NaCl.
3.	ОТПУСК ИНСТРУМЕНТОВ
ИЗ БЫСТРОРЕЖУЩЕЙ СТАЛИ
Одним из главных назначений отпуска закаленных инстру-
ментов из быстрорежущей стали является возможно более полное
превращение остаточного аустенита, резко снижающего режущие
свойства инструмента; по данным работы [1151, его количество
после отпуска не должно превышать 2—3%. Кроме того, при про-
ведении этого процесса должен быть обеспечен отпуск мартенсита
закалки и образовавшегося вторичного мартенсита, а также сня-
тие внутренних напряжений, возникших при закалке инструмен-
тов. В результате отпуска твердость быстрорежущей стали или
не изменяется, или немного повышается вследствие дисперсион-
ного твердения мартенсита и распада остаточного аустенита.
Лучше всего указанные цели достигаются многократным отпу-
ском, поскольку распад остаточного аустенита происходит в про-
цессе охлаждения от температуры отпуска, начиная от точки Мн
вторичного мартенситного превращения.
205
В настоящее время в зависимости от выбранных условий про-
ведения процесса многократный отпуск инструментов из быстро-
режущей стали условно разделяют на обычный и кратковремен-
ный. Обычным или классическим считают многократный отпуск,
выполняемый при температуре 550—570° С и состоящий из двух
или трех (иногда четырех) нагревов до указанной температуры,
с выдержками по 1 ч и последующим охлаждением на спокойном
воздухе или сжатым воздухом до температуры 20—50° С.
В качестве среды нагрева при обычном отпуске инструментов
из быстрорежущей стали используются калиевая селитра или
смеси ее со щелочами С85Щ15 и С70Щ30 (см., табл. 38). Темпера-
тура и число отпусков в указанных пределах изменяются в зави-
симости от химического состава стали и режима закалки, которые
определяют состав твердого раствора, его устойчивость во время
выдержки при температуре отпуска, а следовательно, и конечные
результаты данной операции. Если превращение остаточного
аустенита протекает в течение первого и второго отпусков, то
в процессе третьего отпуска происходит снятие напряжений
мартенсите, образовавшемся при первом и втором отпусках.
Для инструментов из вольфрамовых сталей Р18, Р12 и Р9
применяют обычно трехкратный отпуск при 560° С с выдержкой
по 1 ч. Почти все вольфрамомолибденовые и многие вольфрамомо-
либденокобальтовые быстрорежущие стали отпускают при той же
температуре 560° С, но число отпусков уменьшают до 2—3; наобо-
рот, более устойчивые против отпуска стали с высоким содержа-
нием ванадия и кобальта подвергают трех-,четырехкратному от-
пуску при температуре 570° С.
В последние годы широкое распространение в промышленности
получил кратковременный отпуск, выполняемый при более высо-
ких температурах, но с более короткой выдержкой при нагреве.
В работе [55] установлено, что, например, для сталей Р18 и Р9
равноценными по результатам являются двукратный отпуск
при 580° С 30 мин и при 600° С 10—15 мин и обычный трехкратный
отпуск при 560° С по 1 ч. На основе изучения структуры и свойств
стали Р6М5 показано, что для этой стали следует производить
двукратный отпуск при 580° С с выдержками по 20 мин [56].
Показано также, что для упомянутых выше высокованадиевых
и некоторых кобальтовых сталей кратковременный отпуск может
производиться при более высоких температурах: 600—620° С
с выдержками 20—10 мин.
В работе [103] была изучена возможность дополнительного
сокращения выдержки при кратковременном отпуске сталей Р6М5,
Р6М5К5 и Р9М4К8 за счет дальнейшего повышения температуры
отпуска. Изучение влияния этих факторов на изменение твер-
дости, количества остаточного аустенита, удельного электросо-
противления (рис. 135—137), а также прочности при изгибе позво-
лило определить следующие допустимые режимы ускоренного
отпуска вышеуказанных сталей в расплавленных солях: для ста-
206
Рис. 135. Режимы отпуска стали Р6М5, обеспечивающие сохранение твердости
HRC 64—63 (а), количества остаточного аустенита не более 3% (б) и удель-
ного электросопротивления р = 52 мкОм*см (в). Закалка от 1220° С, охла-
ждение в селитре (t = 450° С)
Рис. 136. Режимы отпуска стали Р6М5К5, обеспечивающие сохранение твер-
дости HRC 64,5—64 (а)и удельное электросопротивление р = 55 мкОм* см (б).
Закалка от 1230° С, охлаждение в селитре (t = 400—450° С)
Рис. 137. Режимы отпуска стали Р9М4К8, обеспечивающие сохранение твер-
дости HRC 67 (а)^и удельное электросопротивление р = 57 мкОм-см (б). За-
калка от 1225° С, охлаждение в селитре (/ = 400 — 450 °C)
207
лей Р6М5 и Р6М5К5 при 580° С 2 раза по 20 мин, или при 600° С
2 раза по 10—15 мин, или при 620—630° С 2 раза по 5—7 мин;
для стали Р9М4К8 при 580° С 3 раза по 30 мин, или при 600° С
3 раза по 10 мин, или при 620—630° С 3 раза по 5 мин. Для на-
грева при отпуске по этим режимам может быть использована
та же смесь хлористых солей БНК (см. табл. 38), которая приме-
няется для охлаждения при высокоступенчатой закалке.
Как и при нагреве под закалку (см. гл. VIII, п. 3), общее время
нагрева при отпуске тобщ можно рассматривать как сумму вре-
мени сквозного прогрева тс. п использованных экспериментальных
образцов и времени изотермической выдержки ти. в
%бщ == Тс.п “Ь Ти.в"	(48)
Известно, что в закаленных быстрорежущих сталях во время
изотермической выдержки при температуре отпуска происходят
явления, подготавливающие аустенит к последующему превра-
щению в процессе дальнейшего охлаждения и влияющие на полу-
чаемую структуру и твердость. .. В закаленной быстрорежущей
стали, так же как и в углеродистой стали [22], прежде всего сни-
маются последствия фазового наклепа аустенита, вызванные мар-
тенситным превращением при закалке и изменением при этом
удельного объема стали. Происходящее во время выдержки вы-
деление дисперсных карбидов из остаточного аустенита сопро-
вождается обеднением последнего углеродом и легирующими эле-
ментами, вызывающими вторичное мартенситное превращение при
последующем охлаждении [45]. Однако длительность нагрева
при отпуске не должна быть излишней, чтобы не вызвать значи-
тельного развития диффузионной коагуляции выделившихся ча-
стиц [7 ] и недопустимого снижения твердости. Время изотерми-
ческой выдержки при температуре отпуска ти. в, необходимое для
завершения указанных выше процессов, может быть найдено
с помощью вытекающего из формулы (48) выражения
^и.в = %бщ ^С.П-	(49)
В табл. 41 приведены время прогрева экспериментальных образ-
цов тс. п и вычисленное по формуле (49) время ти. в, необходимое
для выделения карбидов из аустенита при выбранных температу-
рах кратковременного отпуска. С повышением температуры от-
пуска время ти. в резко уменьшается. Интересно отметить, что
приведенное в табл. 41 для температуры 560° С время прогрева
образцов 1,5 мин близко к указанному в работе [139] времени
прогрева 2 мин для образцов диаметром 20 йм и высотой 8 мм из
стали ФРГ S-6-5-2 (близкой по составу к отечественной сталиР6М5).
4.	РЕКОМЕНДУЕМЫЕ РЕЖИМЫ ОТПУСКА
И УСЛОВИЯ ИХ ВЫПОЛНЕНИЯ
В табл. 42 приведены рекомендуемые режимы отпуска всех
рассмотренных выше инструментальных сталей. Там же указана
требуемая твердость для этих сталей после отпуска. Для быстро-
208
Таблица 42 Рекомендуемые режимы отпуска инструментальных сталей в соляных ваннах	Твердость после отпус- ка HRC не менее	62 63 63	63 62 62		СО 03 со со		со	63 62 63 63	63 62	со		|	60—64	|	60—65	|	60—64		|	58—63	61—64 58—60		1	58—60	|	58—64
	Число от- пусков	2—3 3 3		2—3 2	3 2—3		со	3—4 2—3 3 3	3 2—3	1	3-4	со	иле стали 1	1					•-1 —1			
	Выдержка	1 ч 20 мин 10 мин	1 ч 1 ч 20 мин		сг у		Р*	1 ч 1 ч 20 мин 10 мин	s* р*	р*	Р*	не и легирован*- |	1—2 ч	|	1 —2 ч	1 1—2 ч		|	1—2 ч	р* р- ОЗ 03		|	1—2 ч	|	1—2 ч
	Температура отпуска. °C	ООО О О 03 со coco	ООО Ь.о о ю со со		570 600		560	о о о о SOOOJ ю со со со	570 	600	|	560—580	|	560	Углеродист* |	140—200	|	140—200	|	140—200		о о 03 1 о	140—200 225—400		о о О1 1 о	|	140—200
	Марка стали	Р14Ф4	Р9Ф5		Р18К5Ф2		Р12Ф4К5	Р10К5Ф5	Р9К5, Р9К10	Р8МЗК6С	1 Р12МЗФ2К8	У12	9ХС		ХВГ	ХВСГ	Х6ВФ		II Х12Ф1	II XI2М
	Твердость после отпус- ка HRC не менее	03 03 СО СО	ОЗ со	ОЗ ОЗ 03 coco со		ОЗ 03 оз СО СОСО		с© со СО со СО со со со	& с©с©с©(©		S со со о		со со		со оз СОСО		со со	СОСО со со		со со
	Число от- пусков			00 ОЗ 03		СО 03 03		2—3 2 2 2	со 1 ОЗОЗОЗ 03		СО 1 ОЗ ОЗ 03 03		2—3		3 	2—3		со	2—3 2		4-е
	Выдержка	оорежущие ста 1 4	1 30 мин 10—15 мин 1		1 ч 30 мин 10—15 мин		1 ч 30 мин [ 10—15 мин		1 ч 20 мин 10 мин 5 мин	1 ч 20 мин 10 мин 5 мин		1 ч 20 мин 10 мин 5 мин		р*		1 ч 15—20 мин		р*	1] 1 ч 20 мин*		р*
	Температура отпуска, °C	g Со 3 tq ООО со оо о Ю LO со		ООО со оо о Ю Ю СО		ООО СО оо о LQLQ СО		" 560 580 600 630	о о о о СО ООО с© L© 1© со СО		560 , 580 600 630		560		570 600		о со	560 580		|	570
	Марка стали	Р18		Р12		о Л		Р6М5	Р6М5К5		Р9М4К8		Р6МЗФЗ		Р18Ф2		Р12ФЗ		10Р6М5К5		Р14Ф4	
209
Таблица 43
Характеристика механических свойств быстрорежущих сталей при
комнатной температуре после закалки и отпуска по обычным режимам
Марка стали	Мо- дуль упру- гости /?, ГПа	Временное сопротив- ление ов	Предел прочности при изгибе аизг	Предел прочности при круче- нии /	Предел текучести при сжа- ТИИ ПСЖ 0,2	Ударная вязкость а, кДж/м2
			МПа			
Р6М5	225	2300—2500	3150—3350	2000—2200	3000—3200	320—380
Р6М5К5	228	1950—2150	2850—3150	1700—1900	3000—3200	230—280
Р9	221	2100—2300	2950—3350	1850—2050	2750—2950	180—220
Р9К5	227	2000—2200	2300—2700	1850—2050	2950—3150	180—220
Р9К10	230	1900—2100	2000—2400	1750—1950	3050—3250	130—170
Р9М4К8	235	1550—1750	2300—2800	1350—1550	3050—3250	130—170
Р12	223	2000—2200	2850—3150	1750—1950	2850—3050	270—330
Р12ФЗ	224	2050—2250	2800—3200	1800—2000	2950—3150	230—280
Р12Ф2К8МЗ	236	1550—1750	2250—2750	1400—1600	3050—3250	130—170
Р18	223	2050—2250	2800—3200	1800—2000	2950—3150	270—330
режущей стали различных марок приведены режимы как обыч-
ного, так и кратковременного отпуска, в том числе ускоренного.
При применении указанных режимов следует иметь в виду, что
в связи с непосредственной близостью температур кратковремен-
ного отпуска к температурам, вызывающим понижение твердости
сверх допустимых пределов, необходимо соблюдение следующих
требований: строгое выполнение установленных условий закалки
инструментов, определяющих высокую красностойкость; приме-
нение для отпуска жидкой среды, обеспечивающей быстрый на-
грев; использование для нагрева инструментов автоматизирован-
ного оборудования, при котором возможно строгое соблюдение
заданной температуры и продолжительности процесса; нагрев
инструментов в таких приспособлениях, в которых создается
свободный доступ солевого расплава ко всей нагреваемой поверх-
ности этих инструментов, а следовательно, и равномерный про-
грев их по сечению. В табл. 43 приведены данные о механических
свойствах наиболее распространенных быстрорежущих сталей,
достигаемых в результате отпуска в соляных ваннах в указанных
выше оптимальных условиях.
5.	ОЧИСТКА ОТПУЩЕННЫХ ИНСТРУМЕНТОВ
ОТ СОЛЕЙ И МАСЕЛ
Для удаления с поверхности термически обработанных инстру-
ментов остатков солей и масел применяют следующие способы
очистки: промывку, обезжиривание, химическую очистку, гидро-
очистку, дробеструйную очистку. Подробные данные об условиях
выполнения этих операций приведены в табл. 44 и 45. Перечис-
210
Таблица 44
Способы промывки и химической очистки режущих инструментов
при термообработке
Опера- ция	Переход	Применяемые материалы	Содержа- ние, %	Режим обработки	
				темпера- тура, °C	время, мин
Про- мывка	Промывка	Едкий натр NaOH Жидкое	стекло Na2SiO3 или эмуль- гатор ОП-7, ОП-10	0,15 0,3	70—80	5—10
	Пассивирова- ние	Нитрит натрия NaNO2 Кальцинированная сода Na2CO3	1—1,5 0,3—0,35	70—80	2-3
Обезжи- ривание	Выварка	Едкий натр NaOH Трин атр и йфосфат Na3PO4 Жидкое стекло Na2SiO3	8—10 1,5—2 0,2—0,5	80—100	20—30
	Промывка	Вода проточная	—	70—80	2—3
	Пассивирова- ние	Натрит натрия NaNO2 Кальцинированная сода	1,5-1 0,3—0,35	70—80	2—3
Химиче- ская очистка	Выварка	Вода	—	90—100	20—30
	Промывка	»	—	15—20	2—3
	Травление	Соляная кислота НС1	18—20	30—40	10—20
	Промывка	Вода	—	15-20	2—3
	Нейтрализа- зация	Кальцинированная сода Na2CO3	2	60—70	3-5
	Пассивирова- ние	Натрит натрия NaNO2 Кальцинированная сода	1,5—2 0,3—0,35	70—80	2—3
211
Продолжение табл. 44
Опера- ция	Переход	Применяемые материалы	Содержа- ние, %	Режим обработки	
				темпер а-- тура, °C	время мин
Абразив- но-жид- костная обра- ботка	Гидроочистка	Кварцевый песок или электрокорунд А12О3 Нитрит натрия NaNO2 Кальцинированная сода Na2CO3	400 г/л 1 1,5	Давле- ние 50—60 МПа	15—30
	Промывка	Вода	—	15—20	2-3
	Пассивирова- ние	Нитрит натрия Кальцинированная сода Na2CO3	1,5—2 0,3—0,35	70—80	2—3
Таблица 45
Дробеструйная очистка инструментов при термообработке
Операция	Применяемый материал	Режим обработки		
		темпера- тура, °C	давле- ние, МПа	время
Выварка	Вода	90—100	—	2—2,5 ч для бы- строрежущих ста- лей; 30—40 мин для углеродистой стали
Дробеструйная очистка	Дробь типа ДЧК, ДСК зернистостью 0,3—0,8 мм	—	50—60	15—30 мин
Пассивирова- ние	1,5-2% NaNO2 и 0,3—0,35% Na2CO3	80—90	—	2—3 мин
ленные типовые процессы очистки инструментов используются
как индивидуально, так и в различных сочетаниях, в за-
висимости от типоразмера изделий и вида их термической об-
работки.
Промывка применяется главным образом для удаления солей
и лишь отчасти масла.	-
212
Г Обезжиривание в основном преследует цель удаления с по-
верхности инструментов масел и частично солей.
Химическая очистка производится с целью растворения или
разрыхления окалины и растворения остатков солей.
Абразивно-жидкостная обработка применяется для очи-
стки инструментов от окислов, окалины и травильного
шлама.
Дробеструйная очистка вместе с предшествующей ей вываркой
в кипящей воде позволяет тщательно очистить поверхность ин-
струментов от окислов и солей и находит в последние годы все
более широкое применение в инструментальной промышлен-
ности.
Глав'аХ
'ДЕФЕКТЫ ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ
В СОЛЯНЫХ ВАННАХ
И МЕТОДЫ ИХ ПРЕДУПРЕЖДЕНИЯ
Некоторые дефекты, возникающие при нагреве или охлажде-
нии инструментов в соляных ваннах, вызваны именно данным
способом обработки; другие аналогичны наблюдаемым при осталь-
ных способах термической обработки или же обусловлены общими
закономерностями явлений, протекающих при закалке и отпуске
инструментальных сталей.
1.	ДЕФЕКТЫ, ВОЗНИКАЮЩИЕ ПРИ ЗАКАЛКЕ
Оплавление инструментов возникает вследствие общего или
местного нагрева стали выше точки ее плавления. Для быстроре-
жущей стали начало оплавления характеризуется появлением
в структуре ледебуритной эвтектики.
Практически оплавление инструментов при нагреве под за-
калку в соляных ваннах наблюдается в одном из трех случаев:
при нагреве инструмента выше точки плавления стали, из кото-
рой он изготовлен (общее оплавление); при соприкосновении
инструмента с одним из электродов соляной ванны в процессе
нагрева (местное оплавление); при повторной закалке вследствие
дополнительного науглероживания его поверхности в процессе
неправильно выполненного отжига при повышенной температуре
или при нагреве в интенсивно науглероживающей среде перед
повторной закалкой. Для предупреждения указанного брака
должны быть обеспечены: поддержание температуры закалки
в строго заданном интервале; установка инструментов в ванну
таким образом, чтобы они находились от электродов на расстоя-
нии не менее 50—60 мм; проведение отжига в условиях, исклю-
чающих науглероживание поверхности инструментов.
Перегрев инструментов при закалке характеризуют следую-
щие изменения в микроструктуре стали: рост зерна, образование
крупноигольчатого мартенсита -и выделение карбидов по границам
зерен. Перегрев приводит к резкому возрастанию хрупкости и
снижению прочности инструмента. Так, по данным работы [17],
повышение температуры закалки стали Р6М5 с 1220 до 1250° С
сопровождается снижением прочности <тизг после нормального
отпуска с 3300 до 1850 МПа. Для исправления данного дефекта
214
инструменты подвергают отжигу и последующей повторной за-
калке по нормальным режимам.
Недостаточная твердость инструментов из углеродистой и
низколегированной стали и мягкие пятна на его поверхности вы-
зываются излишне низкой температурой закалки, недостаточной
выдержкой *при нагреве или недостаточно интенсивным охла-
ждением.
Другой причиной пониженной твердости при выполнении сту-
пенчатой закалки является значительное загрязнение охлаждаю-
щих ванн, разложение содержащихся в них расплавленных солей
в результате постоянного взаимодействия с вносимыми в них
нагретыми инструментами, нерегулярная очистка этих ванн от
образующихся осадков.
Пониженная теплостойкость (красностойкость) инструмен-
тальных сталей связана с недостаточным насыщением твердого
раствора углеродом и легирующими элементами из-за пониженной
температуры закалки или недостаточной выдержки при нагреве.
Этот дефект, проявляющийся в условиях эксплуатации готовых
инструментов, может резко снижать их стойкость.
Деформация (коробление) инструментов, вызываемая закал-
кой, весьма разнообразна. Одним из наиболее типичных дефектов
является искривление концевых инструментов (сверл, разверток,
метчиков, зенкеров) относительно их оси. При значительной
кривизне последующая правка может привести к поломке инстру-
ментов этого вида. Для предупреждения данного дефекта или
хотя бы его значительного уменьшения необходимо строгое со-
блюдение определенных правил при закалке указанных концевых
инструментов. Нагрев их под закалку и последующее охлаждение
необходимо производить в вертикальном положении, которое
должна обеспечивать конструкция закалочных приспособлений,
в которых инструменты устанавливаются в соляные нагревающие
и охлаждающие ванны. Чрезвычайно строго должна поддержи-
ваться заданная температура нагрева под закалку, так как за-
мечено, что даже небольшой перегрев способствует интенсивному
искривлению концевых инструментов. При закалке концевых ин-
струментов из быстрорежущей стали с целью меньшего искривле-
ния их после извлечения из ванны нагрева и для того, чтобы
несколько смягчить тепловой удар, перед погружением в ванну
ступенчатого охлаждения их иногда подстуживают на воздухе
в вертикальном положении примерно до 1000—1100° С.
Для метчиков из углеродистой стали характерна деформация
шага и среднего диаметра, в значительной мере определяющая
их принадлежность к тому или иному классу точности (Н или Е).
Уменьшению этих дефектов способствует закалка с охлаждением
в двух средах — вначале в воде, затем_в^расплавах селитрили
щелочей.	"	““
При закалке инструментов, изготовленных из катаной быстро-
режущей стали, наблюдается увеличение длины в направлении
215
Рис. 138. Влияние темпе-
ратуры закалки на изме-
нение величины анизотро-
пии закалочной деформа-
ции вдоль и поперек воло-
кон образцов диаметром
20 и длиной 40 мм. Охла-
ждение в селитре (t =
= 450° С):
/ — сталь Р18; 2 — сталь Р9;
3 — сталь Р18К5Ф2
волокон и уменьшение размеров в поперечном направлении, т. е.
имеет место анизотропия закалочной деформации в этих двух
направлениях; если ее условно обозначить буквой А, она может
быть выражена (в %) разностью относительных изменений AZ/Z —
вдоль волокон и AD/Z) — поперек волокон
А = -у- 100 -	100.
(50)
По данным работы [98], величина анизотропии закалочной де-
формации вдоль и поперек волокон возрастает вместе с увеличе-
нием температуры закалки (рис. 138) или степени карбидной по-
лосчатости (рис. 139). Последнее можно объяснить особенностями
фазовых и структурных превращений при закалке катаной быстро-
режущей стали. В этой стали, имеющей значительную полосча-
тость, масса пластичного аустенита расположена в жестком кар-
бидном ориентированном каркасе, состоящем в основном из пер-
вичных карбидов, мало изменяющемся при закалке. В то же время
все эвтектоидные и значительная
часть вторичных карбидов, располо-
женных в промежутках этого кар-
каса, при нагреве переходят в твер-
дый раствор, и количество вторич-
ных карбидов значительно умень-
шается. Поэтому сопротивление
среды пластической деформации
вдоль карбидных полос значительно
ослабляется и становится меньше
сопротивления среды в направлении,
нормальном карбидным полосам.
В связи с тем, что сопротивление
среды в этих двух направлениях
различно и в стали к моменту
начала мартенситного превращения
присутствуют две различные по свой-
ствам составляющие — мягкий ау-
стенит и жесткие карбидные по-
лосы, возникает определенная на-
правленность закалочной деформа-
Рис. 139. Влияние степени кар-
бидной полосчатости стали Р18
на относительное изменение дли-
ны (/) и диаметра (2) образцов
при закалке с 1290° С. Охлажде-
ние в селитре при 450° С и да-
лее на воздухе
216
ции. На основании закона сопротивления среды, установлен-
ного Н. Т. Гудцовым, следует считать, что образование и раз-
витие мартенсита как фазы с максимальным удельным объемом
встречает значительное сопротивление в направлении, нормаль-
ном карбидным полосам; в направлении же, параллельном этим
полосам, сопротивление среды значительно меньше. В связи
с этим действие внутренних напряжений при мартенситном пре-
вращении на пластичную массу аустенита можно уподобить одно-
стороннему сжатию. При этом касательные напряжения преиму-
щественно параллельны карбидным полосам и вызывают пласти- .
ческие сдвиги в зернах аустенита и приращение размеров в этом
направлении. Указанное явление влечет за собой некоторое сжа-
тие в поперечном направлении. Этому же способствует неодно-
временность начала мартенситного превращения в различных
зонах [98].
Так как точка М„ низколегированных участков аустенита,
расположенных в середине промежутков между карбидными по-
лосами, лежит высоко, то здесь в первую очередь начинается мар-
тенситное превращение, которое распространяется затем на более
легированные участки аустенита, лежащие ближе к карбидным
полосам. Но количество избыточных карбидов в серединной зоне
невелико, поэтому незначительно и сопротивление среды пласти-
ческой деформации вдоль карбидных полос.
Таким образом, явление анизотропии закалочной деформации
вдоль и поперек карбидных полос при закалке быстрорежущей
стали можно рассматривать как частный случай проявления за-
кона сопротивления среды.'При этом различное сопротивление
среды в разных направлениях обусловлено ориентированным рас-
пределением карбидной фазы. Явление анизотропии закалочной
деформации необходимо учитывать при установлении припусков
на шлифование закаленных инструментов. У насадных инстру-
ментов (фрез, метчиков, зенкеров) часто при закалке происходит
деформация внутреннего отверстия, которое после закалки приоб-
ретает несколько эллиптическую форму; во многих случаях этот
дефект может быть устранен путем применения описанных выше
способов ступенчатой закалки. В целях уменьшения закалочной
деформации крупногабаритного насадного инструмента часто при-
бегают к изготовлению его из специальных поковок, полученных
трехкратной попеременной осадкой и вытяжкой, что способствует
более равномерному распределению карбидов по объему стали.
Трещины один из наиболее распространенных и опасных
дефектов при закалке инструментов. Весьма эффективным спосо-
бом предупреждения трещин является придание инструменту при
конструировании формы, по возможности технологичной для за-
калки. Для снижения опасности образования трещин в закален-
ном сварном инструменте необходимо свести к минимуму проме-
жуток времени между закалкой и отпуском. Значительную гаран-
тию от возникновения трещин в инструментах дает ступенчатая
217
закалка, особенно при образовании их вблизи места сварки на
стержневых инструментах. В результате обычной ступенчатой
закалки сварных инструментов со ступенью охлаждения при 400 —
550° С в десятки раз уменьшается процент трещин по сварному
шву по сравнению с наблюдаемым при закалке в масле. Однако
особенно эффективной является описанная выше (см. гл. VIII, п. 5)
высокоступенчатая закалка, осуществляемая при ступени охла-
ждения 600—650° С, которая при условии хорошо выполненной
сварки позволяет полностью устранить данный вид брака.
Обезуглероживание поверхности инструментов, резко сни-
жающее их стойкость в эксплуатации, может быть надежно предот-
вращено при правильном выборе ректификаторов (см. гл. VI) и
регулярной очистке соляных ванн от образующегося шлама, если
только эти инструменты до закалки не имели на своей поверх-
ности обезуглероженного слоя. Чтобы обеспечить отсутствие этого
дефекта на мелкоразмерном инструменте из быстрорежущей стали,
по-видимому, целесообразно использовать для его изготовления
проволоку, полученную способом теплового волочения при 300° С
после подогрева ее при 500° С в соляной ванне [5 ]; это исключает
необходимость проведения многократного холодного волочения и
промежуточных смягчающих отжигов, ведущих к обезуглерожи-
ванию.
Разъедание поверхности инструментов при закалке в соляных
ваннах наблюдается в следующих случаях: при недостаточно тща-
тельной очистке соляных ванн от остатков ферросилиция, который
прилипает к поверхности инструмента и при высокой темпера-
туре нагрева вступает с ним во взаимодействие; при нагреве в со-
левых расплавах, содержащих в виде примесей сернокислые соли;
при охлаждении в загрязненных расплавах селитры.
2.	ДЕФЕКТЫ, ВОЗНИКАЮЩИЕ ПРИ
ОТПУСКЕ
В результате нарушений режима или условий отпуска инстру-
ментов могут иметь место следующие дефекты: пониженная твер-
дость, являющаяся следствием отпуска при слишком высокой
температуре или излишне большого числа отпусков при нормаль-
ной температуре; повышенная хрупкость углеродистых и низко-
легированных сталей вследствие отпуска при пониженной темпе-
ратуре или в результате сокращения продолжительности отпуска
по сравнению с установленной; большое количество остаточного
аустенита в быстрорежущей стали из-за низкой температуры от-
пуска, недостаточной его продолжительности, числа отпусков или
неполного охлаждения между отпусками; искривление инстру-
ментов из-за беспорядочной загрузки в корзинах, помещаемых
для нагрева в отпускную соляную ванну; разъедание поверх-
ности при отпуске в селитре в случае ее значительного загряз-
нения.
218
В целях предупреждения последнего из перечисленных видов
брака в работе [104] было изучено разъедающее действие различ-
ных солей и щелочей на поверхность образцов размером 6Х6Х
X15 мм из стали Р18 и образцов ленты размером 0,16x50x33 мм
из стали У13 при температурах 400—650° С в течение 1, 5 и 10 ч.
Данные об относительном изменении массы этих образцов, полу-
ченные взвешиванием их до и после нагрева, показывают, что
из пяти выбранных составов наибольшее разъедающее воздей-
ствие на поверхность тех и других образцов оказывает калиевая
селитра, при этом тонкие образцы из стали У13, имеющие разви-
тую поверхность, подвергаются более интенсивному разъеданию.
Добавка 30% NaOH примерно вдвое снижает разъедающее дей-
ствие калиевой селитры, что указывает на целесообразность при-
менения смесей калиевой селитры со щелочью для уменьшения
брака по разъеданию при обычном отпуске инструментов из бы-
строрежущей стали.
Небольшой разъедающей способностью при температурах 600—
650° С обладают смеси (50% ВаС12 + 25% КС1 + 25% NaCl) и
(50% К2СО3 + 50% NaCl), рекомендуемые для ускоренного
кратковременного отпуска этих инструментов при температурах
600—630° С.
3.	КОНТРОЛЬ КАЧЕСТВА ТЕРМИЧЕСКОЙ
ОБРАБОТКИ ИНСТУМЕНТОВ
Контроль качества термической обработки разделяют на опе-
рационный и окончательный.
Операционный контроль производится при подготовке к ра-
боте и в процессе выполнения различных операций. Его целью
является периодическая выборочная проверка правильности про-
ведения технологических процессов (температура, величина
аустенитного зерна, обезуглероживающая активность соляных
ванн и др.) и качества термической обработки (твердость, микро-
структура, отклонение от прямолинейности, изменение размеров
посадочного отверстия инструментов и др.).
Операционный контроль технологических процессов обычно
осуществляется технологами и контролерами термических цехов
с привлечением пирометрической и металлографической лабора-
торий.
Окончательный контроль качества инструмента производится
после завершения всего технологического цикла термической
обработки и вспомогательных операций (правки, очистки от со-
лей); его выполняют контролеры отдела технического контроля.
Соотношение объемов операционного и окончательного кон-
троля зависит от степени механизации и автоматизации процес-
сов термической обработки. Автоматизация процессов термической
обработки резко увеличивает пропускную способность терми-
ческих цехов и повышает качество термической обработки при
219
условии правильной организации технического контроля (опе-
рационного и окончательного).
Организация технического контроля при термической обра-
ботке инструментов на автоматизированном оборудовании прин-
ципиально отличается от организации контроля при ручной обра-
ботке, где главную роль играет окончательный контроль качества
инструмента после выполнения всего цикла обработки.
В условиях автоматизированного производства, для которого
характерно огромное число и большая номенклатура обрабаты-
ваемых инструментов, основным методом контроля качества
термической обработки инструментов является операционный
контроль. На основе результатов операционного контроля кор-
ректируются технологические процессы и составы ванн.
Окончательный контроль в основном применяется для про-
верки параметров, не контролируемых или редко контролируе-
мых в процессе термической обработки, например красностой-
кости, кривизны, биения. Он может быть также использован для
выборочной проверки качества инструмента после отпуска.
Такая организация контроля качества при автоматизации
процессов термической обработки необходима, так как в этих
условиях даже незначительные, не замеченные вовремя отклоне-
ния в режимах обработки неминуемо приводят к массовому браку.
В табл. 46 и 47 указаны контролируемые параметры, объем
и методы операционного и окончательного контроля качества
термической обработки инструментов из быстрорежущей, низко-
легированной и углеродистой сталей, обрабатываемых на авто-
матизированном оборудовании.
Контроль температуры должен обеспечить строгое соблюде-
ние режимов термообработки инструментов. Для этого соля-
ные ванны должны быть оснащены стационарными (рабочими)
приборами для автоматического регулирования и записи темпе-
ратуры (см табл. 12). Для ежедневной проверки рабочих при-
боров используются платино-платинородиевые термопары или
хромель-алюмелевые термопары, протарированные по образцовым
термопарам, в качестве вторичного прибора—контрольные пере-
носные потенциометры типа ПП-63.
Выдержка при окончательном нагреве под закалку устанавли-
вается по реле времени. На остальных позициях выдержка со-
блюдается автоматически по заданной программе.
На агрегатах и линиях с цепными и рычажными перебросами
необходимая выдержка при'более длительных процессах обеспе-
чивается скоростью цепного конвейера.
Обезуглероживающую активность соляных ванн оценивают
методом фольги с последующим определением углерода химиче-
ским анализом или путем измерения термоЭДС на приборах
ИТЭС-5м и им подобных.
Отсутствие обезуглероженного слоя периодически проверяют
методом В. Д, Садовского в соответствии с ГОСТ 1763—68 (ме-
220
Операционный контроль при термической обработке инструментов на автоматизированном оборудовании
tr 1
S
Допустимые значе- ния параметров или точность регулиро- вания температуры	±10° С			О о Л	О LO +1		1^0,85% С для W-сталей; ^0,95% С для W—Мо-стаЛей; ^1,0% С для W— Мо—Со-сталей
Метод проверки или прибор	Стационарный прибор	То же	Контрольный прибор	По фольге, при- бор ИТЭС-5М	Стационарный прибор	Контрольный прибор	По фольге, при- бор ИТЭС-5М
Периодичность контроля и норма отбора	эорежущей стали Постоянно	Постоянно	Один раз в сутки	То же	Постоянно	Один раз в смену	То же
Контролируемый параметр	пр у менты из быспц Температура	Температура		* « -мйвммгМШ: Обезуглерожива- ние действие	Температура		Обезуглерожива- ющее действие
Среда	А. Ины Б78Н22	БМЗБ или Б100			БМ5Б, БМЗБ или Б100		
Переход	Подогрев при 850—900° С	Подогрев при 1000—1100° С			Окончательный нагрев при 1200—1300° С		
Операция	[Закалка рабочей части						
221
Продолжение табл. 46
Операция	Переход	среда	Контролируемый параметр	Периодичность контроля и норма отбор а	Метод проверки или прибор	Допустимые значе- ния параметров или точность регулиро- вания температуры
Закалка рабочей части	Окончательный нагрев при 1200-—1300°С	БМ5Б, БМЗБ или Б100	Выдержка	Каждая садка	Реле времени	По технологиче- ской карте
				Один раз в смену	По секундомеру	
	Предварительное охлаждение при 610—660° С	БНК, НС-660, Б30Н20Ц50 Б40Н15К25Ц20	Температура	Постоянно	Стационарный прибор	±10° С
	Предварительное охлаждение при 400—550° С	С100, Щ100, С70Щ30	Температура .	Постоянно	То же	
	Окончательное охлаждение	Струя воздуха	Величина зерна аустенита	По 1 шт от пар- тии, не реже трех раз в смену	По шкале вели- чины зерна (ГОСТ 19265—73)	По техническим требованиям
			Биение или кри- визна	Два-три раза в смену (протяжки 100%)	Центры, индика- тор, плита, щуп	
			Диаметр посадоч- ного отверстия	Выборочно от от- дельных партий	Калибр	
Продолжение табл. 46
ЬЭ ьо СО	Операция	Переход	Среда	Контролируемый параметр	Периодичность контроля и норма отбора	Метод проверки или прибор	Допустимые значе- ния параметров или точность регулиро- вания температуры
	Отпуск	Нагрев	С85Щ15,Щ100	Температура	Постоянно	Стационарный прибор	
					Один раз в сутки	Контрольный прибор	±5° С
		Охлаждение		Твердость инст- рументов, имею- щих параллель- ные плоскости	Через каждый час 3—5 шт	По Роквеллу, HRC	
					То же	Тарированный напильник	
			Струя воздуха	Твердость режу- щей части конце- вых инструмен- тов	Два раза в сме- ну по 1—2 шт	По Роквеллу или на цилиндриче- ской ленточке по Виккерсу	По техническим требованиям
				Качество отпуска	Через каждый час 3—5 шт	Магнитный метод (по аустенометру	По градуировке
				Ми кр остру ктур а (при отсутствии аустенометра)	Два раза в сме- ну по 1 шт	По шкале мар- тенсита (ГОСТ 8233—56)	По техническим требованиям
Продолжение табл. 46
Операция	Переход	Среда	Контролируемый параметр	Периодичность контроля и норма отбора	Метед проверки или прибор	Допустимые значе- ния параметров или точность регулиро- вания температуры
Закалка хвостовой части свар- ных инст- рументов	Нагрев	Б78Н22	Температура	Постоянно	Стационарный прибор	±10° с
				Один раз в сутки	Контрольный прибор	
	Охлаждение	Вода	Твердость	При наладке	По Роквеллу, HRC	По техническим требованиям
Отпуск хвостовой части свар- ных инст- рументов	Нагрев	С85Щ15, Щ100	Температура	Постоянно	Стационарный прибор	±10° с
				Один раз в сутки	Контрольный прибор	
	Охлаждение	Воздух	Твердость (лап- ки, квадраты)	Два раза в сме- ну по 2—3 шт	По Роквеллу, у HRC	По техническим требованиям
Б. Инструменты из углеродистой и низколегированной стали
Закалка	Нагрев рабочей части	Б78Н22	Температура	Постоянно Один раз в сутки	Стационарный прибор 			± 5° С Контрольный прибор
Смольников Е.
Продолжение табл. 46
Операция	Переход	Среда	Контролируемый параметр	Периодичность контроля и норма отбора	Метод проверки или прибор	Допустимые значе- ния параметров или точность регулиро- вания температуры
’С Закалка	Нагрев рабочей части	Б78Н22	Обезуглерожива- ющее действие	Один раз в сутки	По фольге мето- дом химического анализа	С^1,1% для уг- леродистой стали; С^ 1,15% для легированной стали
			Выдержка	Каждая садка	Реле времени	По технологиче- ской карте
				Два раза в сме- ну	По секундомеру	
	Предварительное охлаждение	Е75Щ25, С55Т45, Щ80Т20	Температура	Постоянно	Стационарный прибор	±10° С
	Окончательное охлаждение до +20° С	Струя воздуха	Твердость инст- рументов, имею- щих параллель- ные плоскости	Два раза в сме- ну по 1—2 шт	По Роквеллу, HRC	По техническим требованиям
			Твердость режу- щей части конце- вых инструмен- тов	Два раза в сме- ну по 2—3 шт	Тарированный напильник	
Продолжение табл. 46
Операция	Переход	Среда	Контролируемый параметр	Периодичность контроля и норма отбора	Метод проверки или прибор	Допустимые значе- ния параметров или точность регулиро- вания температуры
Закалка	Окончательное охлаждение	Струя воздуха	Твердость хво- стовой части (лапки, квадра- ты)	Два раза в сме- ну по 2—3 шТ	По Роквеллу, HRC	По техническим требованиям
Отпуск	Нагрев	С55Т45	Температура	Постоянно	Стационарный прибор	±10° С
				Один раз в сутки	Контрольный прибор	
	Охлаждение	Воздух	Твердость инст- рументов, имею- щих параллель- ные плоскости	Через каждый час по 2—3 шт	По Роквеллу, HRC	По техническим требованиям
			Твердость режу- щей части конце- вых инструмен- тов	Через каждый час	Тарированный напильник	
				Два раза в сме- ну по 1—2 шт	По Роквеллу или на ленточке по Виккерсу	
			Микроструктура	Два раза в сме- ну по 1—2 шт	По шкале мар- тенсита (ГОСТ 8233—56)	
Таблица 47 Окончательный контроль качества термической обработки инструментов			
Контролируемый параметр	Норма отбора	Метод или прибор	Допустимые значе	а
А. Инструменты из быстрорежущей стали			
Наружные дефекты	Не менее 20 шт от партии *	I Визуально	| Не допускаются трещины, сколы, оплавления
Качество очистки	То же	Визуально	По эталонам
Красностойкость	Один раз в сутки (на инстру- менте или на контрольном образце)	Твердость после отпуска при 620—640° С 4 ч или после отпуска при 675° С 20 мин	HRC 58 для сталей обычной про- изводительности HRC 59—60 для сталей повышен- ной производительности
Биение или кривизна	10—20 шт по партии	Центры, индикатор, плита, щуп	По техническим требованиям
Б. Инструменты из углеродистой и низколегированной стали
Наружные дефекты	I 10—20 шт от партии	Визуально	Не допускаются трещины, сколы, оплавления
Качество очистки	То же	Визуально	По эталонам
Биение или кривизна • Для крупногабаритн! to	» □ix и особо ответственных инструме	Центры, индикатор, плита, Щуп нтов — 100%.	По техническим требованиям
Таблица 48
Режимы термической обработки методом В. Д. Садовского, применяемые
для выявления обезуглероженного слоя в некоторых быстрорежущих
и высокохромистых сталях
Марка стали	Температура, °C			Выдержка в охлаждаю- щей и отпуск- ной ваннах, мин
	высокого нагрева *	охлаждающей ванны	отпуска	
Р12	1240—1260	175—195	580—600	10
Р6МЗ	1220—1230	180—190	580—590	10
Р6М5	1220—1250	180—190	580—590	10
Р18	1280—1290	180—195	580—600	10
Р9	1230—1240	165—180	580—600	10
Р18Ф2	1280—1290	180—195	580—600	10
Р9Ф5	1240—1250	160—170	580—600	10
Р9К5	1220—1240	150—160	580—600	10
Р10Ф5К5	1240—1250	140—150	580—600	10
Р18Ф2К5	1240—1250	140—150	580—600	10
Х12Ф1	1050—1080	160—170	530—540	10
Х12М	1050—1080	160—170	530—540	10
Х6ВФ	1090—1100	100—120	530—540	10
* При проверке закаленной или отпущенной стали температуры^высокого нагрева
понижаются на 30—40° С [2].
тод 2) и данными работы [17], используя для различных сталей
режимы, указанные в табл. 48.
Контроль величины аустенитного зерна производят с целью
выбора оптимальной температуры закалки для каждой плавки
данной быстрорежущей стали.
Контроль твердости производят обычными методами с помощью
прибора Роквелла или тарированным напильником.
Качество отпуска инструментов из быстрорежущей стали
проверяют магнитным методом,
а при отсутствии магнитных
приборов для данного вида
инструмента — по микрострук-
туре (десятибалльная) шкала
мартенсита по ГОСТ 8233—56).
При закалке инструмента на
зерно аустенита балла 10—11
структура мартенсита после от-
пуска должна соответствовать
баллам 1—2, а при закалке на
зерно аустенита балла 10—9
допускается структура мартен-
сита балла 3.
Красностойкость быстроре-
жущей стали можно оценивать
любым из трех показателей:
Рис. 140. Зависимость твердости
стали Р18 от температуры закалки:
/ _ дополнительный нагрев при 630° С
4 ч; 2 — то же, при 675° С 20 мин
228
а)	температурой четырехчасового отпуска, сохраняющего
твердость HRC 58;
б)	твердостью, сохраняемой после четырехчасового нагрева
при 620° С;
в)	твердостью, сохраняемой после нагрева при 675° С в те-
чение 20 мин [97].
Возможность использования последнего из указанных крите-
риев для оценки красностойкости быстрорежущей стали под-
тверждают кривые на рис. 140, которые показывают, что образцы
стали Р18, закаленные в одинаковых условиях, имеют практи-
чески равную твердость после дополнительных нагревов при
675° С 20 мин и при 620° С 4 ч [97]. Повышение температуры за-
калки от 1200 до 1300° С, независимо от режима дополнитель-
ного нагрева, приводит к непрерывному увеличению красностой-
кости из-за повышения легированности твердого раствора. Таким
образом, твердость после дополнительного нагрева при 675° С
20 мин достаточно точно характеризует красностойкость зака-
ленной стали Р18. Этот показатель, обозначаемый обычно индек-
сом Кр627о5, может быть использован при ускоренном определении
красностойкости любых других быстрорежущих сталей. Быстрота
определения этим методом позволяет применять его для контроля
красностойкости непосредственно в процессе закалки инстру-
ментов и в случае необходимости немедленно корректировать
режимы закалки. При применении высокоступенчатой закалки
инструментов из этой стали, осуществляемой с охлаждением в со-
ляной ванне с температурой 600—675° С [20, 21], эта же ванна
может быть использована и для ускоренного определения красно-
стойкости.
Отклонение от прямолинейности проверяется в нескольких
точках по длине и по плоскостям инструментов, имеющих боль-
шое отношение длины к диаметру или толщине; в случае необхо-
димости оно устраняется правкой.
Г лава XI
ДОПОЛНИТЕЛЬНАЯ ТЕРМИЧЕСКАЯ
И ХИМИКО-ТЕРМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА
ИНСТРУМЕНТОВ
ПОСЛЕ ШЛИФОВАНИЯ И ЗАТОЧКИ
Шлифование и заточка термически обработанных инструмен-
тов являются окончательными операциями холодной механи-
ческой обработки, в результате проведения которых возникают
значительные внутренние напряжения, часто приводящие
к искривлению инструментов и изменению их размеров при по-
следующем хранении и эксплуатации. Кроме того, в зонах шли-
фования и заточки развиваются высокие температуры, поэтому
в отдельных сильно нагревающихся участках поверхности инстру-
ментов может происходить распад мартенсита и образование тро-
оститной структуры (так называемых участков прижогов). При
еще. более высоком нагреве происходит вторичная закалка, ха-
рактеризуемая ростом твердости и образованием остаточного
аустенита, количество которого в стали Р18 может достигать
50—60% [17]. При соответствующем подборе абразивов и опти-
мальных режимов шлифования и заточки удается в известной
мере предупредить или значительно ослабить перечисленные де-
фекты, но полностью они не устраняются, поэтому часто прибе-
гают к тому или иному виду дополнительной термической обра-
ботки инструментов после их шлифования и заточки. Обычно
эта обработка заключается в дополнительном отпуске при той
или иной температуре, который стремятся выполнить непосред-
ственно после окончания операций холодной механической обра-
ботки.
Помимо своего основного назначения — уменьшения внутрен-
них напряжений, предупреждения искривления инструментов
и стабилизации их размеров при хранении, дополнительный
отпуск в некоторой мере повышает стойкость инструментов
в эксплуатации.
Для более значительного повышения стойкости прибегают
обычно к специальной химико-термической обработке шлифован-
ных и заточенных инструментов, в процессе которой происходит
упрочнение их поверхностного слоя. Ниже рассмотрены наибо-
лее широко применяемые в настоящее время виды дополнитель-
ной термической обработки готовых инструментов, а также не-
которые из видов их химико-термической обработки.
230
1.	ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЙ НИЗКОТЕМПЕРАТУРНЫЙ
ОТПУСК
Отпуск при 140—160° С. После шлифования и заточки инстру-
менты из углеродистой и легированной стали подвергают иногда
дополнительному отпуску при 140—160° С с выдержкой в тече-
ние 0,5—2 ч, снижающему внутренние напряжения в поверх-
ностных слоях инструментов, без понижения их твердости. Вслед-
ствие низкой температуры данного процесса не происходит об-
разование цветов побежалости на поверхности инструментов,
поэтому данный вид отпуска можно осуществлять в любых
средах — масле, расплавах селитр, в воздушной среде (в элек-
тропечах).
Отпуск при 275—300° С. Этот вид дополнительного отпуска,
описанный в работах [31, 105], применяется для тех инструмен-
тов из быстрорежущей стали, у которых вся поверхность рабо-
чей части подвергается окончательному шлифованию; к ним отно-
сятся, например, некоторые виды насадных фрез, а также сверла
и другие концевые инструменты с вышлифованным профилем.
Целью данного вида отпуска является не только значительное
снижение внутренних напряжений в готовых инструментах, но
и получение хорошего товарного вида и повышение коррозион-
ной стойкости вследствие образования тонкой поверхностной
пленки окислов при нагреве в воздушной среде с температурой
275—300° С. Возможность этого обусловлена тем, что темпера-
туры появления цветов побежалости в быстрорежущей стали сме-
щены вверх по сравнению с приводимыми обычно в литературе
температурами для углеродистых сталей, и в результате отпуска
в воздушной среде при 275° С в течение 1 ч инструменты из бы-
строрежущей стали приобретают красивый золотистый цвет
с оттенками от светло-желтого до темно-желтого и сохраняют
достаточно высокую коррозионную стойкость даже при хранении
на открытом воздухе. Для того чтобы указанные цвета побежа-
лости равномерно располагались по всей шлифованной поверх-
ности инструментов, поступают следующим образом. Прежде
всего для очистки указанных инструментов от остатков масла их
обезжиривают в водном растворе тринатрийфосфата (15—17 г/л)
и синтамида 5 (2—3 г/л) в течение 10—15 мин при температуре
90—100° С. После этого сверла подвергаются дополнительному
низкотемпературному отпуску в шахтной электровоздушной печи,
например, типа Ц25, Ц60 или ХОМО с принудительной циркуля-
цией воздуха при температуре 275±5°С в течение 1 ч. Охлажде-
ние — консервацию изъятых из печи сверл — производят сна-
чала в ванне с электроподогревом при 90—100° С (состав ванны:
30% ингибиторной смазки ИГ-203А и 70% веретенного масла
№ 2), а потом до комнатной температуры на воздухе.
Проведенные сравнительные стойкостные испытания сверл
диаметром 8 мм из стали Р6М5 и диаметром 10 мм из стали Р18
231
показывают, что дополнительный отпуск при 275—300° С в те-
чение 1 ч на 19—51 % повышает стойкость этих сверл по сравне-
нию со сверлами, не подвергавшимися после вышлифовывания
профиля и заточки дополнительному отпуску [31]. Однако сле-
дует иметь в виду, что данный вид отпуска применим только
к цельному инструменту, но не может быть использован для
сварных инструментов вследствие того, что они приобретают
нетоварный вид, так как их хвостовая часть, изготовленная из
конструкционной углеродистой стали, после отпуска при 275° С
приобретает не золотистый, а синий цвет.
Отпуск при 475° С. В целях понижения хрупкости готовых
инструментов из быстрорежущей стали их подвергают иногда
дополнительному отпуску при 475° С в течение 1—2 ч, исполь-
зуя для нагрева одну из указанных в табл. 38 смесей солей, имею-
щих температуру плавления не выше 400° С. Реже применяют
для этой цели электровоздушные печи, так как после нагрева
в воздушной среде при температуре 475° С шлифованная поверх-
ность инструментов довольно интенсивно окисляется и для пре-
дупреждения этого инструменты приходится отпускать в короб-
ках. В результате отпуска при 475° С выкрашивание режущих
кромок инструментов в процессе эксплуатации резко уменьшается
[98].
2.	СТАБИЛИЗИРУЮЩИЙ ОТПУСК
В связи с развитием производства зубчатых колес высокой
точности значительно повысились требования к точности изго-
товления зуборезных инструментов (червячных фрез, шеверов,
долбяков) и сохранению полученной точности в процессе их
эксплуатации. Однако при длительном хранении этих инстру-
ментов часто достигнутая при изготовлении точность умень-
шается; поэтому весьма важной является разработка мероприя-
тий, направленных на предупреждение данного явления.
На образцах типа червячных фрез (рис. 141, а) и типа шеве-
ров (рис. 141, б) из сталей Р18 и Р6М5 было установлено, что
Рис. 141. Специальные образцы типа червячной фрезы (а)
и типа шевера (б) из стали Р18
232
Рис. 142. Изменение дна- ад мкм .
метра посадочного отверстия
образцов типа червячных
фрез из стали Р6М5. Циф-
рами в скобках обозначена
продолжительность вылежи-
вания в днях:
а — непосредственно после шли-
фования; б — после шлифования
и дополнительного отпуска при
200° С 2 ч; в — после шлифова-
ния и дополнительного отпуска
при 500° С 1 ч; г — после пред-
варительного шлифования., до-
полнительного отпуска при 500°
__г„___ С 1 ч, окончательного шлифования и второго дополни-
тельного отпуска при 200° С в течение 1 ч
для решения данной проблемы необходимо проведение целого
комплекса мероприятий, в том числе использование для изготов-
ления данных инструментов быстрорежущей стали электро-
шлакового переплава, применение высокоступенчатой закалки
с охлаждением в среде с температурой 600—650° С и, наконец,
проведение так называемого стабилизирующего отпуска при шли-
фовании и заточке [101]. Так как возникающие в результате
окончательного шлифования внутренние напряжения настолько
велики, что трудноустранимы последующим отпуском, было
признано более целесообразным разделить эту операцию на две:
на предварительное (грубое) и окончательное (чистовое) шлифо-
вание и соответственно стабилизирующий отпуск выполнять
тоже в два приема.
Первый дополнительный стабилизирующий отпуск после пред-
варительного шлифования целесообразно проводить в жидкой
среде при температуре 500° С в течение 1 ч, например в расплаве
соли ЧС-312, состоящей из натриевой селитры и нитрита калия
(60% NaNO3 + 40% KNO3). Второй отпуск после окончатель-
ного шлифования и заточки можно производить в масле при
температуре 200° С в течение 1 ч. Об эффективности такого от-
пуска свидетельствуют данные, приведенные на рис. 142, где
показано изменение диаметра посадочного отверстия термически
обработанных образцов типа червячных фрез из стали Р6М5
после шлифования, последующего дополнительного отпуска по
различным вариантам и хранения. Видно, что у термически обра-
ботанных и шлифованных образцов, не подвергавшихся никакой
дополнительной обработке (рис. 142, а), в первые 5—40 дней
диаметр посадочного отверстия значительно увеличивается, а
в последующие дни уменьшается и стабилизируется, но имеет
значительные отклонения от номинала. У образцов, подверг-
нутых дополнительному отпуску (рис. 142, б—а), изменение
диаметра при хранении незначительно, причем наиболее ста-
бильные результаты получены после указанного двой-
ного стабилизирующего отпуска при 500 и 200° С (рис. 142, а).
233
3.	ОБРАБОТКА ХОЛОДОМ
Для уменьшения количества остаточного аустенита и более
полного превращения его в мартенсит закалённый инструмент
из быстрорежущей стали иногда подвергают обработке холодом
в жидкой среде, состоящей из смеси ацетона или бензина с сухим
льдом; температура этой среды поддерживается на уровне <—80° С,
время выдержки в ней инструментов составляет обычно 1 ч.
Однако следует иметь в виду, что получаемая непосредственно
после обработки холодом структура стали является неудовлетво-
рительной для режущих инструментов, так как она состоит из
не полностью превратившегося аустенита, имеющего низкие зна-
чения твердости, износостойкости и теплопроводности, и хруп-
кого неотпущенного мартенсита.
По данным работы [27], этот вид обработки может рассматри-
ваться как операция, заменяющая при многократном отпуске
первый отпуск. По тем же данным, обработка холодом при темпе-
ратуре —80° С повышает среднее качество инструментов в том
случае,, если основные операции термической обработки были
проведены с некоторыми случайными отступлениями от оптималь-
ных режимов (например, при небольшом перегреве или недоста-
точном отпуске). Однако возможности применения обработки
холодом ограничены целым рядом условий. Во-первых, во избе-
жание стабилизации остаточного аустенита обработка холодом
должна осуществляться немедленно или во всяком случае не
позднее чем через 0,5—3 ч после охлаждения закаливаемого
инструмента до комнатной температуры; во-вторых, эта операция
вызывает увеличение удельного объема стали и рост внутренних
напряжений, поэтому она неприемлема для сварного инструмента
(так как может сопровождаться образованием трещин в зоне свар-
ного шва); в - третьих, в результате обработки холодом иногда
возрастает хрупкость режущих кромок инструментов.
К этим недостаткам следует добавить еще ряд производствен-
ных затруднений, связанных с применением обработки холодом
в процессе термообработки; к ним относятся очень длительный
период «размораживания» инструмента от отрицательной темпе-
ратуры до комнатной; необходимость дополнительной затраты
рабочей силы на перегрузку и транспортировку инструментов
с операции отпуска на операцию обработки холодом и об-
ратно.
По указанным причинам этот способ обработки сравнительно
редко применяется в производстве.
В последние годы многими предприятиями широко проводи-
лись работы по изучению влияния обработки инструментов из
быстрорежущей стали в жидком азоте при температуре —196° С
(с выдержкой 10—20 мин) на их стойкость при резании. Обра-
ботка холодом проводилась на различных стадиях процесса изго-
товления инструментов: непосредственно после нагрева под за-
234
калку, после закалки, после первого отпуска при 560° С, после
окончательного шлифования и заточки.
Изучение данного вопроса на большом числе предприятий,
многих марках стали и разнообразном инструменте показало,
что обработка в жидком азоте не дает каких-либо новых и неожи-
данных результатов по сравнению с наблюдаемыми при охлажде-
нии в среде с температурой —80° С.
Во всех случаях при правильно выполненной основной тер-
мической обработке (закалка и отпуск) обработка в жидком азоте
на любой стадии процесса изготовления инструмента не повы-
шает их стойкости; она дает небольшой эффект (на 10—40%) лишь
в тех случаях, когда термическая обработка проведена с явными
отклонениями от оптимальных режимов, например при недоста-
точном отпуске или в случае применения для нагрева под за-
калку и отпуск камерных печей вместо соляных ванн. Однако
очевидно, что в таких случаях мероприятием, направленным на
повышение стойкости инструментов, должна быть организация
нормального технологического процесса термообработки и под-
бор соответствующего оборудования, а не попытки компенсиро-
вать подобные недостатки применением обработки холодом.
Кроме того, следует иметь в виду, что обработка холодом,
в том числе в жидком азоте, не может рассматриваться как опе-
рация, исправляющая все возможные дефекты термической и
окончательной механической обработки инструментов. В част-
ности, обработка холодом, влияющая лишь на количество остаточ-
ного аустенита, не устраняет последствий значительного пе-
регрева при закалке и связанных с ним крупнозернистого строе-
ния стали и пониженной прочности после отпуска; не исправляет
недогрева при закалке и снижения твердости при переотпуске
инструментов; совершенно не влияет на дефектную троостомартен-
ситную зону с пониженной твердостью, возникающую иногда
в местах прижогов при окончательном шлифовании и заточке
инструментов, и не приводит к превращению всего аустенита
в указанной дефектной зоне. Как отмечалось выше, обработка
холодом может дать некоторый эффект лишь в случаях неболь-
шого перегрева при закалке или недостаточного отпуска, но
устранение этих дефектов гораздо проще и надежнее достигается
правильно проведенным многократным отпуском при 560° С.
Из недавно опубликованных зарубежных работ в данной
области следует отметить обширное исследование Ж. Бетрона
[130], выполненное на ножовочных пилах из быстрорежущей
стали Ultra Rapid. Пилы охлаждали в жидком азоте при —196° С
после закалки от 1225° С или после первого отпуска при 560° С,
а также дважды после каждой из этих операций и исследовали
влияние обработки холодом на микроструктуру, твердость, проч-
ность и стойкость в процессе резания при обработке заготовок
с твердостью HRC 45 без применения смазочно-охлаждающей
жидкости.
235
Установлено отсутствие каких-либо преимуществ обработки
с применением охлаждения в жидком азоте по сравнению со стан-
дартной термообработкой, состоящей из закалки и отпуска при
указанных выше температурах.
4.	АЗОТИРОВАНИЕ В ЖИДКИХ СРЕДАХ
Одним из наиболее распространенных видов химико-терми-
ческой обработки готового инструмента из быстрорежущей стали,
направленных на существенное повышение его эксплуатационной
стойкости, является низкотемпературное азотирование в жидких
средах при температуре 550—560° С, соответствующей обычной
температуре отпуска этой стали. Так как данная температура
немного ниже минимальной температуры существования у-фазы
в системе Fe—N, то на поверхности стали образуется по су-
ществу азотированный слой, а углерод проникает на глубину
лишь нескольких микрон, гдс может образоваться тонкая карби-
донитридная зона.
В зависимости от состава азотосодержащего солевого рас-
плава различают два основных процесса низкотемпературного
азотирования быстрорежущей стали, имеющих практическое при-
менение в производстве.
Первым из них является азотирование в циановых ваннах,
исходным составом которых служат цианиды щелочных металлов.
Этот процесс на практике обычно называют низкотемпературным
жидкостным цианированием, хотя вследствие низкой температуры
здесь преобладает насыщение поверхности стали азотом.
Вторым видом низкотемпературного азотирования в жидких
средах является азотирование в расплавах циановокислого на-
трия или калия, называемое обычно карбонитрацией, хотя этот
термин является не совсем удачным, так как здесь в основном
происходит поверхностное насыщение стали азотом. Рассмотрим
отдельно каждый из этих двух процессов.
А. Цианирование
Цианирование режущих инструментов из быстрорежущей
стали в жидкой среде представляет собой основной вид химико-
термической обработки, которая в настоящее время широко при-
меняется в инструментальном производстве и ’является наиболее
надежным средством повышения стойкости этих инструментов.
Данную операцию проводят при температуре 550—560° С,
т. е. не выше температуры отпуска быстрорежущей стали. Циани-
рование осуществляется за счет диффузии активных атомов угле-
рода и азота в поверхностном слое металла. Анализ возможных
реакций показывает, что при цианировании в жидких средах
процесс насыщения поверхности стали происходит в основном
236
путем окисления цианидов в цианаты и диссоциации цианатов
с выделением диффузионно активных азота и углерода [47].
На поверхности стали образуется карбонитридный слой, под
ним располагается основная (диффузионная) темнотравящаяся
зона слоя, представляющего собой многофазную область в виде
а-твердого раствора, карбидных, нитридных и карбонитридных
фаз, в которой преобладающей является [47] фаза типа Fe3 (CN).
По данным работы [62], для быстрорежущих сталей толщина
хрупкого карбонитридного слоя не должна превышать 1—3 мкм.
Толщина образующегося на поверхности инструментов из быстро-
режущей стали диффузионного слоя с высокой концентрацией
азота значительно больше, но также сравнительно невелика и
составляет обычно 0,01—0,03 мм [70]. Структура этого слоя со-
стоит из мартенсита, карбидов и упрочняющих мелкодисперсных
карбонитридных фаз легирующих элементов [71 ]. Цианирован-
ный слой (темнотравящаяся зона) имеет твердость HV 1000—
1100 или HRC 70—72. Этот слой обладает высокой износоустой-
чивостью и повышенной красностойкостью. На цианированной
поверхности реже наблюдается налипание обрабатываемого ма-
териала, так как цианирование уменьшает коэффициент трения
скольжения, в результате чего износостойкость инструмента из
быстрорежущей стали возрастает в 1,5—3 раза [48]. Эффектив-
ность цианирования зависит от характера износа режущих инстру-
ментов и от способа их переточки. Цианированию рекомендуется
подвергать инструменты, сохраняющие после переточки циани-
рованный слой по всему профилю (метчики, фрезы резьбовые и
червячные, долбяки, протяжки, фасонные резцы) и инструменты,
сохраняющие после переточки цианированный слой только на
передних гранях и на вспомогательных режущих кромках
(сверла, зенкеры). Инструменты некоторых других типов также
можно подвергать цианированию, но при переточке цианирован-
ный слой теряется частично (цилиндрические и концевые фрезы,
развертки, затачиваемые по заборному конусу) или полностью
(шлицевые фрезы, отрезные и прорезные резцы), и в этом случае
инструменты необходимо подвергать цианированию после каждой
переточки. Так как цианированный слой имеет больший удель-
ный объем, чем отпущенный мартенсит, то цианирование может
несколько изменить размеры инструментов; обычно эти изменения
незначительны и не выводят их из допустимых п ределов. Более
значительные изменения размеров наблюдаются zzpn цианирова-
нии недостаточно отпущенных инструментов, в структуре кото-
рых сохранился остаточный аустенит, мартенситное превращение
которого в процессе цианирования сопровождается увеличением
удельного объема.
Условия цианирования. Для жидкостного цианирования ин-
струментов из быстрорежущей стали применяют следующие соли:
технический цианистый натрий (96—98% NaCN), имеющий тем-
пературу плавления 550—560° С; смесь технического цианистого
237
натрия и цианистого калия (94—97% KCN) в соотношении 1:1;
температура плавления этой смеси около 460—480° С.
Наиболее широкое применение имеют ванны, содержащие
лишь одну цианистую соль NaCN. Смеси цианистых солей NaCN и
KCN применяют сравнительно редко. Это объясняется [711 бо-
лее высокой стоимостью цианистого калия и меньшим содержа-
нием в нем группы CN (40% группы CN вместо 53% в NaCN) [71 ].
Лучшими ваннами для .цианирования являются среднепроцент-
ные ванны, в которых содержание NaCN составляет 45—50%.,
а концентрация группы CN около 26—28%.
Обычно цианистые ванны первоначально загружаются или
одним техническим цианистым натрием, или же, учитывая, что
последний имеет высокую температуру плавления, смесью све-
жих солей, содержащей 80% NaCN и 20% Na2CO3. В процессе
работы состав цианистых ванн постепенно изменяется, а темпе-
ратура плавления понижается. Под действием кислорода воз-
духа происходит окисление NaCN до цианата натрия NaCNO,
являющегося активной составляющей рабочего расплава, а в ре-
зультате дальнейших реакций образуется Na2CO3 и выделяются
необходимые для цианирования углерод и азот; при этом содер-
жание Na2CO3 в ванне возрастает, а содержание NaCN умень-
шается. При уменьшении содержания NaCN в расплаве до 45—
50% температура его плавления падает до 460—470° С, при этом
соль становится достаточно жидкотекучей. Преимущество при-
менения среднепроцентных ванн по сравнению с высокопроцент-
ными заключается также в более стабильном содержании группы
CN по глубине ванны и более медленном протекании процесса
цианирования, что способствует уменьшению хрупкости циани-
рованного слоя. Для поддержания указанного оптимального со-
става цианистой ванны в нее ежедневно вводят свежую соль
NaCN в количестве 10—20% от массы расплава [81. Контроль
состава ванны должен производиться ежедневно на содержание
в расплаве группы CN.
Жидкое цианирование инструментов может быть общим и
местным. Общему цианированию подвергают цельные инстру-
менты (фрезы насадные, плашки, ножи), допускающие погруже-
ние в ванну всей поверхности, а местному цианированию — хво-
стовые инструменты, в том числе сварные (сверла, метчики,
развертки, концевые фрезы и т. п.), характеризующиеся
погружением в ванну только их рабочей части с целью пре-
дотвращения снижения твердости хвостовой части этих инстру-
ментов.
Продолжительность выдержки при температуре цианирования
зависит от габаритов инструментов и толщины их режущей части:
чем меньше размеры инструмента и чем тоньше его режущие
части, тем меньше должно быть время цианирования, чтобы по-
лучить необходимую глубину слоя, но избежать повышенной
хрупкости.
238
Таблица 49
Рекомендуемые глубина цианированного слоя и выдержка режущих
инструментов при 550—560° С в расплаве, содержащем 50% NaCN
Инструменты	Диаметр инстру- ментов, мм	Выдержка, мин, сталей		Глубина циа- нированного слоя, мм
		W, W—Мо	W-Mo- Со, W- Со	
Фрезы резьбовые насадные	32—85	10—20	12—24	0,010—0,015
Фрезы червячные насадные	50—140	14—25	17—30	0,020—0,030
Фрезы хвостовые	10—50	8—24	10—29	0,010—0,015
Сверла и зенкеры с коническим хвостовиком	6—45	8—17	10—20	0,015—0,030
Метчики с шагом резьбы, мм: 1,0 1,5 2	6—48	4—12	5—14	0,007—0,010
	6—48	7—18	8—22	0,010—0,015
	6—48	8—20	10—24	0,015—0,020
Гребенки круглые	24—59	10—14	12—17	0,015—0,020
Борфрезы хвостовые	3—15	8—15	10—18	0,016—0,020
Борфрезы насадные	12—32	14—22	17—26	0,015—0,020
Плашки и гребешки резьбона- резные	8—20 (толщи- на)	10—14	12—17	0,015—0,020
В присутствии в быстрорежущих сталях Р6М5, Р6М5К5 и
Р9М4К8 кобальта, задерживающего диффузию углерода и азота
в a-фазе, время выдержки при цианировании инструмента из
этой стали должно быть увеличено на 20% [106]. В табл. 49,
составленной на основе опыта заводов и с учетом изложенных
выше соображений, приведены номенклатура инструментов,
подвергающихся жидкому цианированию, рекомендуемая глу-
бина цианированного слоя и необходимая продолжительность
выдержки при температуре 550—560° С.
По данным работы [48], время выдержки в^ ванне цианирова-
ния может быть существенно уменьшено, а интенсивность по-
239
верхностного насыщения значительно увеличена за счет продувки
расплава воздухом или кислородом, способствующей [126] про-
цессу накопления в ванне цианатов. Применение титанового
тигля для расплавления соли обеспечивает защиту стенок тигля
и осаждения на них шлама, что исключает чрезмерную диссо-
циацию цианатов при достаточно высоком содержании их в ра-
бочий период и понижаает накопление шлама в ванне. Представ-
ляет большой интерес вопрос о целесообразности повторного
цианирования после переточки режущего инструмента. Установ-
лено, что в результате многократного (до 5 раз) цианирования
сверл диаметром 5 мм из стали Р6М5 в среднепроцентной ванне
при 555±5°С в течение 10 мин в микроструктуре цианирован-
ного слоя не наблюдается появления 8-фазы [57]; влияние его
на глубину слоя показано ниже.
Кратность цианирования................... 1	2	3	4
Глубина слоя, мм:
на ленточке........................... 0,033 0,040 0,040 0,050
у вершины угла........................ 0,050 0,054 0,054 0,060
Из полученных данных видно, что в результате многократ-
ного цианирования и переточек глубина слоя по ленточке сверл
возрастает примерно в 1,5 раза, у вершины угла она остается
практически постоянной, поэтому для такого инструмента, как
сверла, имеющего равномерную обратную конусность, нет необ-
ходимости в проведении цианирования после каждой переточки.
Иногда для инструментов из различных быстрорежущих сталей
(W—Мо и W—Мо—Со) применяется весьма широкий интервал
температур цианирования 530—570° С [131].
Перед погружением в цианистую ванну инструменты необ-
ходимо подогревать до —300° С во избежание разбрызгивания
расплава солей, а для крупных инструментов также с целью пре-
дупреждения образования трещин и снижения температуры
в ванне цианирования. После окончания выдержки в ванне циа-
нирования с целью улучшения товарного вида инструменты
иногда подвергают ступенчатому охлаждению во второй циани-
стой ванне того же состава, ко имеющей температуру ~500° С,
в которой они выдерживаются 10—12 мин, а затем охлаждаются
на воздухе под колпаком специальной вытяжной вентиляции.
Цианистые соли ядовиты, поэтому применение их требует
тщательного соблюдения ряда специальных правил техники без-
опасности, которые, в частности, предусматривают наличие изо-
лированного помещения для участка цианирования, нейтрали-
зацию отходов и сточных вод и др.
Для удаления цианистых солей с поверхности инструменты
вместе с приспособлениями промывают в баке с кипящей водой,
затем в проточной воде и нейтрализуют 10%-ным раствором же-
лезного купороса. Для предохранения от коррозии инструменты
иногда погружают в бак с эмульсолом или же в содово-нитритный
водный раствор, содержащий 1,5% NaNO2 и 0,3% Na2CO3.
240
Контроль качества цианирования инструментов заключается
во внешнем осмотре, проверке кривизны, испытании твердости и
периодическом исследовании микроструктуры цианированного
слоя. При внешнем осмотре контролируется состояние поверх-
ности, отсутствие разъедания и механических повреждений
острых граней инструмента. Кривизна проверяется у тонких и
длинных инструментов, которые особенно склонны к деформа-
ции при нагреве. Твердость плоских инструментов проверяется
по Роквеллу, чтобы определить, не была ли завышена темпера-
тура цианирования, и по Виккерсу с нагрузкой 49—98 Н (5—
10 кгс) для определения твердости цианированного слоя. •
При контроле инструментов сложной формы твердость изме-
ряют на контрольных образцах.
Микроструктура цианированного слоя не должна содержать
белой нетравящейся хрупкой корочки; ее присутствие указывает
на неправильный выбор режима цианирования и приводит к
охрупчиванию цианированного слоя. Глубина цианированного
слоя должна соответствовать указанной в табл. 49 для различ-
ных инструментов; она является наименьшей для метчиков и
резьбонарезных фрез (0,010—0,015 мм), большей для сверл,
разверток и протяжек (0,015—0,020 мм) и наибольшей для фрез
(0,020—0,030 мм).
Цианирование мелкоразмерных инструментов. Мелкораз-
мерные (диаметром до 6 мм) режущие инструменты — спираль-
ные, пушечные и перовые сверла, развертки, концевые фрезы,
резцы и др. — имеют сравнительно короткий срок службы, глав-
ным образом из-за большого числа поломок, составляющих до
70% всех случаев выхода их из строя. Это обусловлено неблаго-
приятным сочетанием элементов конфигурации данных инстру-
ментов, малой площадью их поперечного сечения и значитель-
ными усилиями, возникающими при резании. Вместе с тем изно-
состойкость режущих кромок указанных весьма распространен-
ных инструментов при обработке сталей повышенной твердости,
жаропрочных и других труднообрабатываемых материалов не-
достаточна. Цианирование, которое могло бы повысить износо-
стойкость режущих кромок, до недавнего времени применять не
рекомендовалось [18] из опасения еще большего повышения
хрупкости и увеличения числа поломок инструментов.
При исследовании образцов из быстрорежущих сталей Р6М5,
Р6МЗ, Р9К5, Р12МЗФ2К8, Р18 и Р18Ф2К5 и различных мелко-
размерных инструментов из сталей Р6М5 и Р18 установлена воз-
можность комплексного решения данной проблемы: повышение
прочности мелкоразмерных инструментов вследствие совершен-
ствования режимов термической обработки и увеличение изно-
состойкости режущих кромок в результате применения такой
технологии изготовления этих инструментов, которая включает
цианирование, обеспечивающее присутствие цианированного
слоя только на их режущих кромках. Повышение прочности
9 Смольников Е. А.	241
Рис. 143. Вид инструментов после частичного удаления защитного
покрытия:
а — сверло диаметром 1,1 мм из стали Р18; б — концевая фреза диаметром
5 мм из стали Р6М5; в — Т-образная фреза диаметром 5 мм из стали Р6М5
этих инструментов может быть достигнуто путем понижения тем-
пературы закалки до уровня, обеспечивающего получение аусте-
нитного зерна балла 12; при этом красностойкость не снижается
более чем на HRC 1 по сравнению с нормой, что для данных ин-
струментов можно считать допустимым. При обычных условиях
изготовления мелкоразмерного инструмента цианирование в рас-
плаве 40% NaCN при 560° С в течение 10—20 мин приводит к по-
лучению цианированного слоя глубиной 0,015—0,020 мм, замкну-
того по всему периметру поперечного сечения и играющего по-
этому роль концентратора напряжений, сильно снижающего
прочность инструментов. Для повышения прочности мелкораз-
мерных инструментов может быть применен один из двух описан-
ных ниже способов изготовления, позволяющих получить циани-
рованный слой указанной глубины только на наиболее нагружен-
ных режущих поверхностях [107, 108].
По первому способу инструменты перед цианированием окон-
чательно затачивают по передней и задней поверхностям, а на
задней вспомогательной поверхности оставляют припуск 0,08—
0,1 мм. Заточенные таким образом инструменты подвергают
цианированию в обычных условиях, после чего заднюю вспомо-
гательную поверхность шлифуют, удаляя с нее диффузионный
слой.
Другой способ состоит в том, что на инструмент сначала на-
носится двойной слой защитных гальванических покрытий (цин-
ковое и медное толщиной 0,008—0,012 мм каждое), который уда-
ляется затем только с режущих поверхностей путем кратковре-
менного резания этим инструментом; на остальных поверхностях
инструмента защитный слой остается нетронутым.
Подготовленные вторым способом инструменты показаны на
рис. 143; места, где защитное покрытие удалено, отмечены точ-
ками. У сверла защитное покрытие удалено с передних и задних
поверхностей при вершине и полностью с ленточки, а у конце-
вых и Т-образных фрез — с передних и задних поверхностей,
т. е. с тех поверхностей, которые подвергаются наибольшему
242
износу в процессе резания. Эти инструменты затем подвергают
цианированию по обычному режиму, в результате чего на глав-
ных режущих поверхностях образуется незамкнутый цианиро-
ванный слой. На остальных участках поверхности рабочей части
этих инструментов цианированный слой отсутствует. Испытания
показали, что прочность при кручении инструментов из стали
Р6М5 с цианированным слоем только на режущих поверхностях
значительно выше, чем у инструментов с цианированным слоем,
замкнутым по всему периметру поперечного сечения (см. диа-
граммы II и III на рис. 144). Из тех же диаграмм видно, что
с понижением температуры закалки от 1240 до 1190° С прочность
этих инструментов при кручении заметно возрастает.
Чтобы выяснить влияние способа изготовления мелкоразмер-
ных цианированных инструментов на их стойкость при резании,
все перечисленные выше инструменты после закалки на балл 12—
11 аустенитного зерна и отпуска при 560° С по 1 ч 2 раза подвер-
гали цианированию при 560° С с нанесением защитного слоя по
второму способу и без него и затем проводили стойкостные испы-
тания по обычным режимам.
•Рис. 144. Влияние условий термической обработки и последующего циа-
нирования на прочность при кручении инструментов из быстрорежущей
стали Р6М5:
а — сверла диаметром 1,1 мм; б — концевые фрезы диаметром 5 мм; в — Т-образ-
ные фрезы диаметром 5 мм; I — инструмент нецианированный; II и III— инстру-
мент, цианированный без и после предварительной защиты вспомогательных
поверхностей (в скобках указана продолжительность цианирования); 1 — за-
калка от 1190° С; 2 — закалка от 1215° С; 3 — закалка от 1240° С
9*
243
Рис. 145. Влияние способа цианирования и глубины цианированного
слоя на стойкость Т-образных инструментов:
а — сверла диаметром 1,1 мм из стали-Р18; б — концевые фрезы диаметром 5 мм
из стали Р6М5; * — Т-образные фрезы диаметром 5 мм из стали Р6М5; 1 —
цианирование без предварительной защиты вспомогательных поверхностей:
2 — то же, после предварительной защиты
Результаты сравнительных стойкостных испытаний приведены
на рис. 145. Они показывают, что при наличии цианированного
слоя, замкнутого по всему периметру поперечного сечения (кри-
вые /), все испытанные инструменты имеют низкую стойкость
вследствие преждевременных поломок. Создание же прерывистого
цианированного слоя, располагающегося только на наиболее
нагруженных режущих поверхностях инструментов (кривые 2),
обеспечивает резкое повышение их стойкости, которая в 1,5—
2 раза выше, чем у нецианированных инструментов.
Следует отметить, что глубина цианированного слоя оказы-
вает большое влияние на стойкость испытанных инструментов
всех видов, подвергавшихся защите от образования диффузион-
ного слоя на вспомогательных поверхностях. Вначале с увели-
чением глубины слоя стойкость непрерывно возрастает, затем
падает вследствие появления зазубрин на режущих кромках и
последующего их выкрашивания. Оптимальная глубина циани-
рованного слоя, обеспечивающая максимальную стойкость, со-
ставляет 0,016—0,020 мм для сверл диаметром 1,1 мм; 0,030—
0,036 мм для концевых фрез диаметром 5 мм и 0,026—0,032 мм
для Т-образных фрез.
Следует отметить, что инструменты с незамкнутым цианиро-
ванным слоем, имевшие после закалки аустенитное зерно балла
12—11, имели более высокую стойкость при резании, чем зака-
ленные на балл 10, при одинаковой после отпуска твердости
сердцевины HRC 62—65.
Б. Карбонитрация
Процесс диффузионного насыщения поверхности инструментов
азотом и углеродом в расплавах циановокислого калия (KCN.O),
циановокислого натрия (NaCNO) или их смесей, названный
карбонитрацией [3, 68, 69, 72] как и жидкостное цианирование,
осуществляется при температуре 550—560° С с выдержкой до
244
20 мин, что исключает возможность снижения твердости в сердце-
вине инструмента. Предпочтительным в работе [69] считают
применение для данной цели циановокислого калия, имеющего
[72] более низкую температуру плавления (4Л = 320° С). В рас-
плаве циановокислого калия формирование диффузионного слоя
происходит следующим образом. Азот, образующийся по реакции
2KCNO + О2 = К2СО3 + СО + 2N,
в момент выделения обладает большой химической активностью,
диффундирует в металл и растворяется в a-фазе, насыщая ее до
предела растворимости. При дальнейшем насыщении на поверх-
ности металла образуются фазы со структурой е- и у-нитридов.
Последние, являясь фазами переменного состава, способны рас-
творять также и некоторое количество углерода в результате
реакции с окисью углерода и должны рассматриваться как карбо-
нитридные фазы Fe3 (NC) и Fe4 (NC), имеющие структуру нитри-
дов [72]. Глубина диффузионного слоя при карбонитрации при-
мерно такая же, как и при жидкостном цианировании. Темно-
травящаяся зона диффузионного слоя состоит из мартенсита.
с вкрапленными в него высокодисперсными нитридами легирую-
щих элементов и карбидов, легированных азотом. Микротвер-
дость этой зоны слоя плавно уменьшается от максимального зна-
чения у поверхности до постоянного значения микротвердости
у сердцевины.
Согласно полученным автором и В. И. Жилисом данным,
в результате карбонитрации сверл с вышлифованным профилем
диаметром 8 мм из стали Р6М5 стойкость их возрастает в 1,5—
2 раза или примерно в той же степени, как и в результате жидкост-
ного цианирования в среде, содержащей 45—50% NaCN. При
сравнении этих двух процессов необходимо иметь в виду, что
в ваннах для карбонитрации содержится обычно 2—6% группы
CN, т. е. значительно меньше, чем в ваннах для жидкостного циа-
нирования (~26% CN); однако при проведении процесса карбо-
нитрации это не освобождает от необходимости строгого соблю-
дения тех же правил и условий техники безопасности, что и при
жидкостном цианировании.
Вместе с тем стоимость KCNO примерно в 6 раз выше, чем
NaCN, а удаление с поверхности инструментов образующегося
при карбонитрации сажистого налета довольно затруднительно.
5.	ГОЛУБОЕ ОКСИДИРОВАНИЕ,
ИЛИ ВОРОНЕНИЕ
Под таким названием известен [16] появившийся недавно
процесс дополнительного нагрева цианированного инструмента
при температуре 400—500° С в расплаве соли ЧС-312, содержа-
щей 60—54% NaNO3 + 40 — 46% KNO2 и имеющей темпера-
туру плавления 160Q С; иногда эту операцию рекомендуют про-
245
водить также после карбонитрации. На поверхности цианирован-
ного инструмента в результате воронения образуется тонкая
(несколько микрон) оксидная пленка серо-черного цвета с голубо-
ватым отливом, обеспечивающая хороший товарный вид. Полу-
чаемая оксидная пленка обладает высокой антикоррозионной
стойкостью, хорошо удерживает смазку. Кроме того, нагрев
до 400—500° С при воронении создает условия для снижения
хрупкости цианированного слоя в результате снятия поверх-
ностных напряжений и некоторого выравнивания концентрации
азота в связи с диффузией его с поверхности в глубь слоя. По-
видимому, этим и можно объяснить дополнительное повышение
стойкости инструмента при воронении примерно еще в 1,5 раза
по сравнению с цианированным инструментом и улучшение его
эксплуатационных свойств. Таким образом, комплексная хи-
мико-термическая обработка, состоящая из цианирования и во-
ронения, повышает стойкость инструмента в общем в 2,5 раза.
При выборе температуры воронения учитывается вид инструмента.
Эта операция для цельного инструмента выполняется при темпе-
ратуре 450—500° С, а для сварного инструмента при 400—450° С,
чтобы избежать снижения твердости хвостовой части ниже до-
пустимых значений (HRC 30—35).
Иногда для повышения вязкости диффузионного слоя циани-
рованных инструментов, работающих в условиях знакоперемен-
ных нагрузок (сверла, развертки, зенкеры), рекомендуют прово-
дить дополнительный отпуск в соляной ванне при температуре
300° С в течение 1 ч [1451.
Схема комплексной химико-термической обработки, вклю-
чающая технологические процессы цианирования и воронения,
приведена ниже.
А- Цианирование
1.	Обезжиривание и промывка.
2.	Подогрев в воздушной среде до 350—400° С.
3.	Цианирование.
4.	Охлаждение на воздухе.
5.	Промывка в горячей воде двукратная (при вторичной промывке в ванну
добавляется 0,5—2% FeSO4 для нейтрализации в случае недостаточной отмывки
цианистых солей).
6.	Пассивирование и сушка (для инструмента, не подвергаемого воронению).
Б. Воронение
1.	Подогрев в воздушной среде до 350—400° С.
2.	Воронение.
3.	Охлаждение на воздухе.
4.	Промывка в горячей воде.
5.	Сушка путем аккумуляции теплот.
6.	Замасливание в индустриальном масле И-124 или И-20А.
7.	Контроль качества обработки.
Для получения после цианирования или воронения высоких
режущих свойств и хорошего товарного вида инструментов необ-
246
ходимо, чтобы они до цианирования удовлетворяли следующим
требованиям:
а)	имели твердость рабочей части не ниже HRC 62—63, чтобы
тонкий цианированный слой располагался на твердой основе;
б)	были хорошо отпущены и не содержали большого коли-
чества остаточного аустенита в поверхностных слоях;
в)	не имели на режущих кромках обезуглероженного слоя
и шлифовочных прижогов, т. е. участков пониженной твердости,
не исправляемых цианированием [49];
г)	до шлифования были подвергнуты тщательной механиче-
ской (гидроабразивной или дробеструйной) очистке, обеспечи-
вающей полное удаление с поверхности окисных налетов, про-
дуктов травления и остатков солей и предохраняющей от появ-
ления плотных рыжих пятен и пыльцеобразного налета после
цианирования или воронения;
д)	после шлифования и заточки были очищены от грязи и масла
путем промывания в 1—2 %-ном содовом растворе в моечной ма-
шине или в ванне химического обезжиривания;
е)	во избежание забоев режущих кромок поступали на циани-
рование и воронение в специальной для каждого типоразмера
таре и в ней же возвращались обратно после выполнения этих
операций.
6. ГАЗОВОЕ АЗОТИРОВАНИЕ
Высокая токсичность цианистых солей и сложность обезвре-
живания цианистых отходов обусловливают наблюдаемое в по-
следнее время стремление заменить описанные выше процессы
цианирования кратковременным низкотемпературным газовым
азотированием, осуществляемым для инструментов из быстро-
режущей стали при той же температуре 550—560° С, но с не-
сколько более продолжительной выдержкой 1—2 ч [47, 73].
Известны многочисленные виды низкотемпературного газо-
вого азотирования, отличающиеся .составом применяемой газо-
вой среды. Иногда для этой цели используют неразбавленный
аммиак, но имеются убедительные данные [58], свидетельствую-
щие, что получающийся при этом диффузионный слой обладает
повышенной хрупкостью, поэтому процесс неприемлем для тонко-
лезвийных инструментов.
Повышение пластичности поверхностной зоны и ее эксплуата-
ционных свойств при газовом азотировании может быть достиг-
нуто [47, 58] путем частичной диссоциации аммиака и разбавле-
нием его азотом или углеродосодержащими компонентами при-
родного и светильного газа, эндогаза, экзогаза (процесс нитро-
цементации). Иногда для активизации процесса в аммиачно-во-
дородную смесь вводят кислород или воздух; такой процесс
называют нитрооксидированием [78 ].
Наиболее просто реализуется процесс азотирования в атмо-
сфере предварительно диссоциированного аммиака в смеси со
247
свежим аммиаком [47]. Степень диссоциации аммиака поддержи-
вается в пределах 30—55%.
Из жидких карбюризаторов, применяемых для низкотемпе-
ратурной нитроцементации инструментов из быстрорежущей
стали, чаще используется триэтаноламин [C2H5O]3N. Азоти-
рование с применением триэтаноламина можно проводить [47]
по нескольким технологическим схемам: в среде продуктов пи-
ролиза триэтаноламина без добавки или с добавками аммиака.
В последнем случае аммиак подается в печь при температуре про-
цесса, а нагрев и охлаждение производят только в продуктах
разложения триэтаноламина. Для исключения охрупчивания
слоя длительность процесса при 560° С не должна превышать
4 ч при азотировании в триэтаноламине и 2 ч при насыщении
в смеси аммиака и триэтаноламина. Азотирование может прово-
диться также при подаче триэтаноламина через водоохлаждае-
мый дозатор непосредственно в печь без предварительного пи-
ролиза. При азотировании инструмента в триэтаноламине без
предварительного пиролиза рекомендуется небольшое количество
триэтаноламина: 2 капли в 1 мин на 1 л объема печи [50]. При
таком расходе этого продукта активность среды уменьшается
и смолистые вещества не образуются. В течение выдержки 1 —
4 ч при 560° С на сталях Р18, Р9 образуется слой толщиной
0,015—0,040 мм с твердостью Я200 1000—1080. Особенностью
строения диффузионного слоя является отсутствие поверхност-
ной зоны. Азотирование разверток в продуктах разложения
триэтаноламина из стали Р9 при 560° С в течение 2,5 ч повышает
их работоспособность до трех раз [52].
Проведение предварительного высокотемпературного пиро-
лиза триэтаноламина в отдельной печи при 900—910° С расши-.
ряет технологические возможности азотирования, уменьшает
образование смолистых соединений и тяжелых углеводородов,
обеспечивает большой диапазон ведения и регулирования про-
цесса по насыщающей активности диффундирующих компонен-
тов — азота и углерода. При пиролизе в указанных условиях
обеспечивается оптимальный состав насыщающих газов (%):
32,85 СО, 10,68 СН4, 1,75 CmHn, 0,4 СО2, 44,4 Н2, 9,17 N2,
0,85 О2 [51].
Недавно разработан процесс низкотемпературной газовой
нитроцементации режущих инструментов из быстрорежущей
стали в продуктах пиролиза триэтаноламина с такими активизи-
рующими добавками, как водный раствор аммиака NH4OH
(0,4—0,5%), нитрита натрия NaNO2 (0,4%), алюмината натрия
NaAlO2 (0,2—0,25%) и воды (3—3,5%). Проведение этого процесса
в шахтных печах Ц-25 и Ц-75 при 550—570° С обеспечивает
снижение хрупкости поверхностного слоя вследствие уменьше-
ния величины зоны избыточных нитридов и карбидов [112].
Влияние указанных активирующих добавок на формирование
атмосферы печи сказывается в том, что гидрат окиси аммония
248
NH4OH поставляет в атмосферу печи дополнительное количество
атомарного азота, диффундирующего в поверхностный слой.
Нитрит натрия NaNO2 образует при 550—560° С окислы натрия,
оседающие на поверхности инструмента и стабилизирующие
адсорбцию атомарного углерода и азота, необходимых для диффу-
зии в слой. Алюминат натрия, остающийся в атмосфере печи
в молекулярной форме, ускоряет переход образовавшегося ато-
марного углерода в молекулярную форму. Это препятствует
развитию охрупчивания поверхностного слоя обрабатываемых
инструментов. В результате такого процесса, названного авто-
ром работы [112] мягкой низкотемпературной нитроцемента-
цией с одновременным термическим оксидированием, на диско-
вых прорезных фрезах из сталей Р6М5 и Р18, на концевых фре-
зах из сталей Р9К5 и Р12ФЗМ2К8 и метчиках из сталей Р6М5 и
Р9К5 образуется тонкий, прочно связанный с основой поверх-
ностный слой сложного состава, обладающий повышенной кон-
тактной прочностью, коррозионной стойкостью, улучшающий
условия трения при резании, препятствующий схватыванию
инструмента с обрабатываемым металлом, что особенно важно
при обработке коррозионно-стойких сталей и титановых сплавов.
Процесс может применяться для тонколезвийных инструмен-
тов, работающих при высоких скоростях резания, малых по-
перечных подачах, при жестких допусках на сохранение режу-
щей кромки некоторых видов резцов и концевых фрез, тонких
дисковых прорезных фрез. Износостойкость этих инструментов
из сталей Р6М5, Р6М5К5 и Р9К5 после мягкой газовой нитро-
цементации повышается в 1,5—2 раза [112].
В работе [47] кратко изложены приводимые в последнее
время в зарубежной литературе сведения о новых разновидностях
процессов низкотемпературной газовой нитроцементации. В США
это процесс, осуществляемый в смеси 50% аммиака и 50% пропана
или эндогаза, известен под названием «нитемпер», в ФРГ такой же
процесс называют «никотирование», в Японии — «найтемпер».
В ФРГ фирмой Айхелин предложен процесс «нитрок», проводи-
мый в атмосфере, которая содержит 90% N2 и 10% СО2. При
кратковременном газовом азотировании строение диффузион-
ного слоя и его состав близки к получаемым при азотировании
в жидких средах. На поверхности стали формируются зоны вы-
сокоазотистых нитридных фаз 8 и у диффузионного подслоя,
представляющего собой азотистый твердый раствор и выделения
нитридов основного металла и легирующих элементов [47].
Следует, однако, иметь в виду, что все процессы низкотемпе-
ратурного газового азотирования неприменимы к сварным инстру-
ментам с хвостовиками из конструкционной углеродистой стали,
так как не обеспечивают сохранения необходимой твердости
этих хвостовиков.
Г л а в а XII
МЕХАНИЗАЦИЯ И АВТОМАТИЗАЦИЯ
ПРОЦЕССОВ ТЕРМИЧЕСКОЙ
И ХИМИКО-ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ
ИНСТРУМЕНТОВ В СОЛЯНЫХ ВАННАХ
1.	ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Современное состояние термических цехов инструментальных
заводов характеризуется высоким уровнем механизации и авто-
матизации большинства операций термической и химико-терми-
ческой обработки инструментов, выполняемых в соляных ван-
нах. К настоящему времени на базе использования соляных ванн
созданы и работают разнообразные полуавтоматические линии
и агрегаты для термической и химико-термической обработки,
в которых осуществляется механизированное перемещение кас-
сет с инструментами из одной ванны в другую через строго задан-
ные промежутки времени. В сочетании с автоматическим регу-
лированием температуры ванн это обеспечивает возможность
строгого соблюдения установленных технологических процессов.
Все механизированное оборудование, в котором применяются
соляные ванны, можно разделить на четыре группы: а) агрегаты
для закалки; б) агрегаты для отпуска; в) поточные линии для
комплексной термической обработки (закалка, отпуск, очистка
от солей); г) агрегаты для химико-термической обработки инстру-
ментов. В некоторые линии включается также механизированная
правка инструментов. Оснащение термических цехов отдельными
полуавтоматическими агрегатами для закалки или отпуска или
поточными линиями для комплексной термической обработки,
а иногда и очистки имеет свои преимущества и недостатки.
Применение отдельных агрегатов для закалки или отпуска
инструментов удобно тем, что неполадки и простои на каком-
либо одном агрегате не отражаются на работе других агрегатов
и можно осуществлять раздельный ремонт оборудования, приме-
няемого на данной операции.
Однако при использовании отдельных агрегатов возникает
необходимость перегружать изделия из одного приспособления
в другое, для чего требуется дополнительное время и дополни-
тельный обслуживающий персонал.
При использовании поточных линий для комплексной терми-
ческой обработки и очистки все операции выполняются в одном
и том же приспособлении без промежуточных перегрузок инстру-
ментов; это позволяет применять в общей линии такой процесс,
как кратковременный отпуск инструментов из быстрорежущей
250
стали, в результате чего значительно сокращается продолжитель-
ность всего технологического цикла термической обработки.
Однако эксплуатация поточных автоматических линий зна-
чительно сложнее, чем отдельных агрегатов, и требует от обслу-
живающего персонала более внимательного наблюдения за ра-
ботой линий. Оборудование в агрегатах и линиях устанавливают
в соответствии с технологическим процессом, в порядке выпол-
нения операций или в соответствии с циклограммой, определяю-
щей порядок перемещения кассет или других приспособлений
с инструментами из одной ванны в другую.
Расположение оборудования в агрегатах и линиях чаще всего
бывает прямолинейным; иногда при недостатке производствен-
ных площадей применяют П-образное расположение оборудова-
ния. В качестве транспортирующего устройства для переноса
инструментов из одной ванны в другую применяют рычажные
перебросы, цепные конвейеры и операторы. Основной недостаток
рычажных перебросов состоит в том, что они не всегда обеспечи-
вают надежность переброса подвесок с инструментами с одной
позиции на другую и правильную установку их на применяемом
в этом случае горизонтальном конвейере, служащем для перед-
вижения кассет с инструментами. В этих агрегатах возможно
также произвольной перемещение штанг с подвесками, приводя-
щее к нарушению установленного режима. Одним из недостат-
ков агрегатов с цепными конвейерами для переноса инструмен-
тов из одной ванны в другую является выход их из строя из-за
ослабления натяжения цепи, в результате чего происходит со-
скальзывание цепи со звездочек. Это приводит к перекосу штанг
и, как следствие, к разной глубине погружения инструментов
в солевой расплав. При длительной эксплуатации происходит
также нагрев передающей цепи, в результате чего она удлиняется,
соскальзывает со звездочек, приспособление раскачивается и
часть инструментов теряется (падает в ванну).
Более совершенными и надежными транспортирующими
устройствами являются автооператоры, которыми оснащаются
теперь все вновь проектируемые агрегаты и линии. Автоопера-
тор перемещает подвески или корзины с изделиями по заданной
циклограмме. Следует отметить, однако, что при выходе из строя
агрегата с оператором отладка его требует более высокой ква-
лификации обслуживающего пёрсонала.
Агрегаты с цепным конвейером проще в обслуживании, чем
агрегаты с оператором, поэтому на ряде инструментальных за-
водов они продолжают довольно успешно эксплуатироваться.
Загрузка инструментов в приспособления и разгрузка их на дей-
ствующих агрегатах и линиях, как правило, выполняется руч-
ным способом, перемещение же приспособлений с инструментами
механизировано.
На агрегатах и линиях применяют два способа загрузки и
разгрузки приспособлений с инструментами. При первом способе
251
g	Таблица 50 Рекомендации по выбору автоматизированного оборудования для термической и химико-термической обработки режущих инструментов				
Назначение	Рекомендуемое оборудование		Максимальная про- изводительность, кг/ч	Загрузочно-тр экспортирую- щее устройство
	наименование	тип		
Для инструментов из быстрорежущей стали	'				
Закалка крупногабаритного инструмента	Полуавтоматический зака- лочный агрегат	|	ТА-30	250	| Оператор
Закалка инструментов сред- них размеров	Полуавтоматические зака- лочные универсальные аг- регаты	ТА-22 ТА-28 ТА-26 ТА-07 МФ-567	350 300 300 375 250	Цепной конвейер Оператор » » Цепной конвейер
Закалка хвостовой и рабо- чей части инструментов	Полуавтоматический зака- лочный агрегат	VGT-1	1200 шт/ч (сверла диаметром 12 мм)	Рычажные перебросы
Закалка сверл с цилиндри- ческим хвостовиком с при- менением механизированной правки	Полуавтоматические зака- лочные агрегаты	МФ-570 ТА-34 ОИЗ-Ц1	250 250 6000 шт/ч	Цепной конвейер Оператор Рычажные перебросы
Трехкратный отпуск	Полуавтоматически^ агре- гаты для отпуска	ТА-23 ТА-25 ТА-08 С-100X3/560	375 375 375 350	Оператор » » »
Трехкратный отпуск и хи- мическая очистка	Полуавтоматическая поточ- ная линия	ТХА-33	300	Оператор
Двукратный кратковремен- ный отпуск и очистка	То же	VGT-2	1200 шт/ч (сверла диаметром 12 мм)	Рычажные перебросы и цепные конвейеры
Продолжение табл. 50
Назначение	Рекомендуемое оборудование		Максимальная про- изводительность, кг/ч	Загрузочно-тр экспортирую- щее устройство
	наименование	тип		
Комплексная термическая обработка и очистка свар- ного инструмента	Автоматические линии	VGT-3 ТХА-15	1200 шт/ч (сверла диаметром 12 мм) 300	То же Оператор
Комплексная термическая обработка,правка и очист- ка сверл с цилиндрическим хвостовиком	Автоматическая линия	ТХА-17	160	»
Термическая обработка хво- стовой части инструментов	Полуавтоматический агре- гат	МФ-573	600	Цепной конвейер
Цианирование с последую- ющим воронением Комплексная термическая 1 обработка круглых плашек	Полуавтоматическая линия |	ТХА-42	j	— Для инструментов из углеродистой и низколегированной стали 1 Автоматическая линия	।	АЛЗП	।	150			| Оператор 1 Цепной конвейер
Закалка инструментов из углеродистой стали	Полуавтоматический агре- гат	МФ-557	250	То же
Отпуск инструментов из углеродистой стали	То же	МФ	500	Оператор
Термическая обработка с одновременным оксидирова- нием корпусов сборного ин- струмента из стали 40Х	То же	МФ-559	500	
загрузка инструментами приспособлений и их разгрузка про-
изводится с одного конца агрегата (подвески с инструментами
возвращаются к месту загрузки). При такой конструкции агрегат
может обслуживаться одним рабочим.
При втором способе загрузка и разгрузка приспособлений
с инструментами производится с противоположных концов агре-
гата (или линии), и для обслуживания необходимо два-три че-
ловека.
Из электродных соляных ванн, применяемых в агрегатах и
поточных линиях для нагрева и охлаждения инструментов при
закалке, наиболее удобными являются ванны с прямоугольной
формой рабочего пространства. Размеры рабочего пространства
этих ванн могут изменяться в зависимости от требуемой произ-
водительности агрегата или линии, размеров загружаемых
инструментов и применяемой температуры нагрева. Соответ-
ственно подбираются по мощности печные трансформаторы
электродных соляных ванн.
Соляные ванны, применяемые в агрегатах для отпуска инстру-
ментов, чаще нагреваются с помощью трубчатых электронагре-
вателей, хотя в ряде случаев для этой цели используются и элек-
тродные соляные ванны. Ванны должны быть оборудованы бор-
товыми отсосами, что значительно усиливает удаление дыма
с зеркала ванны по сравнению с отсосом через общий колпак,
находящийся вверху над зеркалом ванны; особенно это необхо-
димо для ванн окончательного нагрева, применяемых при за-
калке инструмента из быстрорежущей стали, где без этого трудно
обеспечить правильное измерение и регулирование температуры
ванны. Из большого числа действующих разнообразных агрега-
тов и поточных линий для закалки, отпуска и цианирования
инструментов в табл. 50 приведены наиболее заслуживающие
внимания и рекомендованные к применению.
2.	АГРЕГАТЫ ДЛЯ ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ
ИНСТРУМЕНТОВ
Агрегат полуавтоматический закалочный ТА-22 предназначен
для закалки инструментов крупных и средних размеров из бы-
строрежущей стали. На рис. 146 представлена схема этого агре-
гата. Длина закалочного агрегата 9 м, ширина (вместе с трансфор-
матором) 4,5 м, высота (при верхнем положении траверсы опера-
тора) 4,5 м. В состав агрегата входят шахтная печь 1 для первого
подогрева инструментов с электрическим или газовым нагревом до
300—500° С; ванна соляная электродная 2 для второго подогрева
до 850—880° С; ванна соляная электродная 3 для окончательного
нагрева до 1200—1300° С; ванна соляная 4 с температурой 400—
550 или 600—675° С, предназначенная для ступенчатого охлажде-
ния нагретых инструментов; камера подстуживания 5, в которой
инструменты охлаждаются струей воздуха. После окончатель-
254
Рис. 146. Схема полуавтоматического закалочного агрегата ТА-22
ного охлаждения закаленные инструменты в приспособлениях
возвращаются к месту загрузки, где и разгружаются.
Агрегат полуавтоматический закалочный ТА-28 (рис. 147) ь
также предназначен для закалки инструментов средних размеров
из быстрорежущей стали. Длина агрегата 8,81, ширина (вместе
с трансформатором) 4,5 м, высота (при верхнем положении тра-
версы оператора) 5,0 м. В состав агрегата входят шахтная печь 1
&ля. первого подогрева инструментов при 300—500° С; ванна со-
ляная электродная 2 для второго подогрева до 850—880° С;
255
Рис. 148. Агрегат полуавтоматический закалочный МФ-567 (В — вытяжная
труба)
ванна соляная электродная 3 для окончательного нагрева до
1200—1300° С; ванна соляная 4 с температурой 400—550 или
600—675° С для ступенчатого охлаждения; камера подстужива-
ния 5; стол загрузки и выгрузки 6.
Агрегат полуавтоматический закалочный МФ-567 (рис. 148)
предназначен для закалки инструментов средних размеров из
быстрорежущей стали. Длина агрегата 10,1 м, ширина (вместе
с трансформатором 7) 4,2 м, высота 4,3 м. В состав агрегата вхо-
дят шахтная печь 1 для первого подогрева инструментов до 300—
500° С; ванна соляная электродная 2 для второго подогрева до
850—880° С; ванна соляная электродная 3 для окончательного
нагрева до 1200—1300° С; ванна соляная 4 с температурой 400—
550 или 600—675° С, предназначенная для ступенчатого охлажде-
ния нагретых инструментов; камера подстуживания 5, в которой
инструменты охлаждаются струей воздуха; стол для загрузки
и выгрузки 6.
Агрегат полуавтоматический закалочный VGT-1 (рис. 149)
предназначен для закалки хвостовой и рабочей части сварных
Рис. 149. Агрегат полуавтоматический закалочный VGT-1
256
Рис. 150. Агрегат полуавтоматический МФ-573 для термической обработки
хвостовой части сварных инструментов
сверл' с коническим хвостовиком. Длина агрегата 14,2 м, ши-
рина 1,5 м, высота 2,9 м. В состав агрегата входят стол 1 для
загрузки кассет инструментом; ванна соляная электродная 2
с температурой 850° С для нагрева под закалку лапок сверл;
ванна 3 с проточной водой для охлаждения лапок сверл при за-
калке; шахтная печь 4 с температурой 200—300° С для просуши-
вания сверл; ванна соляная электродная 5 для предварительного
подогрева до 850—880° С; ванна соляная электродная 6 для окон-
чательного нагрева до 1200—1300° С; ванна соляная 7 с темпера-
турой 400—550 или 600—675° С для ступенчатого охлаждения
инструмента; камера §для охлаждения водяной пылью или сжа-
тым воздухом; стол 9 для разгрузки кассет с закаленными инстру-
ментами.
Агрегат полуавтоматический МФ-573 (рис. 150) предназначен
для термической обработки хвостовой части сварных инструмен-
тов. В состав агрегата входят стол 1 ддя загрузки и выгрузки
инструментов; шахтная печь 2 для подогрева до 200—300° С;
ванна соляная электродная 3 для окончательного нагрева до
850° С; ванна 4 с проточной водой для охлаждения при закалке
хвостовиков; шахтная печь 5 для подогрева хвостовиков до 200—
300° С; соляная ванна 6 с температурой 200—300° С для отпуска
закаленных хвостовиков.
Агрегат полуавтоматический МФ-557 (рис. 151) предназначен
для закалки инструмента из углеродистой стали. Длина агрегата
6,7 м, ширина 1,35 м, высота 3,7 м. В состав агрегата входят
шахтная печь 1 для предварительного подогрева до 300—400° С;
ванна соляная электродная 2 для окончательного нагрева до 800—
820° С; ванна соляная 3 с трубчатыми электронагревателями для
257
Рис. 151. Агрегат полуавтоматический МФ-557 для закалки инструментов из
углеродистой стали
ступенчатого охлаждения при 160—180° С; электрическая ванна 4
с кипящей водой для промывки от солей; ванна 5 с пассивирую-
щим раствором.
Агрегат полуавтоматический МФ (рис. 152) предназначен для
отпуска инструмента из углеродистой стали. Длина агрегата
6,5 м, ширина 1,35 м, высота 2,1 м. В состав агрегата входят
ванна 1 с трубчатыми нагревателями, используемая для отпуска
инструментов при 160—180° С; электрическая ванна 2 с кипящей
Рис. 152. Агрегат полуавтоматический МФ для отпуска инструментов из уг-
леродистой стали
258
водой для промывки инструментов; ванна 3 с пассивирующим
раствором и шахтная печь 4 с температурой 200—300° С для
просушивания инструментов.
3.	ПОТОЧНЫЕ ПОЛУАВТОМАТИЧЕСКИЕ ЛИНИИ
ДЛЯ ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ ИНСТРУМЕНТОВ
Полуавтоматическая поточная линия ТХА-33 (рис. 153) пред-
назначена для отпуска , и химической очистки инструментов из
быстрорежущей стали. Длина поточной линии 19,3 м, ширина
(вместе с трансформатором) 4 м, высота (при верхнем положении
траверсы оператора) 5 м. В состав поточной линии входят ванна
сол-яная электродная 1 для первого отпуска инструментов; ка-
мера охлаждения 2 для подстуживания в струе воздуха; ванна
соляная электродная 3 для второго отпуска; камера охлажде-
ния 4; ванна соляная электродная 5 для третьего отпуска; камера
охлаждения 6; ванна 7 с электрическим нагревом для промывки
инструментов в горячей воде; ванна 8 для травления в кислоте;
ванна 9 с душем для промывки в холодной воде; ванна 10 для ней-
трализации; ванна 11 для пассивирования.
Полуавтоматическая [поточная линия УОТ-2^(рис. 154) пред-
назначена для кратковременного двукратного отпуска и очистки
инструментов из быстрорежущей стали, а также для выполне-
ния операций очистки их от солей. Длина поточной линии 17 м,
ширина 1,8 м, высота 3,1 м. В состав поточной линии входят
ванна соляная электродная 1 для первого отпуска при темпера-
туре 580—600° С в течение 20—10 мин соответственно; стенд 2
с форсунками для охлаждения инструментов до ~20° С; ванна
соляная электродная 3 для второго отпуска при температуре
580—600° С в течение 20—10 мин; стенд 4 с форсунками для охла-
ждения инструментов до ~20° С; ванна электрическая 5 с кипя-
щей водой для выварки отпущенных инструментов; ванна 6 с про-
точной водой; ванна 7 с кислотоупорной изоляцией, используемая
Рис. 153. Полуавтоматическая поточная линия ТХА-33 для отпуска и хими-
ческой очистки инструментов из быстрорежущей стали (А — автооператор)
259
Рис. 154. Полуавтоматическая поточная линия VGT-2 для кратковременного
отпуска и очистки инструментов из быстрорежущей стали
для травления в кислоте; ванна 8 с проточной водой для удале-
ния остатков кислоты с поверхности инструментов; установка 9
барабанного типа для гидроочистки инструментов; транспортер 10
выдачи готовой продукции с душем из пассивирующего раствора.
Полуавтоматическая поточная линия VGT-3 (рис. 155) пред-
назначена для комплексной термической обработки и очистки
сварных инструментов с коническим хвостовиком. На ней про-
изводится закалка лапок и рабочей части, отпуск и очистка свар-
ных сверл, зенкеров и разверток с рабочей частью из быстроре-
жущей стали и хвостовиком (КМ1-4) из конструкционной угле-
родистой стали. Длина линии 28,6 м, ширина (вместе с трансфор-
матором) 4 м, высота (при верхнем положении траверсы опера-
тора) 5,4 м. В состав поточной линии входят ванна соляная элек-
тродная 1 для нагрева лапок под закалку; ванна 2 с проточной во-
дой для охлаждения лапок при закалке; шахтная печь 3 для пер-
вого подогрева до 300° С при закалке рабочей части инструмен-
тов; ванна соляная электродная 4 для второго прогрева до 850—
880° С при закалке рабочей части; ванна соляная электродная 5
Рис. 155. Полуавтоматическая поточная линия VGT-3 для комплексной тер-
мической обработки и очистки сварного инструмента с коническим хвостовиком
260
для окончательного нагрева до 1200—1300° С при закалке ра-
бочей части; соляная ванна б для ступенчатого охлаждения при
400—550 или 600—675° С; стенд 7 с форсунками для окончатель-
ного охлаждения при закалке инструментов; ванна электродная 8
для первого отпуска при 580—600° С; стенд с форсунками для
охлаждения; ванна соляная электродная 10 для второго отпуска
при 580—600° С; стенд 11 для охлаждения; ванна 12 с электри-
ческим нагревом для выварки инструментов после отпуска;
ванна 13 с душем для промывки инструментов; ванна 14 с кисло-
тоупорной изоляцией для травления поверхности инструментов;
ванна 15 с душем для промывки инструментов в холодной воде;
пресс 16 для разгрузки инструментов из приспособлений; уста-
новка барабанного типа 17 для гидроочистки инструментов;
транспортер 18 для выдачи готовых инструментов с душем из
пассивирующего раствора.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	Алексеев Г. А., Аршинов В. А., Смольников Е. А. Расчет и конструи-
рование режущего инструмента. М.: Машгиз, 1950. 602 с.
2.	Александрович Б. Л., Ревизина К. Г. Определение глубины обезуглеро-
женного слоя. — Станки и инструмент, 1959, № 7, с. 22—23.
3.	Артемчук В. Г., Чуфистов В. А. Повышение стойкости инструмента
методом карбонитрации. — Станки и инструмент, 1977, № 10, с. 15—16.
4.	Афонский И. Ф., Крошкин А. А. Соляные ванны для термической об-
работки. М.: ОНТИ, Госметаллургиздат, 1934. 67 с.
5.	Бернштейн М. Л. Структура деформированных металлов. М.: Метал-
лургия, 1977. 431 с.
6.	Блантер М. Е. Фазовые превращения при термической обработке стали.
М.: Металлургиздат, 1962. 268 с.
7.	Бокштейн Б. С. Диффузия в металлах. М.: Металлургия, 1978. 248 с.
8.	Борисов А. А. Жидкостное азотирование деталей машин. М.: НИИ-
информтяжмаш, 18-66-1, 1966. 23 с.
9.	Будрин Д. В., Красовский Б. А. Нагрев и охлаждение тел различной
формы. — Труды Уральского индустриального ин-та, .1941, выпу XVII,
с. 18—41.
10.	Будрин Д. В., Суханов Е. А. Определение коэффициентов теплоотдачи
при нагреве металлов в расплавленных солях. — Изв. вузов. Черная металлур-
гия, 1958, № 9, с. 51—62.
И. Взаимодействие окислов металла с углеродом/В. П. Елютин, Ю. А. Пав-
лов, В. П. Поляков, С. Б. Шеболдаев. М.: Металлургия, 1976. 143 с.
12.	Вильям Мак-Адамс. Теплопередача. Пер. сангл. М.: Металлургиздат,
1961. 686 с.
13.	Вишняков Д. Я. Свойства расплавленных солей, применяемых в ван-
ных печах. — Сб. Московского ин-та стали, вып. XXVII. М.: Металлургиздат,
1949, с. 126—176.
14.	Вишняков Д. Я., Ростовцев Г. Н., Неустроев А. А. Оборудование, ме-
ханизация и автоматизация в термических цехах. М.: Металлургия, 1964. 467 с.
15.	Влияние гидроэкструзии на фазовый состав, структуру и свойства
быстрорежущей стали Р6М5/К. Н. Богоявленский, А. Н. Попандопуло,
Ю. Г. Белостоцкий, В. В. Рис. — Изв. вузов. Черная металлургия, 1977,
№ И, с. 160—165.
16.	Воронение цианированного инструмента из быстрорежущей
стали/Л. М. Ларина, К. А. Малинина, О. Е. Самохинй, Е. А. Смольников. —•
Металловедение и термическая' обработка металлов, 1972, № 5, с. 62—63.
17.	Геллер Ю. А. Инструментальные стали. М.: Металлургия, 1975. 584 с.
18.	Геллер Ю. А. Инструментальные стали. М.: Металлургиздат, 1961.
510 с.
19.	Геллер Ю. А., Рахштадт А. Г. Материаловедение. М.: Металлургия,
1975. 477 с.
20.	Горбацевич Ю. А., Смольников Е. А. Высокоступенчатая закалка
быстрорежущей стали.—Металловедение и термическая обработка металлов,
1973, № 2, с. 2—6.
262
21.	Горбацевич Ю. А., Маркина В. А., Смольников Е. А. Высокоступенча-
тая закалка инструмента из быстрорежущей стали. — В кн.: Сб. трудов Все-
союзного научно-исследовательского инструментального института, М.: 1975,
с. 42—57.
22.	Горелик С. С., Дашевский М. Я. Материаловедение полупроводников
и металловедение. М.: Металлургия, 1973. 495 с.
23.	Гуляев А. П., Малинина К. А., СаверинаС. М. Инструментальные стали:
Справочник. 2-е изд. М.: Машиностроение, 1975. 270 с.
24.	Гуляев А. П. Металловедение. М.: Металлургия, 1977. 647 с. '
25.	Гуляев А. П., Колесанова А. А., Малинкина Е. И. Шкала микро-
структур мартенсита — Заводская лаборатория, 1956, № 3, с. 314—315.
26.	Гуляев А. П. Термическая обработка стали. М.: Машгиз, 1960. 383 с.
27.	Гуляев А. П., Трудов П. П., Бадаева А. А. Обработка холодом инстру-
ментов из быстрорежущих сталей.—Станки и инструмент, 1949, № 3, с. 3—
6, № 4, с. 16—18.
28.	Диаграммы плавкости солевых систем. Справочник/Под ред. В. И. По-
сыпайко, Е. А. Алексеевой. Ч. I. Двойные системы с общим анионом. М.:
Химия, 1977. 415 с.
29.	Емельяненко Л. П., РоговА. И., Шварцман Л. А. Особенности кинетики
обезуглероживания стали. М.: МДНТП, 1971, с. 118—123.
30.	Ерофеев Н. А., Раков М. В. Влияние вольфрама на рост зерна аустенита
быстрорежущей стали.—Маталловедение и термическая обработка металлов,
1977, № 11, с. 40—42.
31.	Жилис В. И., Смольников Е. А., Ткаченко В. И. Эффективность низко-
температурного отпуска шлифованных быстрорежущих сверл.—Металлоре-
жущий и контрольно-измерительный инструмент. Экспресс-информ. 1979,
вып. 2, с. 8—14.
32.	Инструментальные стали: Справочник/П. А. Поздняк, Ю. М. Ти-
шаев, Ю. М. Скрынченко и др. М.: Металлургия, 1977. 168 с.
33.	Иванцов Г. П. Нагрев металла. М.: Металлургиздат, 1948. 192 с.
34.	Кандаловский И. П., Смольников Е. А. Влияние влажности на обез-
углероживающую активность хлористого бария. — Вестник машиностроения,
1979, № 1, с. 63—64.
35.	Кандаловский И. П. Применение карбида кремния в качестве раски-
слителя высокотемпературных соляных ванн. — Металловедение и термическая
обработка металлов, 1976, № 11, с. 64—65.
36.	Кандаловский И. П., Смольников Е. А. Метод ускоренного определе-
ния обезуглероживающей активности соляных ванн при закалке инструмента. —
Металлорежущий и контрольно-измерительный инструмент: Экспресс-информ.,
1978, № 2, с. 8—13.
37.	Кауфман В. Г., Михайлов Л. А., Пылаев В. М. Электрические печи
с жидкими теплоносителями. М.: Энергия, 1973. 102 с.
38.	Кидин И. Н. Фазовые превращения при ускоренном нагреве стали. М.:
Металлургиздат, 1957. 94 с.
39.	Кидин И. Н. Технологические особенности термической обработки стали
с применением индукционного нагрева. М.: Машгиз, 1959, 64 с.
40.	Коссович Г. А. Современные быстрорежущие инструментальные стали. —
Металловедение и термическая обработка металлов, 1972, № 4, с. 12—14.
41.	Кочергин В. П., Давыдова В. Г. Коррозия железа в расплавах, содер-
жащих фториды и хлориды щелочных металлов и кальция. — Журнал приклад-
ной химии, 1962, т. XXXV, вып. 8, с. 1765—1771.
42.	Кочергин В. П., Грехова Г. К. Обезуглероживание стали в соляных
ваннах. — Металловедение и термическая обработка металлов, 1966, № 10,
с. 59—62.
43.	Криштал М. А. Механизм диффузии в железных сплавах. М.: Металлур-
гия, 1972. 400 с.
44,	. Крылов П. А. Электрические соляные печи и ванны: М.: Госэнерго-
издат, 1962. 103 с.
45.	Курдюмов Г. В., Утевский Л. М., Энтин Р. И. Превращения в железе
и стали. М.: Наука, 1977. 238 с.
263
46.	Лахтин Ю. М. Металловедение и термическая обработка. М.: Металлур-
гия, 1976. 407 с.
47.	Лахтин Ю. М., Коган Я. Д. Азотирование стали. М.: Машиностроение,
1976. 256 с.
48.	Лахтин Ю. М., Неустроев Г. Н., Иванов Ю. П. Низкотемпературное
цианирование инструментальных сталей.—Металловедение и термическая
обработка металлов, 1973, № 12, с. 27—31.
49.	Лахтин Ю. М. Низкотемпературные процессы насыщения стали азотом
,и углеродом. — Металловедение и термическая обработка металлов, 1970, № 4,
с. 61—69.
50.	Лахтин Ю. М., Неустроев Г. Н. Низкотемпературна^ нитроцементация
быстрорежущих сталей. — Металловедение и термическая обработка металлов,
1966, № 4, с. 73—74.
51.	Лахтин Ю. М., Неустроев Г. Н. Низкотемпературное газовое цианиро-
вание конструкционных сталей.—Металловедение и термическая обработка
металлов, 1964, № 3, с. 22—28.
52.	Ливартовский И. Ф. Цианирование режущих инструментов продуктами
разложения триэтаноламина. — Металловедение и термическая обработка ме-
таллов, 1966, № 4, с. 74.
53.	Лившиц Б. Г. Металлография. М.: Металлургия, 1971. 422 с.
54.	Ломакин В. Н. Плавочные свойства быстрорежущей стали Р6М5 —
Металлорежущий и контрольно-измерительный инструмент: Экспресс-информ.,
1974, вып. 9, с. 3—6.
55.	Малинина К. А. Кратковременный отпуск быстрорежущей стали. —
Металловедение и термическая обработка металлов, 1960, № 3, с.47—51.
56.	Малинина К. А., Уманец В. В. Разработка режимов кратковременного
отпуска быстрорежущей стали Р6М5. — Металлорежущий и контрольно-изме-
рительный инструмент: Экспресс-информ., 1973, вып. 12, с. 12—15.
57.	Маркина В. А., Синелыциков А. К. Влияние многократного жидкост-
ного цианирования и воронения на долговечность сверл из быстрорежущей
стали.—Станки и инструмент, 1978, № 2, с. 22—24.
58.	Минкевич А. Н. Химико-термическая обработка металлов и сплавов.
М.: Машиностроение, 1965. 491 с.
59.	Михайлов Л. А., Кауфман В. Г., Пылаев В. М. Методика расчета элект-
рических параметров соляных ванн. М.: ВНИИЭМ, 1966. 36 с.
60.	Немчинский А. Л. Тепловые расчеты термической обработки. М.: Суд-
пррмгиз, 1953. 104 с.
61.	Новиков И. И. Теория термической обработки металлов. М.: Металлур-
гия, 1974. 400 с.
62.	Неустроев Г. Н., Богданов В. В., Иванов Ю. П. Низкотемпературное
цианирование инструментальных сталей. — В кн.: Прогрессивные методы тер-
мической .и химико-термической обработки. М.: Машиностроение, 1972,
с. 89-91.,
63.	Обезуглероживане в расплавах солей/М. П. Браун, Е. И. Фрумин,
Н. К. Бизик, А. П. Журда.—Металловедение и термическая обработка ме-
таллов, 1971, № 12, с. 10—12.
64.	Окисление и обезуглероживание стал и/А. И. Ващенко, А. Г.. Зеньков-
ский, А. Е. Лифшиц, Л. А. Шульц, М.: Металлургия, 1972. 336 с.
65.	Петров Н. П., Трошкин И. Г., Веселов Б. П. Термическая обработка
стали в контролируемых атмосферах. М.: Машиностроение, 1969. 151 с.
66.	Попов А. А. Теоретические основы химико-термической обработки
стали. Свердловск: ГНТИ, 1962. 118 с.
67.	Попов А. А., Михалев В. С. К вопросу микроструктурного выявления
обезуглероженной зоны легированных сталей. — Заводская лаборатория, 1966,
№ 3, с. 307.
68.	Прокошкин Д. А. Карбонитрация, инструмента из быстрорежущей ста-
ли. — В кн.: Структура, свойства, термическая обработка металлов и сплавов.
М.: 1974, с. 122—132 (Труды МВТУ им. Н. Э. Баумана, № 214).
69.	Прокошкин Д. А. Физико-химическое взаимодействие стали с цианатом
калия.—ДАН СССР, 1974, т. 218, № 2, с. 409—410.
264
70.	Прокошкин Д. А. Цианирование режущего инструмента. М.: Машгиз,
1941. 73 с.
71.	Прокошкин Д. А. О природе продуктов цианирования стали при низ-
ких температурах. — Труды Московского института стали, 1937, вып. XIII,
с. 202—218.
72.	Прокошкин Д. А., Артемчук В. Г. Химико-термическая обработка стали
и чугуна в цианате калия.—Изв. вузов. Машиностроение, 1975, № 6, с. 93—97.
73.	Райцес В. Б. Технология химико-термической обработки на машино-
строительных заводах. М.: Машиностроение, 1965. 294 с.
74.	Раузин Я. Р. Термическая обработка хромистой стали (для подшип-
ников и инструментов), 4-е изд. М.: Машиностроение, 1978. 276 с.
75.	Рахштадт А. Г. Пружинные стали и сплавы. М.: Металлургия, 1971.
495 с.
76.	Реми Г. Курс неорганической химии. М.: Изд-во иностр, лит., 1968,
т. I, 282 с.
77.	Рустем С. Л. Оборудование и проектирование термических цехов. М.:
Машгиз, 1962. 588 с.
78.	Сергейчев И. М., Печковский А. М. Термическая обработка режущего
и измерительного инструмента. ~М.: Машиностроение, 2-е изд., 1967. 223 с.
79.	Симоненко А. Н., Зарубин Н. А. Высокотемпературная соляная ванна
с графитовым тиглем. — Металловедение и термическая обработка металлов,
1971, № 11 с. 25—27.
80.	Симоненко А. Н., Шишкин А. А. Применение графитовых тиглей в вы-
сокотемпературных соляных печах-ваннах с подогревом ТВЧ. — Металловеде-
ние и термическая обработка металлов., 1973, № 6, с. 49—51.
81.	Смольников Е. А., Жданова Ф. И. Соляные ванны для термической
обработки изделий. Справочник. М.: Машгиз, 1963. 124 с.
82.	Смольников Е. А. Соляные ванны для нагрева металлов.—Металло-
ведение и термическая обработка металлов, № 11, 1970, с. 71—78.
83.	Смольников Е. А., Сарманова Л. М., Карпова Г. А. Огнеупоры для фу-
теровки высокотемпературных соляных ванн. — Металловедение и термическая
обработка металлов, 1978, № 4, с. 52—53.
84.	Смольников Е. А., Сарманова Л. М., Карпова Г. А. Ректификация вы-
сокотемпературных соляных ванн различными материалами. — Металловеде-
ние и термическая обработка металлов, 1977, № 2, с. 38—42.
85.	Смольников Е. А., Горбацевич Ю. А., Маркина В. А. Влияние высоко-
ступенчатой закалки на свойства быстрорежущей стали. — Металловедение
и термическая обработка металлов, 1973, № 11, с. 57—59.
86.	Смольников Е. А., Сарманова Л. М. Исследование технологических
свойств расплавленного шлака АН-ШТ2. — Металловедение и термическая
обработка металлов, 1971, № 12, с. 2—6.
87.	Смольников Е. А. Исследование обезуглероживающего действия высоко-
температурных соляных ванн. — Металловедение и термическая обработка ме-
таллов, 1962, № 3, с. 49—56.
88.	Смольников Е. А., Сарманова Л. М. Ускоренный контроль обезуглеро-
живающей активности соляных ванн. — Металловедение и термическая обработка
металлов, 1969, № 4, с. 26—32.
89.	Смольников Е. А., Симоненко А. Н. Обезуглероживающая и науглеро-
живающая активность соляных ванн с графитовым тиглем. — Металловедение
и термическая обработка металлов, 1974, № 9, с. 2—7.
90.	Смольников Е. А. Исследование обезуглероживающего действия средне-
температурных соляных ванн. — Металловедение и термическая обработка ме-
таллов, 1964, № 2, с. 44—48.
91.	Смольников Е. А., Кандаловский И. П. Влияние состава высокотем-
пературных соляных ванн на обезуглероживающую активность. — Технология
производства, научная организация труда и управления. М.: НИИМАШ, 1979,
№ 2, с. 18—21.
92.	Смольников Е. А., Сарманова Л. М. Ректификация соляных ванн при
закалке молибденовых и молибдено-кобальтовых быстрорежущих сталей. — Ме-
талловедение и термическая обработка металлов, 1975, № 1 с. 35—38.
265
93.	Смольников Е. А. Влияние исходной структуры на превращения в вы-
сокоуглеродистых сталях при нагреве. — Металловедение и термическая об-
работка металлов, 1967, № 11, с. 51—58.
94.	Смольников Е. А., Симоненко А. Н. Кинетика индукционного нагрева
стальных изделий в соляной ванне с графитовым тиглем. — Металловедение
и термическая обработка металлов, 1976, № 10, с. 17—21.
95.	Смольников Е. А. Как рассчитать время нагрева при закалке. — Ме-
талловедение и термическая обработка металлов, 1970, № 12, с. 53—65.
96.	Смольников Е. А., Клоков В. И. Ускоренный циклический отжиг быстро-
режущей стали. — Металловедение и термическая обработка металлов, 1978,
№ 9, с. 43-48.
97.	Смольников Е. А., Орестова Л. М. Красностойкость быстрорежущих
сталей. — Металловедение и термическая обработка металлов, 1975, № 6, с.
13—16.
98.	Смольников Е. А. Исследование деформации быстрорежущей стали
при термической обработке. •— Технологические процессы обработки стали и
сплавов. М.: Металлургиздат, 1955, вып. 33, с. 103—141 (Труды МИСиС).
99.	Смольников Е. А., Ковалева Л. И., Синельщикова Т. К. Деформация
круглых плашек из стали ХВСГ при термической обработке. — Станки и инстру-
мент, 1975, № 10, с. 17—19.
100.	Смольников Е. А., Горбацевич Ю. А., Маркина В. А. Высокоступенча-
тая закалка сталей для накатного и крупногабаритного металлорежущего ин-
струмента. — Металлорежущий и контрольно-измерительный инструмент: Эк-
слресс-информ. 1977, вып. 9, с. 4—10.
101.	Смольников Е. А., Шевченко А. Н., Ткаченко В. И. Особенности тер-
мической обработки прецизионного зуборезного инструмента. — Станки и ин-
струмент, 1977, № 4, с. 27—29.
102.	Смольников Е. А., Шкурин Ю. П. Механизированная правка сверл
из быстрорежущей стали в процессе закалки. — Станки и инструмент, 1966,
№ 7, с. 31—33.
ЮЗ. Смольников Е. А., Уманец В. В. Сокращенный отпуск быстрорежу-
щих сталей Р6М5, Р6М5К5 и Р9М4К.8. — Металловедение и термическая об-
работка металлов, 1980, № 2, с. И—15.
104.	Смольников Е. А., Горбацевич Ю. А., Маркина В. А. Исследование
разъедающей способности расплавленных солей и щелочей. — Металлорежущий
и контрольно-измерительный инструмент: Экспресс-информ. 1973, вып. 11,
с. 10—14.
105.	Смольников Е. А. Новое в термической обработке инструмента. —
Металловедение и термическая обработка металлов, 1978, № 8, с. 2—6.
106.	Смольников Е. А., Маркина В. А. Влияние условий цианирования и
воронения на качество инструмента из быстрорежущей стали. — Металлоре-
жущий и контрольно-измерительный инструмент: Экспресс-информ. 1975, № 6,
с. 6—10.
107.	Смольников Е. А., Савиновский Г. К. Термическая обработка и циани-
рование мелкоразмерного инструмента из быстрорежущей стали. — Техно-
логия производства, научная организация труда и управления. М.: НИИМАШ,
1976, № 2, с. 25—29.
108.	Смольников Е. А., Савиновский Г. К. Влияние термической обработки
и цианирования на прочность и стойкость мелкоразмерного инструмента. —
Станки и инструмент, 1976, № 12, с. 23—25.
109.	Солнцев С. С., Туманов А. Т. Защитные покрытия металлов при нагреве:
Справочное пособие. М.: Машиностроение, 1976. 240 с.
110.	Справочник по плавкости систем из безводных неорганических солей:
В 2-х т./Составители Н. К. Воскресенская, Н. Н. Евсеева, С. И Беруль, И. П. Ве-
рещетина. М.— Л.: АН СССР, 1961. Т. 1. 846 с.; Т. 2. 586 с.
111.	Справочник по сталям и методам их испытаний: Пер. с нем. М.: Метал-
лургиздат, 1958. 919 с.
112.	Тарасов А. Н. Газовая низкотемпературная нитроцементация и окси-
дирование инструмента в шахтных цементационных печах. —Металлорежущий
и контрольно-измерительный инструмент: Экспресс-информ., 1977, №7, с. 11 20.
266
ИЗ. Термическая обработка крупных поковок/Ю. А. Башнин, И. В. Паи-
сов, В. Н. Цурков, В. М. Коровина. М.: Металлургия, 1973. 176 с.
114.	Термоциклический отжиг сварных заготовок инструмента/Н. К. Фе-
дюкин, Э. Р. Кузько, О. В. Зуев, А. Д. Зверева. — Металловедение и тер-
мическая обработка металлов, 1977, № 9, с. 73—75.
115.	Типовая технология термической обработки металлообрабатывающего
инструмента. Общёмашиностроительные типовые руководящие материалы/Под
ред. Е. А. Смольникова/ М.: НИИМАШ, 1965, ч. 2 205 с.
116.	Типовая технология термической обработки инструмента для условий
автоматизированного производства. Руководящие материалы/Под ред. Г. Г. Его-
ровой. М.: НИИМАШ, 1975. 172 с.
117.	Фрумин И. И., Якобашвили С. Б., Фрумин Е. И. Термическая обработка
в шлаковых ваннах.—Металловедение и термическая обработка металлов,
1969,	11, с. 13—19.
118.	Фрумин Е. И., Бизик Н. К., Махненко В. И. Свойства расплавленного
синтетического шлака, применяемого для нагрева стали. — Металловедение
и термическая обработка металлов, 1971, № 12 с. 7—10.
119.	Цепов С. Н., Смольников Е. А., Сарманова Л. М. Нейтральная высоко-
температурная соляная ванна для нагрева под закалку высоколегированных
сталей. — Технология производства, научная организация труда и управле-
ния. М.: НИИМАШ, 1976, вып. 8, с. 23—24.
120.	Штейнберг С. С. Превращение аустенита в быстрорежущей стали. —
Металловедение и термическая обработка мателлов, 1972, № 9, с. 9—13.
121.	Шмыков А. А., Малышев Б. В. Контролируемые атмосферы при тер-
мической обработке стали. М.: Машгиз, 1953. 371, с.
122.	Шмыков А. А. Закономерности взаимодействия контролируемых ат-
мосфер с металлами. — Металловедение и термическая обработка металлов,
1967, № 5, с. 54—65.
123.	Шмыков А. А. Справочник термиста. 4-е изд.: М.: Машгиз, 1961. 392 с.
124.	Электрохимический метод борирования металлов в расплавленных со-
лях/Н. Г. Илющенко, А. И. Анфиногенов, Г. И. Беляева и др. — Тр. ин-та
электрохимии УНЦ АН СССР. Свердловск: 1968, № 11, с. 57—66.
125.	Электротермические оборудование: Справочник/Под ред. А. П. Альт-
гаузена, М. Я. Смелянского, М. С. Шевцова. М.: Энергия, 1967. 486 с.
126.	Юргенсон А. А. Азотирование деталей в жидких средах. 13-71-6. М.:
НИИинформтяжмаш, 1971. 34 с.
127.	Albrecht С. Mechanismus der Abkohlung and ihrer Verhinderung in
Gliihbadern. — Harterei-Technische Mitteilungen, 1960, В 15, H 2, S 72—77.
128.	Andreotti A. Decarburazioni surepficiali durante il trattamento termico
nei bagni di sale. — Rivista di Meccanica, 1957, vol. 8, N 153, pp. 27—31.
129.	Asai H., Yamaguti K. Control of high temperature salt baths in metal
heat treatment application.—Fujikoshi engineering‘review, 1964, V 20, N 3,
pp. 63—70.
130.	Betron J. Traitement par le froid des aciers rapides influence sur les
qualites de coupe. — Traitement thermique, 1979, N 132, pp. 33—37.
131.	Becker H. J., Kofmann W. Criteria for the performance of high speed
steel tools. — Bull Cercledetud des metaux, 1975, Numero special, p. 367—399,
400—401.
132.	Brodier M. J. La mesure des temperatures et sa pratique en traitment
thermique. — Traitement thermique 1966, N. 22, pp. 29—36.
133.	Bryjak E. Sol hartownicza w obrobce cieplnej stali szybkot nacej i
mozliwosci ograniczenia jej obweglajacego dziatania. — Hutnik, 1965, Rocznik
XXXII, 10, S. 362—369.
134.	Bryjak E. Reakcje chemiczne w wysokotemperaturowej kapieli hartow-
niczej. — Wiad. hutn., 1970, B. 26, N. 5, S. 157—161.
135.	Bryjak E., Malkiewicz T. Oberflachenerscheinungen am Schnellarbeits-
stahl beim Gliinen im Salzbad bei 1200° C. — Harterei-Technische Mitteilungen,
1976, Band 31, Heft 5, S. 263—272.
136.	Canuet J. R. Bains des seis puur cementation. — Traitement thermi-
que 1973, N 73, mars. pp. 29—32.
267
137.	Edgar Vaughan. Application of liquid Salt baths it heet traitment. —
Met. a Metal Form., 1971, v. 38 N. 11, pp. 322—323.
138.	Goma Albert, Jose R. La descarburacion los tratamientos termicos de
las herramientas. — Tech, met., 1972, v. 27, N. 192, pp. 35--43.
139.	Haberling E., Martens H. Harteannahme und Restaustenitumwandlung
beim Anlassen von geharteten Schnellarbeitsstahlen im Salzbad und im Luftum-
walzofen. — TEW—Techn. Ber., 1975, В. I. N. 2, S. 131—135.
140.	Hopkins A. D. Liquid metal and Salt bath.—Metal Treatment and
Drop Forging, 1958, N. 5, pp. 197—204.
141.	Kulmburg A., Schindler A. New Developments in the Processing and
Heat Treatment of High-Speed steels. Heat treatment of metals, 1977, N 2.,
pp. 33—38.
142.	Lesage P., Goetz M. B. Les bains de seis de traitement des aciers rapi-
des. — Traitement Thermique, 1977, N. 116, pp. 29—36.
143.	Lester F. Spencer. The salt Bath a Production Tools. — Steel Processing,
1953, V. XXXIX, N 3, pp. 120—130.
144.	Ornig H. Zur Frage des Abkohlungsverhaltens von Salzbadern Harterei
Technische Mittelungen, 1961, B. 16, H I, S. 21—22.
145.	Sidan H. Witrieren von Schnellarbeits stahlen osterreichische — Jnge-
nieur-Leitschrift, 1970, Bd 13, N. 5. S. 196—197.
146.	Waterfall F. D. Surface treatement in molten salt baths. — Metal
Treatment and Drop Forging, 1962, vol 29, N. 196, pp. 5—12.
147.	Wilmes S. Entkohlung in Salzbadern und Mabnahmen zu ihrer Verhi-
nderung, — Harterei—Technische Mitteilungen, 1960, Bod 15, Heft 2, S. 46—54.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие..........	  3
Глава I. Материалы и виды инструментов, обрабатываемых в соля-
ных ваннах..........................................................  5
1.	Требования к сталям для	изготовления инструментов. ...	5
2.	Применяемые стали........................................... 6
3.	Способы формообразования инструментов и их влияние на
структуру и твердость стали .................................. 10
Глава II. Назначение, принципы работы и устройство соляных
ванн................................................................ 13
1.	Особенности нагрева и охлаждения в соляных ваннах. ...	13
2.	Классификация соляных ванн ................................ 15
3.	Электродные соляные ванны.................................. 16
4.	Соляные ванны с внешним и внутренним обогревом ....	34
5.	Индукционные соляные ванны с графитовыми нагревателями . .	38
6.	Измерение, контроль и регулирование температуры соляных
ванн ......................................................... 40
Глава III. Характеристика солей, щелочей и других материалов, при-
меняемых в соляных ваннах .......................................... 46
1.	Требования, предъявляемые к солям и щелочам для соляных
ванн, и правила их использования.............................. 46
2.	Диаграммы плавкости смесей солей и щелочей, используемых
в соляных ваннах.............................................. 49
3.	Синтетические шлаки, их свойства и условия применения...	54
Глава IV. Обезуглероживание стали при нагреве в соляных ваннах. .	58
.1. Общие положения............................................ 58
2.	Методы определения обезуглероживающей и науглероживаю-
щей активности расплавленных солей ........................... 63
3.	Интенсивность обезуглероживания стали в нераскисленных со-
ляных ваннах ................................................. 72
А. Обезуглероживание в	среднетемпературных соляных ваннах	73
Б. Обезуглероживание в высокотемпературных электродных со-
ляных ваннах................................................ 80
4.	Обезуглероживание и науглероживание стали в индукционных
соляных ваннах ............................................... 86
5.	Обезуглероживание в синтетических	шлаках................... 91
Глава V. Ректификация соляных ванн и другие способы предупре-
ждения обезуглероживания............................................ 92
1.	Общие положения............................................ 92
2.	Ректификация среднетемпературных соляных ванн..........	99
3.	Ректификация высокотемпературных	соляных ванн.........	102
269
4.	Предупреждение обезлегирования стали ...................... НО
5.	Рекомендуемые соли и ректификаторы для соляных ванн. . .	111
Глава VI. Кинетика и продолжительность нагрева стали в соляных
ваннах..........................................................   115
1.	Общие положения.......................................... 115
2.	Методы исследования кинетики и продолжительности нагрева
стальных изделий	в соляных	ваннах....................... 116
3.	Некоторые кинетические закономерности нагрева стали в элект-
родных соляных ваннах......................................  119
4.	Кинетика нагрева	стали	в	индукционной соляной ванне. . .	124
5.	Методы расчета времени прогрева стальных изделий в соляных
ваннах...................................................... 126
.	6. Примеры расчета времени прогрева изделий в электродных со-
ляных ваннах ................................................... 140
А. Изделия с небольшим соотношением расчетных размеров. .	140
Б. Длинномерные тела....................................... 140
7. Влияние формы изделий на время их прогрева в индукционных
соляных ваннах............................................... 143
Глава VII. Предварительная термическая обработка заготовок и
инструментов...................................................... 146
1. Общие положения........................................... 146
2. Отжиг в соляных ваннах ................................... 146
3.	Нормализация.......................................... 155
4.	Высокий отпуск........................................ 156
5.	Улучшение............................................. 157
6.	Карбидный отпуск...................................... 157
Глава VIII. Закалка инструментов................................... 158
1.	Общие положения........................................... 158
2.	Температура закалки инструментов и величина аустенитного
зерна........................................................ 161
3.	Влияние выдержки при закалке на структуру и свойства ин-
струментальных сталей........................................ 169
4.	Расчет норм времени окончательного нагрева инструментов
при закалке................................................... 180
5.	Охлаждение при закалке инструментов ...................... 187
6.	Закалка концевых инструментов из быстрорежущей стали, сов-
мещенная с механизированной правкой ......................... 199
7.	Закалка крепежной части инструментов...................... 201
8.	Закалка корпусов сборного инструмента..................... 203
Гл а в а IX. Отпуск инструментов .................................. 204
1.	Отпуск инструментов из углеродистых и легированных сталей	204
2.	Отпуск инструментов из высокохромистых сталей...........	205
3.	Отпуск инструментов из быстрорежущей стали................ 205
4.	Рекомендуемые режимы отпуска и условия их выполнения . .	208
5.	Очистка отпущенных инструментов от солей и масел	210
Глава X. Дефекты термической обработки в соляных ваннах и методы
их предупреждения ................................................. 214
1.	Дефекты, возникающие при закалке.......................... 214
2.	Дефекты, возникающие при отпуске.......................... 218
3.	Контроль качества термической обработки инструментов. . .	219
Глава XI. Дополнительная термическая и химико-термическая об-
работка инструментов после шлифования и заточки . . .	230
1.	Дополнительный низкотемпературный отпуск.................. 231
2.	Стабилизирующий отпуск . . ..............................  232
270
3.	Обработка холодом ........................................ 234
4.	Азотирование в жидких средах.............................. 236
А. Цианирование............................................. 236
Б. Карбонитрация............................................ 244
5.	Голубое оксидирование, или воронение ..................... 245
А. Цианирование............................................. 246
Б. Воронение ............................................... 246
6.	Газовое азотирование ...................................   247
Глава XII. Механизация и автоматизация процессов термической
и химико-термической обработки инструментов в соля-
ных ваннах......................................................... 250
1.	Общие положения............................................ 250
2.	Агрегаты для термической обработки инструментов ....	254
3.	Поточные полуавтоматические линии для термической обра-
ботки инструментов............................................ 259
Список литературы................................................... 262
ИВ № 3377
ЕВГЕНИЙ АЛЕКСАНДРОВИЧ СМОЛЬНИКОВ
ТЕРМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА
ИНСТРУМЕНТОВ
В СОЛЯНЫХ ВАННАХ
Редактор Н. Г. Сальникова
Художественный редактор Ю. Г. Ворончихин
Технический редактор Е. П. Смирнова
Корректор Л. Е. Хохлова
Переплет художника С. И. Сергеева
Сдано в набор 07.08.80. Подписано к печати 09.12.80. Т-22314.
Формат бОХЭО1/^» Бумага типографская № 2. Гарнитура литературная.
Печать высокая. Усл. печ. л. 17,0 Уч.-изд. л. 18,8
Тираж 9000 экз. Заказ 266. Цена 1 р. 20 к.
Издательство «Машиностроение», 107076, Москва,
ГСП-6, Стромынский пер., 4
Ленинградская типография № 6 ордена Трудового Красного Знамени
Ленинградского объединения «Техническая книга» им. Евгении Соколовой
Союзполиграфпрома при Государственном комитете СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли.
193144, г. Ленинград, ул. Моисеенко, 10.