/
Author: Кидин И.Н.
Tags: металлургия термическая обработка термическая обработка металлов металлы и сплавы
Year: 1950
Text
и.н.кидин
ТЕРМИЧЕСКАЯ
ОБРАБОТКА
ПРИ
ИНДУКЦИОННОМ.
НАГРЕВЕ
МЕТАЛЛУРГИЗДАТ
1Q5O
и. н. кидин
ТЕРМИЧЕСКАЯ
ОБРАБОТКА СТАЛИ
ПРИ ИНДУКЦИОННОМ НАГРЕВЕ
ГОСУДАРСТВЕННОЕ
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО
ЛИТЕРАТУРЫ ПО ЧЕРНОЙ И ЦВЕТНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ
Москва 195 0
Рецензенты: чл.-корр. АН СССР В. П. ВОЛОГДИН
и проф. доктор техн, наук В. А. ДАВИДЕНКОВ
АННОТАЦИЯ
В книге излагаются способы поверхностного
упрочнения стали путем изменения ее структуры
в наружном слое и наиболее современный
из них — метод высокочастотной закалки. Книга
представляет собой обширную монографию
в мало освещенной области металловедения
и включает наиболее существенные данные
по высокочастотной закалке. В ней изложены
итоги работы автора по освоению закалки ста-
лей различных марок новым методом и теорети-
ческие соображения, обоснованные эксперимен-
тальными данными, полученными в лаборатории
высокочастотной закалки Московского института
стали им. И. В. Сталина.
Способы определения скорости нагрева при
высокочастотной закалке, зависимость свойств
стали от температуры и скорости нагрева при за-
калке токами высокой частоты, высокочастотная
закалка цементируемой стали, высокочастотная
нормализация излагаются в литературе впервые.
Дается ряд руководящих указаний о методике
освоения высокочастотной закалки в заводских
условиях.
Книга рассчитана на инженеров-металлургов,
занимающихся новым методом закалки. Она мо-
жет быть также полезна для преподавателей
металловедения высших учебных заведений
и студентов старших курсов.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие ......................................................... 6
Введение........................................................... 9
Глава I. Методы поверхностного упрочнения стальных изделий • • • 13
1. Классификация методов поверхностного упрочнения стальных
изделий ........................................................ 13
2. Методы поверхностной закалки стали, нагреваемой теплом
внешнего источника ............................................ 16
Пламенная поверхностная закалка.......................... 16
Закалка стали, нагреваемой в расплавленном свинце • • 21
Закалка стали, нагреваемой в электролите (метод
И. 3. Ясногородского) ................................... 22
3. Поверхностная зака/ка стали, нагреваемой теплом внутреннего
источника (контактный метод Н. В. Гевелинга).................... 26
4. Высокочастотная закалка как метод поверхностного упрочнения
и способы ее применения.................................... 29
Единовременная закалка . . . ............................ 30
Последовательная закалка ................................ 33
Закалка методом непосредственного включения........ 35
Поверхностная закалка при индукционном высокочастот-
ном нагреве под водой . . ............................... 36
Глава II. Основные особенности нагрева токами высокой частоты • * 40
1. Некоторые сведения из теории электромагнитного поля • • • 41
2. Поведение проводника в переменном электромагнитном поле • 44
Общий случай поверхностного эффекта ..................... 44
Выбор источника электродвижущей силы для индукцион-
ного нагрева под закалку ................................ 51
3. Выделение тепла по всему объему, подготовляемому к за-
калке • ...................................................... 52
4. Роль теплопроводности в процессе индукционного нагрева • • 57
Глава III. Фазовые превращения в стали при нагреве теплом внеш-
него источника .............................................. 64
1. Возникновение и развитие процесса образования аустенита - • 64
2. Влияние скорости нагрева на превращения перлита в аусте-
нит ........................................................ 58
Скорость зарождения зерен аустенита .................. 72
Скорость роста зерен аустенита......................... 73
3. Влияние скорости нагрева на величину зерна аустенита .... 75
4. Зависимость интенсивности превращения перлита в аустенит
от содержания углерода в стали ................................. 77
5. Смещение критических точек в зависимости от скорости на-
грева .......................................................... 79
4
Оглавление
втр.
Глава IV. Фазовые превращения в стали при нагреве теплом внут-
реннего источника ............................................. 81
1. Основные энергетические параметры индукционного нагрева
стали ........................................................ 82
Определение температуры нагрева при высокочастотной
закалке . . .......................j- • .............. 89
Способ расчета скорости нагрева при высокочастотной
закалке .................................. 93
2. Воздействие электрического тока на гетерогенную структуру
сплава .................................................... 102
3. Схема превращений при высокочастотном нагреве 109
4. Зависимость концентрации углерода в твердом растворе от
температуры высокочастотной закалки ....................... 114
5. Критические точки при нагреве токами высокой частоты - • • 115
Глава V. Влияние высокочастотной закалки на структуру стали - - 119
1. Конструкционная сталь ................................... 121
Влияние температуры нагрева на структуру и твердость
стали . . ............................................ 121
Влияние скорости нагрева на структуру и твердость стали 126
Влияние скорости нагрева на характер переходного слоя • 130
2. Углеродистая инструментальная сталь . - ................... 133
Влияние температуры нагрева на структуру и твердость
। стали ................................................ 133
Влияние скорости нагрева на структуру и твердость высо-
коуглеродистой стали................................. 137
3. Легированная инструментальная сталь ........................ 140
Влияние температуры нагрева на структуру и твердость
стали . . ............................................ 140
Влияние скорости нагрева на структуру и твердость ле-
гированной стали ....................................... 144
4. Влияние температуры высокочастотной закалки на структуру
и твердость стали при различных скоростях нагрева............ 148
5. Влияние исходной структуры стали при высокочастотной
закалке . ................................................... 153
Глава VI. Механические свойства стали, подвергнутой высокочастот-
ной закалке . ............................................... 158
1. Выбор образцов и закалочных устройств при изучении влия-
ния высокочастотной закалки на механические свойства стали 158
2. Влияние высокочастотной закалки на прочность конструкцион-
ной стали (объемная закалка).................................... 154
Прочность при изгибе ................................... 166
Прочность при кручении ................................. 169
3. Влияние поверхностной высокочастотной закалки на прочность
конструкционной стали .......................................... 172
Прочность при изгибе.................................... 174
Прочность при кручении ................................ 176
Усталостная прочность .............................. • 177
Износоустойчивость поверхности стали, подвергнутой вы-
сокочастотной закалке .............................. 190
4. Влияние высокочастотной закалки на ударную вязкость
стали - - .................... и.......- . .............. 191
5. Остаточные напряжения при поверхностной высокочастотной
закалке ..................................................... 196
Оглавление
Глава VII. Высокочастотная закалка цементированной стали ...
•1. Применимость высокочастотной закалки для цементированных
201
201
изделий ..........j. . .............. . ................
*2. Влияние высокочастотной закалки на структуру и поверхно-
стную твердость цементированной стали ........................
3. Изменение твердости по сечению цементированного образца,
подвергнутого высокочастотной закалке ..................... • 212
4. Технологическая последовательность термической обработки
цементированных изделий, подвергаемых высокочастотной за-
калке (выбор режима охлаждения по окончании процесса це-
ментации) .................................................. 218
5. Параметры высокочастотной закалки цементированной стали. 226
Влияние параметров высокочастотной закалки на проч-
ность при изгибе ....................................... 227
Влияние параметров высокочастотной закалки на вели-
чину работы ударного разрушения.......................... 230
Влияние параметров высокочастотной закалки на устало-
стную прочность ...............................»•*....... 235
Глава VIII. Отпуск стали, подвергнутой высокочастотной закалке• * 239
1. Влияние отпуска на структуру и механические свойства кон-
струкционной стали, подвергнутой высокочастотной закалке • • 240
2. Влияние температуры отпуска на структуру, твердость и вели-
чину удельной ударной работы инструментальной стали,
подвергнутой высокочастотной закалке . . ...................... 245
3. Отпуск при нагреве электрическим током ..................... 252
4. Самоотпуск при высокочастотной поверхностной закалке - • 260
Глава IX. Нормализация при нагреве токами высокой частоты.... 262
1. Условия индукционного нагрева при нормализации стали »i. 262
2. Влияние параметров высокочастотной нормализации на струк-
туру стали 263
3. Влияние параметров высокочастотной нормализации на механи-
ческие свойства стали ......................................... 272
Глава X. Технологические преимущества метода высокочастотной
закалки. Освоение метода в заводских условиях................... 280
1. Автоматизация процесса, высокая производительность, повто-
ряемость результатов закалки . ................................ 281
2. Минимальная деформация, отсутствие окалины, сокращение
стоимости механической обработки закаливаемых изделий.
Возможность ввода термообработки в поток механических
линий .............................................'........... 296
3. Освоение метода высокочастотной закалки в заводских ус-
ловиях ........................................................ 298
Разработка режимов высокочастотной закалки для стали 299
Выбор способа закалки и закалочных устройств для опре-
деленных деталей ....................................... 300
Внедрение высокочастотной закалки изделий крупносерий-
ного производства ...................................... 306
Заключение ......................................................... 311
Литература......................................................... 313
ПРЕДИСЛОВИЕ
Термическая обработка стальных изделий с применением
нагрева токами высокой частоты является в настоящее время
одним из наиболее совершенных и прогрессивных средств
повышения качества продукции и культуры работы в термиче-
ских цехах. Этот метод обладает, кроме того, такими производ-
ственными и технологическими преимуществами, которые поз-
воляют широко переводить операции термической обработки
в поток механических линий. Правильное использование высо-
кочастотной термообработки обеспечивает значительную эконо-
мию на операциях механической обработки, что оказывает,
в свою очередь, положительное воздействие на технологический
процесс обработки деталей в целом. Высокий экономический
эффект, получаемый отечественными предприятиями при внед-
рении метода высокочастотной закалки, вызывает большой
интерес к освоению нового метода и к расширению области его
применения.
Однако правильное внедрение высокочастотной термической
обработки до сих пор затруднялось недостатком исследований
и обобщений металловедческого характера и отсутствием до-
статочно полных руководств по данному вопросу.
Электротехническая сторона высокочастотного нагрева ос-
вещается в книгах В. П. Вологдина, Г. И. Бабата и М. Г. Ло-
зинского. Металловедческая же сторона нового метода нагрева
не получила до сих пор должного освещения. Для книг по
металловедению, даже изданных в последние годы (Н. Ф. Болхо-
витинов, А. П. Гуляев, К. Ф. Стародубов), характерно весьма
недостаточное освещение нового метода. Из многочисленных
журнальных статей, опубликованных в США, лишь немногие
позволяют сделать некоторые общие выводы, расширяющие наши
знания в данной области. Большинство же статей носит рефера-
тивный или чисто рекламный характер и не имеет научной цен-
ности.
Предисловие
7
В отечественных журналах опубликовано . несколько статей
о новом методе, которые касаются лишь отдельных проблем ме-
талловедения нового метода. Такие важные вопросы, как влия-
ние температуры и скорости высокочастотного нагрева на ха-
рактер образующихся структур и на показатели прочности стали
и многие другие не получили достаточного освещения в сущест-
вующей литературе.
Предлагаемая работа канд. техн, наук И. Н. Кидина
включает. критическое рассмотрение ранее опубликованных
работ других авторов и результаты его собственных исследо-
ваний, проведенных за последние десять лет. Инженерам и
техникам, работающим в области термической обработки тока-
ми высокой частоты, книга существенно облегчит работу по
распространению нового метода на предприятиях.
Книга окажет также значительную помощь при изучении
соответствующего раздела металловедения в высших метал-
лургических и машиностроительных учебных заведениях.
Автор подробно освещает физические явления, которые наблю-
даются в ряде случаев при высокочастотной электротермиче-
ской обработке, что бесспорно облегчит усвоение соответствую-
щих разделов курса студентами-металловедами.
Заслуживает внимания подробное рассмотрение автором
ряда методических вопросов, относящихся к постановке иссле-
дований и к освоению нового вида термической обработки
в производственных условиях. К числу таких вопросов отно-
сится выбор параметров высокочастотного нагрева, позволяю-
щих наиболее полно воспроизводить достигнутые результаты
в производственных условиях.
На Основе большого экспериментального и производствен-
ного опыта1 автор нашел совершенно правильное решение этою
сложного вопроса. Объективными параметрами высокочастот-
ного нагрева автор считает не показания электрических при-
боров генератора, а температуру и скорость нагрева в области
фазовых превращений, достигаемые в нагреваемом стальном
изделии. Использование показаний приборов генератора, обыч-
ное в большинстве более ранних исследований, конечно, оши-
бочно. Эти показания характеризуют лишь режим работы дан-
ного генератора и не могут являться объективными для
8
Предисловие
надежной оценки влияния условий высокочастотного на-
грева на свойства стали. При переходе на другой генератор
или другое нагревательное устройство применение такого же
режима (тех же показаний приборов) не может обеспечить до-
статочно точного воспроизведения процессов, происходящих
в стали. Использование же параметров, характеризующих про-
цесс нагрева самого изделия, является строго научным, так как
именно этот процесс оказывает влияние на свойства стали.
Такой метод и- практически наиболее целесообразен, так как
дает возможность точно воспроизводить результаты лаборатор-
ного ' или цехового исследования при массовой обработке из-
делий.
Заслугой автора являются его собственные многочисленные
экспериментальные исследования высокочастотной закалки
улучшаемой и цементируемой стали многих марок, отпуска
после высокочастотной закалки и нормализации при нагреве
токами высокой частоты.
Предлагаемый труд является ценным вкладом в учение
о термической обработке стали и стальных изделий. Он несом-
ненно встретит живой интерес и внимание широкого круга
специалистов, занимающихся термической обработкой как
в теории, так и на практике.
Кафедра металловедения и термической обработки
Московского института стали им. И. В. Сталина
Акад. Н. Т. ГУДЦОВ
Проф. доктор техн, наук Д. А. ПРОКОШКИН
Проф. доктор техн, наук Д. Я. ВИШНЯКОВ
Доцент И. В. ПАИСОВ
Доцент Л. Н. МИНКЕВИЧ
ВВЕДЕНИЕ
Идея использования индукционного нагрева для целей тер-
мической обработки родилась лишь в 20-х годах нашего столе-
тия. Прежде индукционные вихревые токи рассматривались
как вредные, вызывающие потери при работе электрических
машин. Широкое применение генераторов высокой частоты
и большой мощности, связанное с развитием радиотехники,
создало предпосылки для положительного использования вих-
ревых токов, в частности, с целью поверхностного нагрева под
закалку.
К этому времени назрела техническая необходимость в но-
вых, более совершенных, чем прежние, методах местного
упрочнения металла. Развитие металлургии и ответственного
машиностроения, необходимость создания легких и прочных
конструкций, требовали разработки высокопроизводительного
метода, способного обеспечить серийное и массовое производст-
во таких конструкций.
Первые попытки применения тока высокой частоты для за-
калки были сделаны в СССР в 1923—1924 гг. чл.-корр. АН
СССР В. П. Вологдиным совместно с инженером Путиловско-
го (ныне Кировского) завода Беляевым..
Начиная с 1929 г. к изучению нагрева стали электриче-
ским током обычной частоты — 50 пер/сек. — приступил проф.
Н. В. Гевелинг, работы которого привели к созданию контакт-
ного метода электрозакалки. Такой метод нагрева был приме-
нен на некоторых станкостроительных заводах для поверхно-
стного упрочнения шпинделей станков и других ровных (без
уступов) цилиндрических изделий. Достаточно! широкого внед-
рения в практику заводов контактный метод не получил, так как
отдельное недостатки метода — весьма низкая производитель-^
ность. возможность частого нарушения контакта между токо-
несущим роликом и деталью, образования отпущенных полос
и поверхностных трещин — не позволили распространить его
на большой круг изделий.
Многолетняя же работа проф. В. П. Вологдина и его со-
трудников по использованию тока высокой частоты для нагре-
ва при термической обработке стали привела к созданию нового
прогрессивного метода поверхностной индукционной закалки.
В 1935 г. В. П. Вологдин совместно с Б. Н. Романовым взял
авторское свидетельство на новый метод. С тех пор метод вы-
10
Введение
сокочастотной поверхностной закалки носит имя русского уче-
ного В. П. Вологдина.
В 1936 г. к внедрению нового способа термической обработ-
ки приступила лаборатория завода «Светлана» и ряд других
организаций. Многие отечественные заводы более 14 лет ус-
пешно используют преимущества этого совершенного способа
поверхностной закалки.
При помощи токов высокой частоты (т. в. ч.) обрабатыва-
ются коленчатые валы, кулачковые валики, огромный ассор-
тимент изделий в станкостроении, многие виды инструмента,
внутренние поверхности деталей автомобилей и специальных
сооружений, гильз авиационных моторов и дизелей.
Новый метод оказался чрезвычайно гибким и удобным
в различных случаях закалки. Известные способы егю| примене-
ния — единовременная и непрерывно-последовательная закал-
ка — позволяют при тех же мощностях закаливать поверхност-
ные слои как мелких, так и весьма крупных изделий^ При
нагреве способом непосредственного включения можно закали-
вать поверхности отверстий малого диаметра и осуществлять
местное упрочнение вырезов весьма сложного профиля. В пос-
леднее время С. М. Гамазков, а затем М. Г. Лозинский пред-
ложили способ индукционной закалки под водой.
Высокочастотная закалка позволяет во многих случаях вза-
мен легированной цементируемой стали, подвергаемой цемента-
ции и закалке, применять углеродистую улучшаемую сталь,
подвергаемую только закалке. В тех случаях, когда отказ от
цементации нежелателен, обычную закалку цементированных из-
делий можно заменить высокочастотной закалкой, что приводит
к улучшению свойств закаленного поверхностного науглерожен-
ного слоя.
Специально для индукционной закалки выпускается много
генераторов высокой частоты мощностью от 3,5 до 500 кет
и частотой от 300 до 28 млн. пер/сек.
Перспективы развития метода индукционной термообработ-
ки исключительно широки и потому внедрение высокочастотной
закалки и других видов термообработки в отечественной маши-
ностроении является чрезвычайно важной задачей, разрешение
которой способствует технологическому прогрессу в работе ма-
шиностроительных и других заводов, повышает культуру рабо-
ты социалистических предприятий.
К сожалению, до самых последних лет при освоении нового
метода нередко наблюдались грубые ошибки, вызывавшие
сомнения в целесообразности его применения, что объясняется
не только недостатком хорошо изготовленных и оборудованных
установок, но и крайне недостаточным развитием научных ис-
следований металловедческого характера.
Введение
11
Правда, в последние годы появилось несколько обстоятель-
ных отечественных работ в данной важнейшей области, но
в большинстве -случаев в них изучаются лишь электротехни-
ческие вопросы метода с точки зрения повышения коэфициента
полезного действия генератора. Не отрицая исключи-
тельной важности рациона’льного подбора
электрических агрегатов для осуществления
высокочастотной закалки, мы полагаем, что одно-
стороннее рассмотрение этих вопросов, оторванное от теории и
практики металловедения и термической обработки, мало| спо-
собствует широкому и правильному внедрению нового метода.
С другой стороны, механическое перенесение приемов термооб-
работки и отдельных теоретических положений металловедения
без учета особенностей нагрева стальных изделий при высоко-
частотной закалке не позволяет реализовать чрезвычайно цен-
ные ее преимущества.
Несмотря на возможность осуществления весьма совершен-
ной автоматизации термической обработки токами высокой ча-
стоты, отсутствие четких представлений об основных металло-
ведческих параметрах высокочастотной закалки (в. ч. з.) и
способах определения их приводит к грубым ошибкам при
выполнении закалки, что дискредитирует новый метод, тормозит
его внедрение, нанося огромный ущерб отечественному народ-
ному хозяйству.
В настоящей работе описание основных особенностей вихре-
вых токов, применяемых для нагрева под закалку, носит вспо-
могательный характер. Эти особенности рассматриваются
в упрощенном схематическом и весьма сжатом виде в главе II,
составленной автором совместно с инж. Ю. И. Китайгородским
и М. Г. Коган. Более полно освещаются вопросы теории фазо-
вых превращений при нагреве за счет внешнего источника тепла
(глава III), так как многие положения ее можно использовать
для уяснения характера фазовых превращений при нагреве
токами высокой частоты.
Наибольшее место отводится выяснению влияния в. ч. з.
на структуру и свойства стали и определению условий, при
которых она дает наилучшие результаты (главы V и VI).
Нагрев токами высокой частоты можно- использовать не
только для закалки, но и для другого вида термической обра-
ботки — нормализации, так как •« сквозной нагрев ими
при определенных условиях вполне осуществим. Вопросу о нор-
мализации посвящена глава IX. Изложенные в ней данные
могут найти весьма полезное применение не только в практике
термической обработки, но и в прокатном производстве (про-
катка тонкой ленты, калибровка проволоки и прутков), где токи
высокой частоты в настоящее время еще применяются очень ма-
12
Введение
ло. При интенсификации прокатки проволоки и прутков токи
высокой частоты могут сыграть исключительно важную роль.
Для уяснения особого положения, какое занимает в. ч. з.
среди других методов поверхностного упрочнения путем терми-
ческой обработки, в главе I приведено краткое описание таких
методов, их достоинств и недостатков. По соображениям удоб-
ства изложения способы применения в. ч. э. также изложены
в главе I.
В металловедческой работе, впервые предпринимаемой в свя-
зи с теорией и практикой высокочастотной закалки в таком
большом) объеме, трудно избежать отдельных погрешностей
и возможных неточностей. Автор заранее выражает свою при-
знательность тем читателям, которые сообщат свои замечания
и укажут на имеющиеся недостатки.
Автор приносит глубокую благодарно|сть акад. Н. Т. Руд-
нову, под общим научным руководством которого послед-
ние пять лет велись работы в лаборатории высокочастотной
электротермообработки Московского института стали
им. И. В. Сталина. Автор глубоко признателен также, проф. док-
тору техн наук Я. С. Уманскому, канд. техн, наук Ю. А. Гелле-
ру и канд. техн, наук М. Е. Блантеру за ценные советы и помощь.
Особую благодарность автор приносит своим глубокоува-
жаемым рецензентам — чл.-корр. АН СССР В. П. Вологдину
и проф. докт. В. А. Давиденкову, а также канд. техн, наук
Г. Ф. Головину, исключительно ценные советы и указания ко-
торых способствовали более четкому изложению ряда вопросов.
В выполнении экспериментов автору помогали лаборанты
А. А. Платова и А. В. Лавров, чья безупречная работа1 обеспе-
чила возможность получения ценных сведений по новому мето-
ду термообработки.
В экспериментальной работе по некоторым разделам (глав
VII и VIII) принимали участие под руководством автора быв-
шие студенты Московского института стали К. А. Аверина и
Н. С. Румянцева.
ГЛАВА I
МЕТОДЫ ПОВЕРХНОСТНОГО УПРОЧНЕНИЯ
СТАЛЬНЫХ ИЗДЕЛИЙ
1. КЛАССИФИКАЦИЯ МЕТОДОВ ПОВЕРХНОСТНОГО
УПРОЧНЕНИЯ СТАЛЬНЫХ ИЗДЕЛИИ
Как правило, детали машин наибольшие усилия восприни-
мают своими поверхностными слоями. И при статическом изги-
бе, и при динамической изгибающей нагрузке максимальные
напряжения возникают в поверхностном слое изделия. Посте-
пенно уменьшаясь по мере отдаления от поверхности, напря-
жения исчезают в средней части изделия.
Касательные напряжения, возникающие при кручении, на
поверхности также имеют максимальные значения, а на ней-
тральной оси равны нулю.
При нагружении изделия знакопеременной нагрузкой разру-
шение от усталости начинается в поверхностном слое. И в данном
случае средняя часть изделия совсем не участвует или мало
участвует в восприятии внешней нагрузки.
В случае работы изделия на износ от трения изнашивается
исключительно его поверхность.
Поэтому при подборе материала и термической обработки
для большинства деталей нет необходимости придавать им
одинаковые свойства' по всему сечению, исходя из требований,
которые Предъявляются лишь к поверхностным слоям. В не-
которых случаях применение равнопрочных изделий может ока-
заться не только нерациональным, но и вредным.
Приведем лишь один из многочисленных примеров, иллю-
стрирующих нецелесообразность применения равнопрочных из-
делий. Зуб шестерни, воспринимая внешние усилия, работает
на статический изгиб и износ, в отдельных случаях — на дина-
мический изгиб.
Чтобы зуб хорошо работал на изгиб, большую прочность
Должны иметь лишь поверхностные слои металла, высокая
прочность во внутренней части бесполезна. На износ работает
только поверхность зуба, следовательно, только она должна
14
Методы поверхностного упрочнения стальных изделий
иметь необходимую прочность и связанную с ней износоустой-
чивость. Надо добиваться, чтобы зуб по сечению имел большую
твердость лишь на глубине, соответствующей максимально до-
пустимому износу. При работе на ударную нагрузку высокая
прочность внутренней части зуба не только бесполезна, но мо-
жет принести вред, так как при большой прочности ударная
вязкость металла, как правило, невысока' и упругие свойства
зуба снижаются, что может явиться причиной преждевремен-
ного его разрушения.
Наибольшая прочность поверхностных слоев при достаточ-
но вязкой сердцевине и плавном переходе между ними —
наиболее рациональное распределение свойств и для многих
других изделий. Нередко такое распределение свойств являет-
ся единственно правильным1 с точки зрения долговечности ра-
боты изделий. Именно поэтому техническую мысль последних
десятилетий так живо интересует проблема поверхностного
упрочнения изделий.
Все известные методы поверхностного упрочнения термиче-
ской обработкой можно подразделить на три основные группы:
1) химико-термическая обработка, 2) поверхностная закалка
при нагреве за счет внешнего источника тепла, 3) поверхност-
ная закалка при нагреве за счет внутреннего источника тепла.
Такое разделение методически наиболее целесообразно, так
как каждая из указанных групп имеет принципиальные отли-
чия от остальных.
При химико-термической обработке упрочнение достигается
насыщением поверхностного слоя углеродом, азотом, хромом
или другими элемента'ми и последующей термической обработ-
кой. В результате наружный слой получает значительно боль-
шую прочность, чем у той же стали, закаленной без насыщения
поверхности. Сердцевина же сохраняет свои высокие пластиче-
ские свойства, так как химический состав ее остается неизмен-
ным.
При химико-термической обработке во всех случаях произ-
водится сквозной прогрев изделия как для насыщения поверх-
ности тем или иным элементом, так и при последующей
закалке. Следовательно, предварительная обработка не опреде-
ляет свойств сердцевины в полной мере. Некоторое регулиро-
вание свойств сердцевины и поверхностного слоя достигаетсй
двойной закалкой после цементации. Но и при таком условии
каждый нагрев оказывает влияние на все сечение изделия.
Поэтому возможность точного регулирования свойств поверх-
ности и сердцевины крайне ограничена.
• Свойства переходного слоя от насыщенной корки к нена-
сыщенной сердцевине точной регулировке также не поддаются.
Во всяком случае, переход получается, как правило, более
Классификация методов поверхностного упрочнения
15
резким, чем в случае поверхностной закалки. Это объясняется
тем, что при поверхностной закалке в переходном слое проис-
ходят лишь структурные изменения, в цементованном же изде-
лии в перекодном слое изменяется также химический состав.
Степень плавности перехода от упрочненного поверхностного
слоя к неупрочненной сердцевине оказывает большое влияние
на эксплоатационные качества изделия. При резком переходе
не достигается рассредоточение остаточных напряжений, воз-
никающих в процессе упрочнения, а также надежная связь
между сердцевиной и поверхностью, что нередко является при-
чиной отслаивания насыщенного слоя даже при слабом нагру-
жении изделия.
Производительность операций при упрочнении химико-тер-
мическим методом крайне низка. Цементация на глубину 1—
1,5 мм требует примерно 10—15 час. Для получения насыщаю-
щих сред необходимы отдельное специальное оборудование и
большая производственная площадь, что связано с значи-
тельной, затратой материальных средств и рабочей силы, повы-
шающей стоимость изделий.
При упрочнении путем поверхностной закалки тепловому
воздействию во время нагрева подвергается лишь упрочняемый
слой. Сердцевина изделия не испытывает превращений ни при
нагреве, ни при охлаждении, что дает возможность назначать,
путем предварительной термообработки получать и при по-
верхностной закалке сохранять механические свойства сердце-
вины, наиболее желательные по условиям службы изделия.
При поверхностной закалке создается возможность более
определенно регулировать степень плавности переходного слоя.
Переходный слой от закаленного поверхностного к незакален-
ным внутренним! можно получить весьма плавным, благодаря
чему рассредоточиваются остаточные напряжения.
Производительность операций поверхностного упрочнения
по методам второй и третьей групп в сотни раз превосходит
производительность химико-термической обработки, и кроме
оборудования для нагрева и охлаждения никакого другого обо-
рудования не требуется.
В результате получается большая экономия времени, рабо-
чей силы и производственного оборудования, значительно сни-
жается стоимость готовых изделий.
Естественно стремление во всех случаях, когда это допус-
тимо, перейти от поверхностного упрочнения химико-термиче-
ской обработкой к упрочнению закалкой.
Замена цементации поверхностной закалкой1 в настоящее
время все шире распространяется на машиностроительных за-
1 Цементуемая сталь при этом заменяется улучшаемой сталью.
16
Методы поверхностного упрочнения стальных изделий
водах1 в СССР и в других странах. В дальнейшем такая заме-
на примет, надо полагать, еще большие размеры.
В разное время было предложено и нашло более или менее
широкое применение несколько методов поверхностной закалки.
Чтобы правильно судить о методе поверхностного упроч-
нения высокочастотной закалкой вкратце изложим основные
достоинства и недостатки других методов.
2. МЕТОДЫ ПОВЕРХНОСТНОЙ ЗАКАЛКИ СТАЛИ,
НАГРЕВАЕМОЙ ТЕПЛОМ ВНЕШНЕГО ИСТОЧНИКА
Методы поверхностной закалки различаются по способу
нагрева поверхностного слоя:
а) кислородно-ацетиленовым или другим пламенем;
б) в жидкой ванне, заполненной перегретым свинцом;
в) в электролите (метод Ясногородского).
ПЛАМЕННАЯ ПОВЕРХНОСТНАЯ ЗАКАЛКА
Применение ацетилено-кислородного пламени для нагрева
при поверхностной закалке известно с 1914 г.1
Сущность метода состоит в быстром1 разогреве поверхности
изделия ацетилено-кислородным пламенем или пламенем дру-
гой газовой смеси до температуры закалки и последующем
охлаждении нагретого слоя водой или эмульсией. Ацетилено-
кислородное пламя развивает температуру порядка 3000°; соз-
дается большой тепловой напор от пла’мени к изделию. Тепло
подводится к наружному слою значительно быстрее, чем от-
водится во внутренние слои за счет теплопроводности металла.
Поэтому сердцевина изделия остается не нагретой, а поверх-
ность на небольшую глубину разогревается чрезвычайно быстро
и под действием закалочной жидкости получается соответствую-
щей толщины упрочненный слой.
На рис. 1 представлено расположение шлангов относительно
закаливаемой поверхности при осуществлении пламенной за-
калки поступательным! способом!. К горелке 1 подведены два
шланга — для кислорода и для ацетилена. Оба газа подаются
в смесительную камеру, из которой в сопло горелки поступает
газовая смесь определенного состава. Шланг 2 служит для по-
дачи закаливающей жидкости. Горелка и шланг монтируются
в одном передвижном устройстве таким образом, чтобы расстоя-
1 В дальнейшем кроме ацетилена для поверхностного нагрева были
использованы и другие газы: метан, природный газ, светильный газ. Поэто-
му целесообразно вместо названия «кислородно-ацетиленовая закалка* при»
менять более широкое —«пламенная поверхностная закалка*.
Методы поверхностной закалки стали
17
ние между ними, а также расстояние между горелкой и нагре-
ваемой поверхностью при закалке данного изделия сохранялись
неизменными. Это обеспечивает постоянство температуры на
поверхности изделия и глубины закалки. Изменением расстоя-
ния а между горелкой и охлаждающим шлангом, расстояния в
горелки от закаливаемой поверхности и скорости перемещения
горелки можно регулировать глубину закалки. Чем больше рас-
стояние а и меньше скорость перемещения горелки, тем дольше
нагревается каждый отдельный участок, тем больше глубина, на
которую распространяется нагрев.
Глубина закалки зависит также от
величины горелки, типа наконечни-
ка, состава газовой смеси и от
свойств закаливаемого металла.
Чем больше горелка и меньше ее
расстояние от нагреваемой поверх-
ности, чем выше температура пла-
мени, создаваемого данной газовой
смесью, чем бюлее теплопроводен
металл, тем на большую глубину
распространяется нагрев до темпе-
ратуры, достаточной для получения
структуры закаленного состояния.
Соотношение между компонента-
ми газовой смеси выбирается таким,
чтобы при изменении его колебания
Рис. 1. Схема расположения
шлангов относительно об-
рабатываемой поверхности
при пламенной закалке
температуры пламени были наи-
меньшими. Как указывает Л. И. Готлиб {1], при соотношении кис-
лорода и ацетилена 1 : 1 (нейтральное пламя) изменение его
на ±0,05 (с 0,95 до 1,05) вызывает изменение температуры пла-
мени на 200° (с 3175 до 3375? К), т. е. на ±3,3%,
При соотношении 1,5:1 (окислительное пламя) такое же
изменение (с 1,45 до1 1,55) вызывает изменение температуры
пламени всего на 10° (с 3410 до 3400?К), т. е. на ± 0,16%.
Отсюда видно, что при соотношении 1 : 1 пламя весьма чув-
ствительно к колебаниям, состава газовой смеси, в то время как
при соотношении 1,5: 1 такие же колебания соотношения прак-
тически не изменяют температуры пламени.
Поэтому для достижения большего постоянства результатов
закалки Л. И. Готлиб рекомендует соотношение кислорода и
ацетилена 1,5: 1. Такое соотношение и экономически более вы-
годно, так как расход ацетилена уменьшается на 20%. Хими-
ческое воздействие, окислительного! пламени на металл при
нагреве под закалку практически не получает существенного
развития, потому что в данном случае скорость диффузии
кислорода не очень велика, а продолжительность нагрева каж-
2 Зак. 115
18
Методы поверхностного упрочнения стальных изделий
Рис. 2. Схема способов пламенной закалки
(Л. И. Готлиб):
А — циклические процессы, Б — непрерывные процес-
сы; I — стационарный способ, II — вращательный спо-
соб, III — поступательный способ, IV — комбини-
рованный способ; 1 — нагрев, 2 — охлаждение
дого участка определяется секундами, а иногда’ долями се-
кунды.
Кроме способа пламенной закалки, который схематически
представлен на рис. 1, практическое применение нашли также
стационарный, вращательный и комбинированный способы.
Схемы способов пламенной закалки показаны на рис. 2.
Если требуется закалить часть поверхности на участке неболь-
шой длины, применяется стационарный способ (рис. 2, AI).
Участок, подлежащий
закалке, в течение оп-
ределенного времени
нагревают пламенем
неподвижной горелки,
затем охлаждают. Из-
делие неподвижно и
при нагреве, и при ох-
лаждении.
При местной за-
калке тел вращения
применяют враща-
тельный способ. Изде-
лие вращается, упроч-
няемый ejo участок
нагревают дламенем
одной или нескольких
неподвижных горелок
и по достижений оп-
ределенной температу-
ры охлаждают (рис. 2,
АП).
Прй поступатель-
ном способе закалки
изделие неподвижно,
а горелка вместе с охлаждающим шлангом перемещается вдоль
его поверхности (рис. 2, БП1). Таким способом можно закали-
вать поверхности большой длины.
Комбинированный способ (рис. 2, BIV) состоит в последо-
вательном нагреве и охлаждении вращающегося изделия, со-
вершающего также одновременно поступательное движение.
Этот способ аналогичен способу непрерывно-последовательной
закалки при нагреве токами высокой частоты или в электро-
лите, подробно рассмотренному ниже. Так как при пламенной
закалке расположение источника тепла и охладительного уст-
ройства ничем не отличается от расположения их при других
методах поверхностной закалки, целесообразно, с нашей точки
зрения, называть его в данном случае способом! непрерывно после-
Методы поверхностной закалки стали
19
довательной пламенной закалки. Такое наименование яснее оп-
ределяет сущность способа при всех методах поверхностной за-
калки и способствует унификации терминологии, что весьма
желательно по методическим соображениям.
Пламенная поверхностная закалка применяется при поверх-
ностном упрочнении крупных стальных изделий — литых зуб-
чатых колес, шестерен, червяков, прокатных валков, шеек ко-
ленчатых валов и пр.1
Предельное содержание элементов в стали 1 2, хорошо поддаю-
щейся пламенной закалке, таково: углерод 0,30—0,70%, мар-
ганец 0,60—1,60%; кремний 0,20—1,50%; хром 0,20—1,75%,
никель 0,30—3,50%, молибден 0,15—0,30%. Таким образом
пламенной закалке мо|жно подвергать конструкционную стДль
значительного числа марок. Однако в большинстве случаев
пламенная закалка применяется только к обычной углеродистой
стали с 0,45%' углерода.
К достоинствам метода пламенной закалки, кроме тех, ко-
торые присущи всем методам поверхностного упрочнения, сле-
дует отнести простоту практического ее осуществления. Она
не требует сложного оборудования, дает возможность упрочнять
крупные детали в два-три раза дешевле обычной закалки.
Наряду с этим метод пламенной закалки имеет существен-
ные недостатки, из которых основными являются следующие.
1. Способ подвода тепла извне — действием сильного пламе-
ни на поверхность изделия.— определяет характер распределе-
ния температуры по сечению в момент закалки (см. ниже кри-
вую на рис. 22), нежелательный с точки зрения качества
упрочняемого слоя, так как он обусловливает невозможность
получения одинакфо хорошей структуры во всем закаливаемом
слое. Чтобы обеспечить нагрев на! большую глубину за очень
короткое время, приходится слишком сильно перегревать по-
верхность, что вызывает чрезмерный poicr зерен аустенита.
В результате закалки на поверхности образуется крупноиголь-
чатый мартенсит.
При пламенной поверхностной закалке среднеуглородистой
стали структура от поверхности в глубь изделия изменяется
в следующей последовательности: крупноигольчатый мартенсит,
мелкоигольчатый мартенсит, троосто-мартенсит, тонкий слой
троосто-сорбита и, наконец, структура сердцевины. Такой ха-
рактер расположения структур был установлен рядом исследо-
1 Утверждение Л. И. Готлиба, что такие изделия с успехом можно обра-
батывать только методом пламенной закалки, конечно необоснованно преу-
величивает значение этого метода. Высокочастотная закалка может давать
здесь лучшие результаты, чем пламенная. Вообще высокочастотная термо-
обработка пригодна для значительно более широкого круга изделий и мар$аГ*
стали, чем пламенная.
2 Данные взяты из работы Л. И. Готлиба, упомянутой выше.
2*
20
Методы поверхностного упрочнения стальных изделий
ваний. Наличие крупноигольчатого мартенсита на поверхности
и относительно меньшая, чем при других методах, переходная
зона понижает качество поверхностного упрочнения.
У легированной и высокоуглеродистой стали наблюдается
еще более резкая смена одной структуры другой. Например,
у хромоникелевой стали закаленный слой имеет на поверхности
крупноигольчатый мартенсит, резко сменяющийся мелким
мартенситом, после которого сра!эу идет сфбит, примыкающий
к сердцевине. Структурный состав закаленного слоя хуже и
переходы от одной структуры к другой более резки у хромони-
келевой стали по сравнению с углеродистой потому, что те-
плопроводность легированной стали меньше, а это обуслов-
ливает чрезвычайно большой температурный перепад между
слоями.
2. В ряде случаев пламенный нагрев горелками приводит
к полосчатой закалке — к чередованию твердых закаленных
полос с мягкими отпущенными. Разница в твердости отдельных
полос достигает 15 и более единиц по Шору. Ее можно несколь-
ко уменьшить последующим отпуском, но полное выравнивание
твердости не достигается и после отпуска.
3. При нагреве под закалку второй грани зуба шестерни,
первая грань, закаленная раньше, получает отпуск, что умень-
шает возможность регулировать свойства поверхностно! зака-
ленной детали, приводит к несимметрич-
ности в свойствах металла по сечению
зуба и в распределении остаточных на-
пряжений. Правда этот недостаток мож-
но устранить применением сдвоенной го-
релки (рис. 3). При работе сдвоенной
горелкой устраняются недостатки одно-
стороннего нагрева, но избавиться от по-
лосчатости не удается и в этом случае.
Наличие же полосчатости вдоль зуба,
работающего на истирание, допускать
нельзя.
4. Большим недостатком метода яв-
ляется невозможность применять легко
воспламеняющиеся охладители — масла,
вследствие близости охлаждающей струи
закалки при нагреве к пламени.
сдвоенной горелкой Однако все указанные недостатки не
дают оснований считать метод порочным
и неприменимым вообще. В случае необходимости закаливать
в небольшом количестве крупные детали из углеродистой стали,
при отсутствии на заводе высокочастотной установки, вполне
целесообразно применять пламенную поверхностную закалку.
Методы поверхностной закалки стали
21
ЗАКАЛКА СТАЛИ, НАГРЕВАЕМОЙ В РАСПЛАВЛЕННОМ СВИНЦЕ
Для поверхностной закалки в отдельных случаях применяют
нагрев в расплавленном свинце. Если стальной стержень погру-
зить в ванну, заполненную жидким свинцом, нагретым до тем-
пературы, несколько превышающей температуру закалки данной
стали, то стержень можно нагреть значительно быстрее, чем в
обычной камерной электрической, газовой или нефтяной печи.
По данным Д. Я. Вишнякова [2], в свинце, имеющем темпера-
туру 850°, для нагрева стального цилиндра длиной 100 мм и диа-
метром 25 мм (из стали 40) требуется 2 мин, в то время, как
такой же цилиндр в муфельной нефтяной печи нагревается до
750° за 14 мин, а до 900° за 12 мин.
Для нагрева цилиндра диаметром 50 мм н той же длины в
свинце требуется 5,5 мин. (до 850°), в муфельной нефтяной ие-
чи — 23 мин. до 750° и 21 мин. до 900°. Нагрев до 750° таких
цилиндров в силитовой электрической печи производится за
20 мин. (</ = 25 мм) и 31 мин. (</ = 50 мм). Нагрев до 900° в этом
случае требует соответственно 14 и 25 мин.
Свинец, нагретый до 800—850°, представляет среду, облада-
ющую очень большим коэфицйентом теплопередачи. Вследст-
вие большой разности между температурой нагрева и темпера-
турой плавления (равной 327°) обеспечивается значительно ббль-
шая скорость нагрева в свинце, чем в камерных пламенных
или электрических печах. Благодаря этому при нагреве в свин-
це можно получить значительный температурный перепад между
поверхностью и центром стального цилиндра, что и использует-
ся в случае поверхностной закалки.
В. И. Прядилов [3] производил при нагреве в свинце по-
верхностную закалку валиков длиной 250 мм и диаметром
44,5 мм, изготовленных из углеродистой стали с 0,5% С. Вали-
ки погружалась в свинцовую ванну, нагретую до 910°, и выдер-
живались в ней в течение 70 сек.
После закалки в воде валики получали закаленный слой
толщиной 4 мм с поверхностной твердостью 60—62 Rc . Серд-
цевина не прогревалась, сохраняя после закалки исходную
структуру и твердость.
Использование нагрева в свинце для1 поверхностной закал-
ки возможно лишь в случае поверхностного упрочнения не-
больших изделий простой конфигурации. При закалке крупных
изделий данный метод совершенно неприемлем, так как он по-
требовал бы чрезвычайно громоздких и дорогих свинцовых ванн
с большой открытой поверхностью расплавленного металла. Рас-
ход свинца был бы чрезвычайно велик вследствие испарения
и больших потерь при переносе изделия из ванны в закалочный
бак.
22
Методы поверхностного упрочнения стальных изделий
Температура жидкой ванны не может быть достаточно при-
ближена к температуре ацетилено-кислородного пламени,, следо-
вательно, нагрев в свинцовой ванне не обеспечивает и теплового
напора той же силы. Поэтому не создается столь резкого тем-
пературного перепада и больших различий в структуре зака-
ленной части изделия. Но невозможно также получить поверх-
ностную закалку на малую глубину. Нагрев в свинцовых ваннах
применяется весьма часто, но не столько с целью поверхностно-
го упрочнения, сколько для ускорения нагрева по сравнению
с обычными печами и для предохранения поверхности от окис-
ления. Иногда удается закалить только поверхностный слой, но
регулировать глубину закалки при таком нагреве чрезвычайно
трудно. Что касается соляных ванн, то поверхностный нагрев
в них еще более затруднителен. Нагрев в соляных ваннах при-
меняется главным образом для защиты поверхности от окис-
ления.
ЗАКАЛКА СТАЛИ, НАГРЕВАЕМОЙ В ЭЛЕКТРОЛИТЕ
(МЕТОД И. 3. ЯСНОГОРОДСКОГО)
Метод электролитической закалки, предложенный И. 3. Яс-
ногородским [4, 4а] в 1935 г., основан на эффекте нагрева ка-
тода. При погружении в раствор поваренной соли или другого
электролита свинцовой пластинки (анод) и стального стержня
(катод) пропускаемый через ванну ток высокого напряжения
образует вокруг стального стержня водородную рубашку, кото-
рая быстро разогревается до' высокой температуры (около
2000°) и значительную часть тепла передает стержню. Нагрев
стального стержня совершается настолько интенсивно, что ко-
личество тепла, получаемого его поверхностью, значительно
превосходит количество тепла, отводимого в среднюю часть
вследствие теплопроводности металла, что и обеспечивает быст-
рый поверхностный нагрев. Когда поверхность стержня дости-
гает температуры, несколько превышающей Асз, ток выклю-
чается, водородная рубашка исчезает, стержень закаливается
в том же электролите.
В явлении нагрева катода можно отметить две фазы. Первая
фаза — до образования устойчивого состояния жидкости вокруг
сплошной оболочки водорода. В это время идет интенсивное
выделение водородных пузырьков на катоде и наблюдается коле-
бание электролита. Водородные пузырьки быстро • разогревают
соприкасающийся с ними электролит, и вокруг катода обра-
зуется паровая рубашка. Первая фаза завершается в течение
нескольких долей секунды.
Вторая фаза — образование устойчивого состояния жидко-
сти'. Когда катод покрывается сплошной водородной оболочкой,
Методы поверхностной закалки стали
23
окруженной паровой рубашкой, колебание электролиза пре-
кращается, и происходит интенсивный устойчивый нагрев ка-
тода. Изменяя концентрацию электролита, можно регулировать
плотность тока и, следовательно, интенсивность нагрева.
Рис. 4. Карусельное устройство для концевого нагрева
при электролитической закалке (И. 3. Ясногородский)
Для нагрева в электролите используется постоянный ток, так
как эффект нагрева катода стабилен лишь при постоянном
токе. При переменном токе стабилизировать процесс пока не
удается.
И. 3. Ясногородский предлагает в настоящее время три вида
способа нагрева в электролите.
1. Концевой нагрев. Нагрев свободного конца осу-
ществляется погружением торца детали в электролит при по-
мощи специального карусельного устройства, схематически пред-
ставленного на рис. 4.
Чтобы плотность тока и температура нагрева во всех слу-
чаях были одинаковы, деталь погружают в электролит на впол-
не определенную глубину. После нагрева деталь выбрасывают
в закалочный бачок.
Для закалки концов клапанов на некоторых тракторных за-
водах применяют также карусельное устройство, вращающееся
24
Методы поверхностного упрочнения стальных изделий
в горизонтальной плоскости. Клапан погружают в электролит на
глубину 4—5 мм (погружение более чем на 10 мм приводит
к оплавлению конца). Скорость нагрева регулируется измене-
нием концентрации электролита и напряжения тока. Время на-
грева зависит от скорости вращения диска, что определяет дли-
тельность пребывания конца клапа-
на или другого изделия в электро-
лите.
По данным И. 3. Ясногородского,
при плотности тока 3—4 а!см* и на-
пряжении 220 b достигается произ-
водительность до 2000, клапанов
в час.
2. Местный поверхност-
ный нагрев применяется для
дисков диаметром 100—150 мм. Он
был также применен для закалки
кулачковых валиков в струе элек-
тролита. Отмечено, что для разо-
грева поверхности изделия доста-
точно соприкосновения металла
с поверхностью раствора. Это об-
стоятельство использовано для по-
верхностной закалки- кулачкового
валика.
На рис. 5 представлена схема
аппарата Ясногородского, предна-
значенного для данной цели. Кулач-
ковый валик 3, помещенный между
центрами, приводится во вращатель-
ное движение с постоянной скоро-
стью, что обеспечивает равномерный
прогрев всей соприкасающейся
с электролитом поверхности. Элек-
тролитный раствор под напором по-
по трубке 2 на поверхность ку-
короткого замыкания между труб-
на-
6
7
Рис. 5. Схема аппарата
для поверхностного на-»
грева и закалки валиков
(и. * -
3. Ясногородский)
дается
лачка,
кой и
из резервуара
Чтобы избежать
деталью, на трубку насаживают фарфоровый
конечник или чашку 4, в которую раствор сливается обратно,
отражаясь от поверхности кулачка. Через сборник 5 по
трубке 6 электролит снова перекачивается в резервуар 1 на-
сосом 7. Резервуар 1 снабжен змеевиком 8 для охлаждения
электролита. К трубке с электролитом подводится анод, к цент-
рам, зажимающим кулачковый валик — катод. При пропуска-
нии тока, благодаря соприкосновению с электролитом, поверх-
ность кулачка быстро разогревается. Когда нагрев достигает
Методы поверхностной закалки стали
25
способа
закалки
Рис. 6. Схема непрерывно-
последовательного
электролитической
определенной температуры (кулачок шириной 26 мм нагревает-
ся за 75—90 сек.), ток выключают, и закалка производится
струей электролита. В качестве электролита можно использо-
вать 25%-ный раствор едкого калия, как более электропровод-
ный и обеспечивающий более интенсивное выделение водорода
на поверхности кулачка. Скорость нагрева регулируется' изме-
нением напряжения и силы тока, времени нагрева, количества
подаваемого раствора, величины поверхности контакта между
кулачком и струей раствора.
Автор метода сконструировал также аппарат для одновре-
менной закалки всех частей кулачкового валика, подлежащих
упрочнению, — всех кулачков и двух шеек.
3. Неп реры вгао-'посл ед*овательный нагрев осу-
ществляется при помощи устройства, напоминающего индуктор
для высокочастотной закалки (рис. 6). Нагрев в электролите,
подаваемом через втулку 1, производится на участке ав стерж-
ня. Стержень проходит через изоляционную втулку 2 из ша-
мотного кирпича, чтобы преградить
доступ электролита в зону охлаж-
дения. Охлаждение осуществляется
спрейером |3, расположенным на не-
котором расстоянии под изоляцион-
ной втулкой.
Метод И. 3. Ясногородского
имеет весьма большой познаватель-
ный интерес и в последние годы по-
лучает распространение на ряде за-
водов для массовой закалки неко-
торых изделий. Принципиально же
он во многом уступает методу ин-
дукционной закалки. Нагрев по ме-
тоду И. 3. Ясногородского дости-
гается в сущности с использовани-
ем того же принципа поверхностно-
го нагрева, что и в двух описанных
выше способах за счет внешнего ис-
точника тепла. От ацетилено-кислородной закалки
в электролите отличается лишь характером источника тепла.
Характер же распределения температуры по сечению остается
неизменным. Следовательно, при нагреве в электролите для по-
лучения более или менее толстого закаленного слоя приходится
мириться с неизбежным перегревом! поверхности. Если же
перегрев недопустим, то приходится ограничиваться очень тон-
ким закаленным слоем.
Это общий неустранимый недостаток всех методов поверх-
ностной закалки с применением внешних источников тепла. Его
нагрев
26
Методы поверхностного упрочнения стальных изделий
можно устранить использованием наиболее совершенного источ-
ника энергии — электрического тока, трансформируемого в теп-
ловую энергию внутри самого изделия.
3. ПОВЕРХНОСТНАЯ ЗАКАЛКА СТАЛИ,
НАГРЕВАЕМОЙ ТЕПЛОМ ВНУТРЕННЕГО ИСТОЧНИКА
(контактный метод Н. В. Гевелинга)
Среди методов использования внутреннего источника тепла
прежде всего необходимо отметить контактный метод ленточной
электрозакалки, теоретически обоснованный и разработанный
для некоторых простых случаев Н. В. Гевелингом [5].
Электрический ток передается в тело изделия от токонесуще-
го ролика, соприкасающегося с нагреваемой поверхностью. Как
показано на схеме рис. 7, ток замыкается в месте соприкосно-
вения ролика с поверх-
ностью изделия. При
прохождении под ро-
ликом ток уплотняется
вследствие незначи-
тельности площади
контакта, что обусло-
вливает большой теп-
ловой эффект, исполь-
зуемый для нагрева
при закалке.
Для осуществления
такой закалки изделие
(вал) зажимают меж-
Рис. 7. Схема контактного метода ленточной
электрозакалки
ду центрами токарного станка, к одному центру подводят
конец электрической цепи. Токонесущий ролик, установленный
при помощи особого приспособления на супорте токарного
станка, поперечным перемещением супорта прижимают к вра-
щающемуся изделию. Винтовой самоход перемещает фрикцион-
но-вращающийся ролик вдоль оси закаливаемого вала. Нагре-
тый участок поверхности изделия по выходе из-под ролика
попадает под струю охлаждающей жидкости, подаваемой через
шланг, который установлен рядом с роликом; и таким образом
производится закалка.
Одной из оригинальных особенностей метода, как указывал
Н. В. Гевелинг, является характер распределения температуры
в поверхностных слоях изделия.
При соприкосновении электрода с поверхностью стального
изделия изоденсы — линии равных плотностей тока — образуют
полусферы, центр которых находится в месте касания.
Поверхностная закалка стали
27
Плотность тока убывает пропорционально квадрату расстоя-
ния от места касания. Количество выделяющегося тепла, про-
порциональное квадрату силы тока (по закону Джоуля), опре-
деляет температуру каждой точки на линии равной плотности.
Следовательно, изоденсы одновременно являются также изотер-
мами данного теплового состояния. До максимальной темпера-
туры должно быть нагрето место касания. По мере удаления от
поверхности температура понижается в соответствии с умень-
шением плотности тока. Однако изменение температуры от по-
верхности в глубь изделия имеет несколько иной .характер.
Для сохранения механической прочности ролика-электрода,
изготовленного из красной меди, необходимо предотвратить его
нагрев выше 450°, для чего соприкасающаяся с ним поверхность
изделия должна иметь указанную температуру. Теплоотвод
к электроду не только снижает температуру поверхности, но
изменяет и форму изотерм в удаленных слоях. Изотермы прини-
мают форму сплюснутых полусфер (рис. 8), 'так как отвод
Рис. 8. Форма изотерм при контактном электронагреве
(Н. В. Гевелинг)
тепла идет главным образом перпендикулярно поверхности из-
делия !. Характер изменения температуры при переходе от од-
ной изотермы к другой представится в следующем виде (см.
ниже кривую 2 на рис. 22). Слой, соприкасающийся с роликом,
имеет температуру 450° и остается незакаленным. За ним сле-
дует слой, имеющий температу|ру между Act и Ас3, который при
охлаждении получает неполную закалку. Далее идет слой, на-
гретый выше Ас3, получающий при охлаждении полную закал-
ку. Ниже расположен слой с температурой между Ас3 и Act;
1 Близость малотеплопроводной воздушной среды сколько-нибудь замет-
ного влияния не оказывает.
28
Методы поверхностного упрочнения стальных изделий
здесь для большего нагрева не хватает тепла вследствие умень-
шения плотности тока, и при охлаждении в этом слое образуется
структура неполной закалки. Наконец, плотность тока умень-
шается настолько, что не обеспечивает нагрева до нижней кри-
тической точки, и в этой части изделия закалки не происходит.
Сказанное было проверено Н. В. Гевелингом эксперимен-
тально на структурах отдельных слоев после кратковремен-
ного воздействия тока и последующего охлаждения нагретого
места. На глубине 0,06—0,1 мм структур закалки обнаружено
не было. В следующем слое наблюдались участки мартенсита
и феррита с постепенным уменьшением содержания последнего
по мере отдаления от поверхности. Далее следовал один мар-
тенсит. переходящий в троосто-мартенсит, и глубже — сердцеви-
на с исходной структурой.
Преимущество такого изменения температуры по сечению
состоит в том, что в случае необходимости закалки на глубину
2—3 мм поверхностный слой не только не перегревается, но,
наоборот, не догревается, предохраняя от перегрева следующие
примыкающие к нему слои.
Плавный ход кривой на переходном участке от закаленного
слоя к незакаленному обеспечивает постепенность структурных
изменений, что обусловливает более удовлетворительное рас-
средоточение остаточных напряжений. Глубина закалки срав-
нительно точно регулируется изменением мощности тока.
Широкого распространения метод контактной электроза-
калки, однако, не получил вследствие недостаточно совершенной
разработки практической стороны метода, и в силу ряда прин-
ципиальных его недостатков.
Закалка отдельными лентами, необходимость наложения
каждой следующей ленты на предыдущую приводит к полосча-
тости— к чередованию закаленных лент с отпущенными. Бург-
сдорф и Макагон '[6] отметили, что разница в .твердости лент
составляет 15—20 /?с. Последующим отпуском (300—350°) ее
удается уменьшить до 7 ед. /?с, но и такое различие в твердости
для многих случаев неприемлемо.
При закалке на небольшую глубину необходимо получить
ровную не испорченную поверхность. Ленточная же закалка не
дает такой поверхности — под роликом остаются вмятины, вся
поверхность приобретает вид чередующихся винтообразных вы-
ступов и неглубоких впадин. После такой закалки необходима
шлифовка как для снятия незакаленного слоя, так и для вырав-
нивания поверхности. Не вполне обосновано также утвержде-
ние, что при контактном методе невозможен перегрев. Верно,
что опасность перегрева снижается, но в слое полной закалки
при определенных режимах он не исключается, что и было от-
мечено в упомянутой выше работе Бургсдорфа и Макагона.
Вывокочалтотная закалка и способы её применения
29
Малейшие неровности или вибрация калящего ролика вызы-
вают нарушение контакта. Это приводит к образованию на по-
верхности изделия перегретых участков, выжигов, а иногда и
оплывов, так как образующаяся дуга немедленно вызывает
быстрый разогрев того места изделия, где нарушен контакт.
Возможность нарушения контакта не исключена даже при са-
мом тщательном обслуживании.
По производительности ленточная закалка также не превос-
ходит другие методы поверхностной закалки.
Метод ленточной закалки оказался удобным для закалки
шпинделей, где необходимо оставлять незакаленными строго
очерченные места для фрезерования гнезд под шпонки, что лег-
ко осуществляется наладкой автоматического выключения тока
яри проходе мест, не подлежащих закалке. Удобство метода
заключается также в том, что закалку можно осуществлять
без значительного коробления шпинделя.
Ленточная закалка применяется на некоторых заводах и
а настоящее время, хотя и редко.
4. ВЫСОКОЧАСТОТНАЯ ЗАКАЛКА
КАК МЕТОД ПОВЕРХНОСТНОГО УПРОЧНЕНИЯ
И СПОСОБЫ ЕЕ ПРИМЕНЕНИЯ
Особенностям нагрева стали токами высокой частоты посвя-
щена глава II, металловедческой стороне метода, свойствам
стали после высокочастотного нагрева и соответствующего
охлаждения — остальные главы настоящей работы. Здесь мы
рассмотрим метод высокочастотной закалки с точки зрения
возможности повышения качества поверхностного упрочнения,
а также практические способы осуществления закалки этим ме-
тодом.
Высокочастотную закалку следует признать лучшим, наибо-
лее совершенным и рациональным методом поверхностного
упрочнения. Она позволяет избежать многих дефектов других
методов. Вместе с тем она обладает рядом дополнительных
преимуществ.
Как будет видно из дальнейшего изложения, высокочастот-
ная закалка дает возможность получать более высокую поверх-
ностную твердость, чем закалка любым другим методом. Нагрев
совершается с чрезвычайно 'большой скоростью, поэтому поверх-
ность остается совершенно чистой, часто почти не окисленной.
Благодаря передаче электроэнергии в тело изделия индукцион-
ным путем, без Соприкосновения с нагревательным элементом,
поверхность не подвергается изменениям под воздействием
источника энергии. В ряде случаев после в. ч. з. последующая
30
Методы поверхностного упрочнения стальных изделий
механическая обработка для исправления поверхности не яв-
ляется необходимой. Изделие можно пускать в работу с той
повышенной поверхностной твердостью, которую дает в. ч. з.
Ниже будет показано, что при в. ч. з. твердость может оста-
ваться примерно одинаковой на большей части глубины зака-
ленного слоя, или несколько увеличивается, а затем понижается
по мере удаления в глубь изделия. Эксплоатационные качества
такого изделия несомненно выше, чем в случае, когда по мере
удаления от поверхности твердость уменьшается. По мере изно-
са условия службы изделия, закаленного при нагреве токами
высокой частоты, остаются неизменными в смысле способности
поверхности сопротивляться воздействию сил трения.,
При в. ч. з. сравнительно легко регулируется соотношение
глубин закаленного и переходного слоев, что дает возможность
лучше удовлетворять конкретным условиям службы изделия.
Большое значение имеет также возможность применения наи-
большей автоматизации процесса закалки, так как она обеспе-
чивает полную повторяемость результатов на каждом изделии
данного типа.
Правильно назначенные условия нагрева и охлаждения при
в. ч. з. позволяют получить наиболее однородную поверхност-
ную твердость.
Наконец, чрезвычайно важным практическим преимущест-
вом в. ч. в. является высокая производительность, большая
экономия печного оборудования, производственной площади и
рабочей силы в термических цехах, коренное улучшение сани-
тарно-гигиенических условий работы в них.
Способов применения в. ч. з. в настоящее время существует
много. Для каждого конкретного случая разрабатываются те
или иные приемы нагрева и охлаждения. Однако, большинство
известных приемов можно подразделить на четыре основные
группы: 1) единовременная закалка, 2) последовательная
•закалка, 3) закалка методом непосредственного включения,
4) поверхностная закалка при индукционном высокочастотном
нагреве под водой.
Рассмотрим сущность каждого из указанных способов.
ЕДИНОВРЕМЕННАЯ ЗАКАЛКА
Одновременный нагрев всей поверхности, подлежащей за-
калке, применяется для поверхностного упрочнения изделий
дискового типа — шестерен, фрезеров и пр.
Изделие устанавливают в индукторе, показанном на рис. 9.
Период нагрева точно регулируют при помощи реле времени.
Охлаждение производят через отверстия на внутренней боковой
поверхности индуктора или центральной подачей воды снизу.
Высокочастотная закалка и способы её применения
31
Охлаждающая жидкость подается автоматически сразу по
окончании нагрева или после непродолжительной выдержки.
Для получения возможно лучшей повторяемости закаленным
слоем внешней сложной конфигурации шестерни рекомендуется
назначать частоту питающе-
го тока, руководствуясь фор-
мулой
/ = ^—р-’ пер/сек, (1)
Пг
где f — частота тока;
m — модуль зуба ше-
стерни.
При более низкой часто-
те зубья прогреваются на-
сквозь. Если частота превы-
шает оптимальное значение,
перегреваются вершины
зубьев.
Особое внимание должно
уделяться величине зазора
между индуктором и изде-
лием и правильному центри-
рованию изделия на под-
ставке. Последнее дости-
гается устройством посадоч-
ных мест, специально кон-
Рис. 9. ббщий вид закалочного
узла при единовременной высоко-
частотной закалке
струируемых и изготовляе-
мых для изделия каждого типа.
При назначении величины зазора необходимо учитывать,
что мощность Р, передаваемая изделию, изменяется обратно-
пропорционально квадрату расстояния а между изделием и ин-
дуктором:
Р = — .
аа
(2)
Поэтому зазор надо стремиться оставлять минимальным.
Слишком большое уменьшение величины зазора ограничивает-
ся опасностью электрического пробоя. В случаях, когда необхо-
димо получить весьма глубокий прогрев, не заботясь о к. п. д
нагревательного устройства, для уменьшения скорости нагрева»
зазор увеличивают до больших размеров. Однако, очень боль-
шое увеличение зазора, в свою очередь, ограничивается возмож-
ностью осуществления электромагнитной связи между индукто-
ром и изделием.
Индукторы1 изготовляют из профилированной медной труб-
ки, а в случае применения центрального охлаждения — из ли-
1 Иногда их называют концентраторами.
32
Методы поверхноетноео упрочнения стальных изделий
стовой меди. Общий вид закалочного узла вместе с контактным
держателем показан на рис. 9. В случае необходимости вращать
изделие при нагреве его устанавливают не на подставке, при-
крепленной к индуктору, а на вращающемся центре при по-
Рис. 10. Центрирующее устройство для
установки изделия в индукторе при еди-
новременной высокочастотной закалке
Рис. 11. Схема ин-
дукционного иаг-
рева стальных ци-
линдров в петле,
вом индукторе:
1 — индуктор, 2 —
Сделке (М. Г. Ле-
зинский)
мощи специальног’о центрирующего устройства, показанного на
рис. 10. Установка изделия должна обеспечивать вращение его
без биения — точно вокруг своей оси. Изделие, вращающееся
вокруг оси, не совпадающей с его осью симметрии, в разных
точках окружности нагревается различно. Участки изделия, по-
стоянно находящиеся при вращении ближе к индуктору, нагре-
ваются значительно сильнее остальных.
Если в цилиндрической поверхности изделия имеются отвер-
стия, то в них во избежание перегрева кромок вставляют мед-
ные пробки.
Для закалки не только по боковой поверхности, но и торцов
цилиндрического изделия лаборатория завода «Светлана» пред-
ложила петлевые индукторы.
Поверхностная закалка осуществляется в них по схеме, по-
казанной на рис. 11.
Единовременную закалку можно осуществлять с чрезвычай-
но большой производительностью. Этот способ целесообразно
применять, если закалку проходят большие партии изделий,
имеющих сравнительно небольшую закаливаемую поверхность.
Одновременный нагрев больших поверхностей требует большой
мощности, что при малом количестве изделий для многих слу-
чаев не оправдывается экономически.
Высокочастотная закалка и способы её применения
33
ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНАЯ ЗАКАЛКА
в котором совмеща-
Рис. 12. Схема непре-
рывно-последовательной
закалки:
1 -- индуктор, 2 — спрейер
В случае необходимости поверхностной закалки на большой
площади при нагреве от генератора сравнительно малой мощ-
ности целесообразно применять последовательную закалку.
В соответствии с конкретными условиями последовательную за-
калку можно осуществлять прерывистым или непрерывным спо-
собом.
Первый способ применяется для закалки весьма крупных
шестерен с большим модулем зуба. Закалке подвергаются по-
очередно все зубья. За один прием обрабатывается только один
зуб (закалка «зуб за зубом»).
По существу в данном случае используется многократная
единовременная закалка. Каждый зуб нагревается и охлаждает-
ся при помощи специального устройства
ются функции индуктора и спрейера.
Для предохранения от воздействия
вихревых токов соседние зубья защи-
щают специальными экранами, бла-
годаря чему предотвращается отпуск
ранее закаленных зубьев.
В практике наиболее часто приме-
няется непрерывно-последовательная
закалка по схеме, показанной на
рис. 12. Поверхность цилиндра после-
довательно, участок за участком, про-
ходит зону действия индуктора, нагре-
ваясь в каждом месте до необходимой
температуры. Далее нагретый участок
попадает под струи охлаждающей
жидкости, выходящей через множе-
ство мелких отверстий-спрейера, уста-
новленного под индуктором.
Изменяя высоту индуктора, можно
регулировать величину находящейся
в зоне нагрева поверхности изделия и
приспособляться таким образом к име-
ющейся мощности генератора.
Изменяя скорость перемещения изделия при постоянной
мощности, можно регулировать температуру нагрева поверх-
ности. На рис. 13 схематически представлены кривые нарастания
температуры на поверхности в зоне действия индуктора при по-
стоянной удельной мощности, но разных скоростях переме-
щения v. Скорость перемещения возрастает от Vi до Уз-
Заштрихованную зону температур между tt и ti следует счи-
тать допустимым температурным интервалом нагрева при высо-
3 .Зак. 1'5
34
Методы поверхностного упрочнения стальных изделий
кочастотной закалке. Пунктирная линия, начинающаяся от^
соответствует температуре точки Кюри.
При малой скорости перемещения Vi на поверхности дости-
гается температура, превышающая допустимый интервал за-
калки (кривая /). При очень большой скорости v3 температура
Рис. 13. Изменения тем-
пературы цоверхности
плиты в зоне действия
индуктора при разных
скоростях перемещения
V1 < v2 < Уз и постоян-
ной удельной мощности:
g — высота индуктора, т—
расстояние между индукто-
ром и охлаждаюшим уст-
ройством, и — зона охла-
ждения (М. Г. Лозинский)
поверхности не достигает нижнего предела этого интервала
(кривая 3).
При назначении скорости перемещения необходимо доби-
ваться, чтобы температура поверхности достигала значений меж-
ду ti и tz. В данном случае такой скоростью является Vj (кри-
вая 2).
В нижней части рис. 13 показано увеличение толщины на-
гретого слоя при прохождении участка изделия через зону дей-
ствия индуктора со скоростью Уг (косая штриховка). Пере-
крестной штриховкой показан закаленный слой.
Перегиб кривых 1 и 2 при' температуре, «соответствующей
точке Кюри, рассматривается подробно в главе II.
Непрерывно-последовательная закалка применяется при по-
верхностном упрочнении цилиндрических тел большой длины,
наружной и внутренней поверхностей труб, плоских изделий.
Для получения одинакового слоя во всех частях окружности
цилиндрическое изделие в процессе закалки вращают со скоро-
стью 250—300 об/мин.
При непрерывно последовательной закалке наиболее просто
осуществляется контроль температуры высокочастотного нагре-
ва, о чем подробно сказано ниже (стр. 90).
Высокочастотная закалка и способы её применения
35
ЗАКАЛКА МЕТОДОМ НЕПОСРЕДСТВЕННОГО ВКЛЮЧЕНИЯ
Способ непосредственного включения1 можно использовать
при закалке поверхностей внутренних отверстий малого диамет-
ра, а также при местной закалке сложного профиля.
Простейший случай закалки методом непосредственного
включения показан на рис. 14. При помощи простого зажимного
устройства изделие 1 приводится в соприкосновение с щеками 2,
Рис. 14. Нагрев при закалке способом непосред.
ственного включения:
1 — нагреваемое изделие, 2 — индуктор
присоединенными к закалочному трансформатору. Ток высо-
кой частоты передается в тело изделия путем непосредственного
контакта и огибает все выступы и впадины его сложного про-
филя по внутреннему контуру, нагревая этот участок до необхо-
димой температуры. Автоматическое выключение нагрева и од-
новременное включение охлаждения дают возможность при за-
калке каждого изделия получать точно одинаковые результаты
в отношении величины поверхностной твердости и глубины за-
калки.
Схема нагрева поверхности отверстия малого диаметра,
предложенная лабораторией завода «Светлана», показана на!
Рис. 15. Обрабатываемое изделие 1 зажимают медными или
латунными накладками 2 и 4. Трубка 5, имеющая в нижней
части большое количество мелких отверстий для выхода охлаж-
дающей жидкости, спаяна с верхней накладкой 4. При помощи
Рукоятки 7 осуществляется плотный контакт между изделием
и верхней и нижней накладками (в нижнем положении, на
Рис. 15 изображено слева). Ток подводится к неподвижной
1 В отличие от индуктивного способа передачи тока в изделие этот спо-
соб иногда называют кондуктивным.
3»
36
Методы поверхностного упрочнения стальных изделий
шине 3 (в точке а) и подвижной шине 6 (в точке Ь). Пружи-
нящее устройство 8 обеспечивает надежный контакт между
трубкой 5 и токоподводящей шиной 6. Ток, подведенный через
шину 6 к трубке 5, проходит по ее наружной поверхности, за-
тем через накладку 4 переходит на внутреннюю поверхность
Рис. 15. Схема ручного
приспособления для на-
грева и закалки внутрен-
чей поверхности стальной
трубы методом непосред-
ственного включения
(М. Г. Лозинский)
изделия 1 и далее через нижнюю накладку 2 уходит в шину 3.
По окончании нагрева все устройство переводится в положение,
показанное на рис. 15 справа и закалке подвергается внутрен-
няя поверхность изделия.
При высокочастотной закалке методом непосредственного
включения контролировать температуру нагрева весьма затруд-
нительно. Поэтому экспериментальному подбору режима нагре-
ва следует уделять наибольшее внимание.
ПОВЕРХНОСТНАЯ ЗАКАЛКА ПРИ ИНДУКЦИОННОМ
ВЫСОКОЧАСТОТНОМ НАГРЕВЕ ПОД ВОДОЙ
В промышленной практике наиболее широко применяются
способы высокочастотной закалки, описанные выше. Предло-
женный в 1945 г. С. М. Гамазковым [7], а затем М. Г. Лозин-
ским [81 способ индукционной закалки при нагреве под водой
не нашел еще столь же обширного применения.
Высокочастотная закалка и способы её применения
37
Круг изделий, закаливаемых тремя способами, применявши-
мися ранее, не расширяется в случае использования нового
способа. Кроме того, в экономическом отношении индукционный
нагрев под водой уступает открытому индукционному нагреву на
воздухе.
Мы приводим здесь описание этого метода, так как он имеет
определенный познавательный интерес. Не исключена возмож-
ность такой разработки подводного индукционного нагрева, при
которой его промышленное применение будет иметь также боль-
шой практический интерес.
Процесс нагрева под водой подчиняется всем закономерно-
стям индукционного нагрева на воздухе как по характеру рас-
пределения тока в изделии, так и по тем изменениям свойств
стали в процессе нагрева, которые описаны в главе II.
На рис. 16 изображена схема приспособления, примененного
С. М. Гамазковым для подводной индукционной поверхностной
Рис. 16. Схема приспособления для поверхностной закалки
зубьев конической шестерни пои нагреве под водой токами
высокой частоты (С. М. Гамазков)
закалки зубьев конической шестерни. В водяном баке 1 на спе-
циальном поворотном приспособлении 2 устанавливается обра-
батываемая шестерня 3. Четырехвитковый индуктор 4, изготов-
ленный из медной проволоки диаметром 2,5 мм, монтируется
в текстолитовой раме, плотно вставляемой между двумя сосед-
ними зубьями при помощи рукоятки 5. Для удобства переста-
новки нагреваемых зубьев индуктор имеет гибкое соединение
38
Методы поверхностного упрочнения стальных изделий
с колебательным контуром высокочастотного генератора. Регу-
лированием зазора между витками и нагреваемой поверхно-
стью зуба, а также расстояния между витками можно добиться
равномерного нагрева граней зуба. Через патрубок 6 подво-
дится вода для охлаждения зуба после нагрева. Охлаждение
водой из специального патрубка необходимо для того, чтобы
сбить паровую рубашку, образующуюся во время нагрева.
При нагреве током частотой 200 000 пер /сек. от лампового
генератора в 100 кет, время, необходимое для достижения тем-
пературы закалки, как указывает С. М. Гамазков, составляет
2.5—3 сек. (модуль зуба 7,25, диаметр шестерни 365 мм). За-
калка всей шестерни (50 зубьев) производится в течение
10 мин.
Автор указывает, что при подводном индукционном нагре-
ве не наблюдается перегрева ребер зуба из-за «краевого эффек-
4
Рис. 17. Схема взаимного расположения
индуктора и обрабатываемого изделия при
подводном индукционном высокочастотном
нагреве (М. Г. Лозинский)
та», благодаря интен-
сивному подстужива-
нию водой более тон-
ких мест и удалению
проводников индуктора
от этих участков.
Схематическое распо-
ложение устройств при
подводной индукци-
онной закалке внутрен-
ней поверхности пред-
ставлено на рис. 17.
Нагревательный ин-
дуктор *, соединенный
токоподводящими труб-
ками с генератором,
введен в отверстие за-
каливаемого изделия 2,
закрепленного при по-
мощи оправки 3 на
шпинделе сверлильно-
го станка-.
На внутренней по-
верхности изделия в
зоне действия индук-
тора создается паро-
вая рубашка, препятствующая обильному отводу тепла водой,
находящейся в баке. Закалка внутренней нагретой поверхности
1 В этом случае индуктор изготовляется также из медной проволоки
диаметром 2—3 мм.
Высокочастотная закалка и способы её применения
39
изделия осуществляется подачей воды через трубу 4, что авто-
матически связано с моментом окончания нагрева.
Описанный способ закалки имеет существенные недостатки:
1. Исключена возможность контроля температуры нагрева.
Значение этого недостатка усугубляется тем, что даже самая
тщательная разработка режима нагрева при отсутствии надеж-
ной стабилизации мощности генератора не обеспечивает точной
повторяемости результатов закалки.
2. При неуверенности в строгой повторяемости режима на-
грева изделия должны подвергаться 100%-ному контролю по
твердости и глубине закалки. Осуществлять такой контроль в
отверстиях малого диаметра невозможно без разрушения де-
тали. Следовательно, исключается возможность уверенной экс-
плоатации изделий, закаленных таким способом.
3. Наименьший диаметр отверстий, закаливаемых способом
индукционной закалки под водой, — 20 мм, тогда как методом
непосредственного включения можно обрабатывать отверстия,
имеющие наименьший диаметр в 7 мм. В последнем случае
ограничение ставится диаметром медной трубки, которую мож-
но применить по условиям ее охлаждения в процессе нагрева.
При индукционном же нагреве под водой ограничивающим
фактором является диаметр спирали.
Способ индукционной закалки под водой, как было указано,
не нашел еще значительного применения, но характеризует ши-
роту и гибкость высокочастотного нагрева.
Первые же три способа высокочастотной закалки позволили
освоить поверхностное упрочнение новым методом тысяч ти-
пов стальных изделий. Правильное и целесообразное примене-
ние их приносит большой экономический эффект при термиче-
ской обработке, создает возможность значительной экономии при
механической обработке, коренным образом решает практическую
сторону проблемы поверхностного упрочнения стальных изделий,
обеспечивая их высокое качество.
ГЛАВА И
ОСНОВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ НАГРЕВА
ТОКАМИ ВЫСОКОЙ ЧАСТОТЫ
Все более возрастающее значение метода индукционной за-
калки среди других видов термической обработки, законное
стремление повсеместно его применить объясняется исключи-
тельными преимуществами метода как при выполнении закал-
ки, так и по воздействию ее на свойства изделий.
Преимущества нового метода вытекают из тех особенностей,
которые отличают его от всех видов термической обработки,
применявшихся ранее, И относятся, главным образом, к первой
операции закалки — к нагреву до необходимой температуры.
Вторая операция — охлаждение нагретого изделия — произ-
водится в тех же средах, что и при обычной закалке; если наблю-
даются некоторые отличия, то их можно в значительной мере
объяснить особенностями способа подготовки твердого раствора
в определенном слое к закалке в процессе нагрева. Изложение
имеющихся сведений о методе высокочастотной закалки мы
и начнем с разбора особенностей индукционного нагрева стали
для закалки.
Данные о характере распределения переменного тока, опре-
деляемом его свойствами, обычно описываемыми в курсах элек-
тротехники, относятся, строго говоря, к случаю, когда проводник,
в котором возникает индуктированный ток, сохраняет при его
прохождении неизменную температуру. Для металловедения же
эти данные имеют значения лишь в том случае, когда их можно
использовать для суждения о характере распределения тепла
при нагреве металлического изделия, т. е. в условиях воз-
растающей температуры.
Пределы роста температуры определяются также не столько
электротехническими соображениями, сколько интересами каче-
ства изделий. Если в первом случае с нагревом ведется борьба,
и он допустим лишь до весьма невысоких температур (не более
десятков градусов), то во втором случае интерес представляет
Сведения из теории электромагнитного поля
41
нагрев, обеспечивающий повышение температур до 800° и выше,
т. е. до температур выше критических точек стали. Металловеде-
ние может интересовать такое повышение температуры, которое-
обеспечивает возможность прохождения и завершения фазовых
превращений при нагреве. Известно, что в этом случае токи вы-
сокой частоты находят одно из наиболее полезных применений
для производственных целей.
Таким образом, для металловедческих целей рассмотрение
свойств переменных токов приобретает практический смысл лишь,
в случае, если одновременно учитываются изменения свойств са-
мой стали в процессе нагрева и влияние таких изменений на ха-
рактер распределения тока по сечению стального изделия. Чрез-
вычайно важно знать, как распределяется ток высокой частоты
не только в начальный момент нагрева, но главным образом в
температурном интервале, близком к температурам фазовых
превращений или совпадающем с ними.
Следует также выяснить физическое различие воздействие
тока при нагреве стального изделия в том или ином интервале-
температур.
Нагрев токами высокой частоты для закалки достигается
главным образом в результате теплового воздействия тока, соз-
даваемого в теле изделия индукционным путем!.
При температурах ниже точки Кюри нагрев совершается как
под влиянием теплового воздействия вихревых токов, так и за счет
потерь на гистерезис. При температуре выше точки Кюри пере-
мена направления магнитных силовых линий не вызывает изме-
нения положения элементарных магнитов, и нагрев вследствие
гистерезиса прекращается. В дальнейшем нагрев идет только за
счет теплового воздействия вихревых токов, распределение ко-
торых существенно отличается от распределения в начальный
момент нагрева.
1. НЕКОТОРЫЕ СВЕДЕНИЯ ИЗ ТЕОРИИ
ЭЛЕКТРОМАГНИТНОГО ПОЛЯ
Индукционный метод нагрева проводников токами высокой
частоты основан на теории электромагнитного поля.
Согласно этой теории, электрический ток, текущий по провод-
нику, создает вокруг себя магнитное поле, каждая точка которо-
го характеризуется вектором напряженности. Для поверхности
же S, ограниченной некоторым замкнутым контуром, вводится
величина потока вектора магнитной индукции Ф. Если мы имеем
плоский контур, внутри которого поле равномерно, то
(3>
Ф =//S.
42
Основные особенности нагрева токами высокой частоты
В общем случае
ф = $ (Hds), (4)
S
т. е. поток магнитной индукции равен интегралу по поверхности,
ограниченной заданным контуром от нормальной составляющей
вектора напряженности.
Магнитное поле можно изображать силовыми линиями, окру-
жающими проводник. Густота «х в данной точке характеризует
величину напряженности И, а число линий, пронизывающих
контур, равно потоку индукции. Например, магнитное поле бес-
конечного прямолинейного тока состоит из линий, окружающих
проводник кольцами, плоскость которых нормальна к нему. На-
правление магнитных линий в таком кольце совместно с направ-
лением тока образует правый винт.
Электрические и магнитные явления в поле связаны между
собой. Так, электродвижущая сила, приложенная к проводнику,
вызывает в нем ток, который создает вокруг себя магнитное по-
ле. Наоборот, изменение внутри какого-либо контура потока маг-
нитной индукции создает в нем электродвижущую силу и ток, ес-
ли проводник замкнут. Такое явление называется электромагнит^
«ой индукцией.
Величина наводимой электродвижущей силы пропорциональ-
на скорости изменения магнитного потока в охватываемом кон-
туре
е —— — • 10-8 . (5)
dt
Здесь е измеряется в вольтах, а магнитный поток в абсолютных
электромагнитных единицах.
Таким образом, электрический ток в проводнике может быть
•создан не только генератором, непосредственно подключенным
к его концам, но и другими токами, связанными с данным про-
водником общим электромагнитным полем..
В случае -синусоидального изменения потока с частотой f име-
ем:
Ф = Фмэкс$1р2к//. (6)
Дифференцируя это выражение, получаем согласно фор-
муле (5):
е = —2 к /Фмаке • 10“8 cos 2 it ft. (7)
Таким образом, амплитуда наведенной электродвижущей си-
лы (э. д. с.) равна 2те/Ф макс » т. е. пропорциональна частоте из-
менения и амплитуде магнитного потока.
Сведения из теории электромагнитного поля
43
Материя, заполняющая пространство, в котором имеется
электромагнитное поле, характеризуется физическими парамет-
рами: диэлектрической проницаемостью е, магнитной проницае-
мостью Н и удельным сопротивлением р или проводимостью 0.
Параметр е характеризует главным образом непроводники.
Для воздуха и металлов его можно принять равным единице.
Величина р связана определенным образом со способностью
тела подвергаться намагничиванию под действием магнитного
поля. Для воздуха и большинства других тел1 она близка к еди-
нице, для диамагнитных веществ (водород, вода, висмут, золо-
то) несколько меньше единицы, для парамагнитных тел (кисло-
род, платина, марганец) несколько больше единицы. Ферромаг-
нитные же вещества (железо, никель, кобальт) имеют очень
большую величину магнитной проницаемости, иногда достига-
ющую 1000 или даже 10000.
Наконец, удельное сопротивление — величина, характеризую-
щая проводники. Для воздуха можно считать р =°° или про-
водимость равной нулю.
Энергия электромагнитного поля распределена по всему про-
странству, хотя в отдельных областях могут локализоваться
специфические виды энергии.
В каждом кубическом сантиметре содержится энергия
U = — (еЕ«+ r.№), (8)
8 к
где Е и Н — напряженности электрического и магнитного полей.
Если полная энергия, содержащаяся в некотором объеме,
уменьшается!, то эквивалентно этому уменьшению появляются
три вида энергии (или некоторые из них): джоулево тепло, ра
бота против сторонних сил (химический источник э. д. с.) и по-
ток энергии, выходящей за пределы объема через поверхность
S, его ограничивающую.
За одну секунду через один квадратный сантиметр поверх-
ности проходит поток энергии, равный векторному произведению
напряженностей электрического и магнитного полей:
Ё = -^-[ЁЯ], (9)
4 к
где С —3 • 1010 см/Оек— скорость света.
Эта энергия может переходить в любую другую форму, на-
пример, рассеиваться в виде джоулева тепла в проводнике, на-
ходящемся за пределами данного объема.
Таким образом, электромагнитное поле следует рассматри-
вать не только как пространство, в котором действуют электри-
ческие и магнитные силы, но также и как среду, в которой осу-
ществляется передача энергии из одного места в другое.
44
Основные особенности нагрева токами высокой частоты.
Применение векторного произведения напряженностей элек-
трического и магнитного полей является универсальным спосо-
бом определения энергетических соотношений, особенно плодот-
ворным в случае помещения в электромагнитном поле проводни-
ков сложной конфигурации. Он дает возможность находить мощ-
ность, передаваемую в металл через любой участок его поверх-
ности, по значению напряженности поля на этом участке.
2. ПОВЕДЕНИЕ ПРОВОДНИКА В ПЕРЕМЕННОМ
ЭЛЕКТРОМАГНИТНОМ ПОЛЕ
ОБЩИЙ СЛУЧАЙ ПОВЕРХНОСТНОГО ЭФФЕКТА
Через поверхность проводника, помещенного в переменном
электромагнитном поле, протекает энергия. Одна часть ее невоз-
вратно расходуется на выделение джоулева тепла, другая со-
ставляет электромагнитную энергию внутренних областей про-
водника. Возникающие в металле токи зависят как от внешнего
поля, так и от физических и геометрических параметров провод-
ника.
В Частном случае, когда плоская синусоидальная электро-
магнитная волна падает на бесконечно протяженную плоскую'
поверхность металла, на границе проводника и воздуха ампли-
туды напряженности полей во всех точках одинаковы и равны
соответственно Ео и Но.
С проникновением волны вглубь ее вид меняется. Для точки,
удаленной от поверхности на расстояние х, имеем:
Ех = Ео ехр
cos 12 к ft —
Нх = Но ехр
cos (2 к ft —
Ш)
где С — скорость света;
ц — магнитная проницаемость;
р —удельное электросопротивление.
f — частота колебаний.
Поведение проводника в электромагнитном поле
45
Таким образом, изменение плоской электромагнитной волны
при проникновении в металл) через плоскую границу имеет вид,
изображенный на рис. 18. При этом: 1) уменьшается амплиту-
да напряженности электрического
исходит затухание, 2) меняются
фазы колебаний; фаза магнит-
ного поля отстает от фазы элек-
трического на -у-.
Наличие затухания волны оз-
начает, что в металле происходит
поглощение приходящей извне
энергии, т. е. выделяется джоу-
лево тепло.
Действительно, если через
границу раздела металл — воз-
дух поток энергии был равен
и магнитного полей, т. е. про-
Рис. 18. Проникновение электро-
магнитной волны в металл
— ^О^О,
(12)
где So — абсолютное значение векторного произведения напря-
женностей электрического и магнитного полей, то через плос-
кость, проведенную на расстоянии х от граничной (параллельно
ей), поток энергии равен
Sx = ЕХНХ = Ео Но ехр
4ях
(13)
я, следовательно, в слое толщиной dx поглощается энергия,
равная
dSx = Ео Но ехр
4 тс х
dx.
(14)
Очевидно, с переходом к глубинным слоям металла количест-
во поглощенной энергии убывает по экспоненциальному закону.
Степень убывания характеризуется параметром
2
d
4 тс
(15)
Величина d имеет размерность длины. Если углубиться от
границы металла и воздуха на расстояние x — d, то поток энер-
46
Основные особенности нагрева токами высокой частоты
гии через плоскость, параллельную поверхности раздела, со-
ставляет
16>
тогда как поток через граничную плоскость
S0 = E0H0.
Таким образом, в слое толщиной x = d поглощается энергия
S = So - Sd = Ео Но(1 - Г2) = 0,865 Е0Н0, (17>
т. е, 86,5% всей энергии, переданной в металл.
Следовательно, падающая электромагнитная волна наводит
индукционные токи и выделяет энергию главным образом в наг
ружном слое металла толщиной d. Поэтому параметр d получил
название глубины проникновения электромагнитной волны.
Как видно из формулы (15)
(18>
глубина проникновения зависит от частоты колебаний f и физи-
ческих констант металла: удельного сопротивления р и магнит-
ной проницаемости Н. Изменение удельного сопротивления в
магнитной проницаемости с температурой для среднеуглеродистой
стали схематично показано на рис. 19. Для каждой данной тем-
пературы величина р имеет свое значение. Магнитная прони-
цаемость остается практически неизменной до температурь»
точки Кюри, после чего резко уменьшается до единицы.
Выражая удельное сопротивление в практических единицах
(рпракт = д. щи Рол-ст-), Получаем
d = 5.03 • 10» / р • (19)
V р • /
Например, для меди
(х = 1 и р = 1,8 • 10" ом • см2/см,
аСа = -^см. (20)
V /
Для малолегированной углеродистой стали, принимая Н =
— 100 и р = 10 10"6 ом-см2]см, получаем
rfFe = ~=: СМ, (21)
“ 1/ /
Поведение проводника в электромагнитном поле
М
Температура
Рис. 19. Изменение свойств
стали в процессе нагрева:
р— магнитная проницае-
мость, р—удельное элек-
тросопротивление
долями миллиметра.
а для стали при температуре выше 800°
, 60
- <22>
Зависимость глубин проникнове-
ния тока в разные металлы от его
частоты представлена в табл. 1.
Таким образом, при падении
плоской волны на металлическую
плоскость при технической частоте
(50 пер/сек.) энергия выделяется
в слое, толщина которого измеряет-
ся миллиметрами. Например, для
меди 9,5, холодной стали 2,4, горя-
чей стали 92 мм. Следовательно,
если применять медную шину тол-
щиной 9,5 мм, ее сечение будет ис-
пользоваться полностью, т. е. за-
метного уменьшения плотности то-
ка в середине шины наблюдаться
не будет.
Наоборот, при частотах выше
104 пер/сек. для меди и холодной
стали, а при частоте 106 пер/сек.
также для горячей стали энергия
будет выделяться лишь в тонких
поверхностных слоях, измеряемых
Таким образом, внутри металла электромагнитное поле прак-
тически отсутствует, ток оттесняется к граничной плоскости. Это
явление называется поверх ностны м эффектом. Получен-
ные закономерности, в том числе формула для глубины проник-
новения, относятся лишь К случаю падения плоской волны на
плоскую поверхность металла.
Таблица 1
Зависимость глубины проникновения тока в разные металлы от его частоты
Частота тока пер/сек. Длина волны в воздухе Глубина проник- новения тока в медь мм Глубина проник- новения тока в холодную сталь мм Глубина проник- новения тока в горячую сталь мм
108 0,007 0,002 0,065
10е 3 • 102 0,067 0,02 0,65
10Б 3 • 108 0,21 0,07 2,1
10* 30 • 10® 0,67 0,2 6.5
2.108 150 • 10® 1,5 0,5 14,5
0,5.102 60 • 10е 9,5 2,4 91,4
48
Основные особенности нагрева токами высокой частоты
Электромагнитные волны другой формы (например, цилин-
дрической или шаровой), падая на произвольную поверхность,
распространяются внутри металла по иным законам. В частно-
сти, толщина слоя, в котором поглощается основная часть энер-
гии, может быть больше или меньше d в зависимости от кривиз-
ны поверхности и формы волны, что особенно заметно при нали-
чии острых углов или вообще при сложной конфигурации тел
(например у шестерен). Однако концентрация тока на поверх-
ности проводников под действием электромагнитного поля вы-
сокой частоты является общим законом, и параметр d как харак-
теристика поверхностного эффекта используется во всех случаях.
Надо только иметь в виду, что, вообще говоря, величина d не оп-
ределяет реальной глубины проникновения тока, а соответствует
случаю падения плоской волны с такой же частотой на такой
же проводник, но с плоской границей.
Сам по себе параметр d еще не характеризует полностью,
насколько сильно выражен поверхностный эффект. Действитель-
но, при частоте 104 пер/сек. сечение медной шины толщиной
€,67 мм практически полностью используется током. Но если тол-
щина выбрана в 10 раз больше, то электрический .ток прони-
кает лишь в поверхностные слои (с обеих сторон) и таким обра-
зом в качестве проводника используется лишь 20% меди. По-
этому, хотя в обоих случаях частота тока и физические констан-
ты металла одинаковы, поверхностный эффект наблюдается
лишь у толстой шины.
Следовательно, характеристикой поверхностного эффекта слу-
жит не абсолютная величина d, а относительная (по сравнению
с геометрическими размерами проводника).
Для техники индукционного нагрева при поверхностной
закалке представляет интерес случай сильно выраженного
поверхностного эффекта, когда энергия выделяется лишь
в тонких поверхностных слоях проводников. В таком случае
удельная мощность (на единицу поверхности)
A W И* - £ Н* (23)
Полную же мощность, передаваемую в металл, находят ин-
тегрированием по всей поверхности
Ж = A W • dS. (24)
Настил тока в данной точке поверхности
Необходимо иметь в виду, что распределение токов (и выде-
ляемой мощности) зависит лишь от значений электромагнитного
Поведение проводника в электромагнитном поле
49
поля на поверхности. Происхождение же поля безразлично.
Таким способом поведение металла в поле исследуется в самом
общем виде. Но можно классифицировать явление поверхност-
ного эффекта также по характеру происхождения поля. Возмож-
ны три случая, когда переменное магнитное поле создается то-
ком, текущим: 1) по исследуемому проводнику, 2) вне проводни-
ка, 3) и по проводнику и вне его одновременно.
Такое разделение, конечно, условно, потому ч*го в сущности
все три случая принципиально ничем не отличаются один от дру-
гого. Однако оно часто помогает лучше разобраться в сути яв-
лений.
1. Поверхностный эффект, вызываемый магнитным полем
тока, текущего по исследуемому проводнику. Этот случай по-
лучил Название скин-эффекта *, что подчеркивает основную
особенность явления — оттеснение тока к периферии. Вслед-
ствие оттеснения тока к поверхности цилиндра и неполного
поэтому использования сечения проводника, при скин-эффекте
эффективное сопротивление увеличивается, причем
— = — , (26)
Ro . 2d
где R —сопротивление при высокой частоте (эффективное со-
противление) ;
Ro — сопротивление прохождению постоянного тока;
г —радиус проводника;
d — глубина проникновения.
Чем больше радиус проводника, тем сильнее сказывается при
данной частоте скин-эффект, потому что сопротивление провод-
ника переменному току обратно пропорционально- длине его ок-
ружности (следовательно, радиусу в первой степени)2.
2. Поверхностный эффект, вызванный током,, текущим вне
исследуемого проводника. Характер электромагнитных процессов
здесь имеет специфические особенности. Данный случай пред-
ставляет особый интерес, поскольку в нем осуществлена бес-
контактная передача энергии от источника к проводнику при
помощи общего электромагнитного поля.
В качестве примера рассмотрим цилиндрический проводник,
помещенный в катушку с током, которая в данном случае назы-
вается индуктором. Магнитное поле .индуктора направлено вдоль
оси, следовательно, на поверхности проводника электрическое
поле (и, значит, токи) ориентировано по образующим цилиндра,
г. е. так же, как создающий поле ток катушки, но с противопо-
ложным направлением вращения. Возникающие вихревые токи
и развивают в металле джоулево тепло.
1 От английского слова skin — кожа.
2 Сопротивление постоянному току обратно пропорционально площади
сечения, т. е. радиусу во второй степени.
4 Зак its
50
Основные особенности нагрева токами высокой частоты
На высоких частотах, когда поверхностный эффект выражен
сильно, поверхности индуктора и цилиндрического проводника
можно рассматривать как геометрические границы магнитного
потока.
Если обозначить радиусы цилиндра и индуктора через гц и
га (гц < гя ), то мощность, выделяющаяся в них,
1Уц = Иц/£ц^.2кгц; (27)
О
1Уи = Ии^и^.2кги. (28)
Можно считать, что магнитное поле повсюду одинаково. Тог-
да отношение потерь в цилиндре и катушке или коэфициент по-
лезного действия нагрева (поскольку выделение тепла в цилин-
дре — цель операции)
= . _гц . (29)
Ни • ги
Заменяя и da их значениями и имея в виду, что ги =1’
(катушка изготовляется из меди),, получаем
• (30)
V Ри ги
Следовательно, на высокой частоте коэфициент полезного дей-
ствия не зависит от частоты и растет с уменьшением зазора меж-
ду нагреваемым цилиндром и катушкой. Однако вообще к. п. д.
зависит от частоты. Строгое решение задачи дается в специаль-
ных математических функциях и приводится в соответствующих
курсах.
3. Поверхностный эффект, вызванный совместным действием
полей токов, текущих по проводнику и вне его. В этом случае
суммарное магнитное поле вызывает перераспределение токов
в проводнике и, следовательно, изменяет величину развиваемой
в нем мощности. Такое явление носит название эффекта близо-
сти, так как его особенностью является присутствие проводни-
ков с токами, искажающими распределение токов на данном
проводнике.
Примером может служить' уже рассмотренный случай нагрева
цилиндра в катушке. Наличие индуктированных вихревых токов
в цилиндре вызывает перераспределение тока в витках катушки
и увеличение его концентрации на внутренней поверхности.
Следует иметь в виду, что увеличенная концентрация тока
(но в меньшей степени) на внутренней поверхности катушки на-
блюдается и при отсутствии цилиндра (так называемый кату-
шечный эффект). Данное явление также можно трактовать как
эффект близости, считая, что искажение распределения токов
Поведение проводника в электромагнитном поле
51
вызвано токами, протекающими в соседних участках провод-
ника.
Очевидно, что описанное деление поверхностного эффекта на
ряд разновидностей условно и основано лишь на частных осо-
бенностях, не затрагивающих существа явления.
ВЫБОР ИСТОЧНИКА ЭЛЕКТРОДВИЖУЩЕЙ СИЛЫ
ДЛЯ ИНДУКЦИОННОГО НАГРЕВА ПОД ЗАКАЛКУ
Выше было показано, что для передачи энергии в проводник
бесконтактным способом, т. е. электромагнитной индукцией, на
поверхности проводника надо создать быстропеременное магнит-
ное поле.
Таким образом, для индукционного нагрева необходимо нали-
чие источника электродвижущей силы и прибора, в котором ло-
кализировалась бы энергия магнитного поля.
Источниками электродвижущей силы являются машинные и
ламповые генераторы. Первые представляют собой агрегаты из
мотора, потребляющего ток промышленной частоты, и генерато-
ра, создающего э. д. с. частотой 500—8000 пер/сек. На таких
частотах наиболее выгодно нагревать под закалку детали отно-
сительно больших размеров.
Машинные генераторы строятся на большие мощности 50—
600 кет, так что их с успехом можно применять для нагрева
разнообразных деталей (коленчатых валов, распределительных
кулачковых валиков, поршневых пальцев и пр).
Нагрев мелких деталей требует высоких частот и осущест-
вляется при помощи ламповых генераторов. Частота, создавае-
мая ими, находится в пределах 10® 10® колебаний в секунду.
С точки зрения металловедения вопрос о целесообразности ис-
пользования! тока той или иной частоты решается прежде всего
в связи с необходимостью получения наилучшей структуры
закаленного слоя. Как показано ниже, основное преимущество
высокочастотной закалки (получение структуры скрытокристал-
лического мартенсита и повышенная твердость у конструкцион-
ной стали, отсутствие окалины й пр.) определяется возможностью
осуществления большой скорости нагрева за счет внутреннего
источника тепла.
С этой точки зрения целесообразно применять ток такой час-
тоты, при которой глубина проникновения соответствует толщи-
не закаленного слоя, определяемой условиями эксплоатации
изделия. В таком случае весь или почти весь объем закаливае-
мого слоя активно нагревается током, трансформирующимся
в нем в тепловую энергию, и лишь переходный слой нагревается
путем теплопроводности. Следовательно, если необходима за-
калка на большую глубину, наиболее целесообразно использовать
гок звуковых частот, вырабатываемый машинным генератором.
4*
52
Основные особенности нагрева токами высокой частоты
"Утверждения Г. И. Бабата и М. Г. Лозинского о целесообраз-
ности повсеместного применения ламповых генераторов в ряде
•случаев привели к использованию их для нагрева под закалку
на большую глубину. При малой глубине проникновения тока
•радиочастот ббльшая часть слоя нагревается главным: образом
путем теплопроводности с весьма незначительной скоростью,
приближающейся к скорости обычного печного нагрева; преиму-
щества высокочастотной закалки в смысле получения наилучшего
качества изделий реализуются лишь в крайне незначительной
мере, и, следовательно, электрический ток высокой частоты —
дорогой вид энергии — расходуется нерационально.
Таким образом, как задача повышения качества изделий пу-
тем высокочастотной закалки, так и экономические соображения
указывают на полную несостоятельность утверждений о целесо-
образности повсеместного применения тока радиочастот, выра-
батываемого ламповыми генераторами.
С нашей точки зрения, вопрос о выборе генератора следует
решать, исходя из стоящей перед высокочастотной закалкой ос-
новной задачи: получения изделий высокого качества.
Методы создания быстропеременных магнитных полей, уст-
ройство' и принципы работы генераторов! мы здесь не рассматри-
ваем, так как этим вопросам посвящен ряд специальных работ,
опубликованных на протяжении последних лет. После рассмот-
рения некоторых вопросов, связанных с распределением пере-
менных токов, создаваемых в теле изделия индукционным путем,
мы перейдем непосредственно к освещению особенностей тепло-
вого процесса в тех случаях, когда при нагреве изделия необхо-
димо перевести в состояние твердого раствора поверхностный
слой определенной толщины.
3. ВЫДЕЛЕНИЕ ТЕПЛА ПО ВСЕМУ ОБЪЕМУ,
ПОДГОТОВЛЯЕМОМУ К ЗАКАЛКЕ
Увеличение глубины проникновения, обусловленное измене-
ниями р и ц, относится лишь к нагретой части изделия. В более
холодных слоях его такие изменения до определенного момента
не получают существенного развития и, следовательно, глубина
проникновения здесь значительно меньше.
В холодной стали плотность тока от поверхности в глубь убы-
вает по экспоненциальному закону. С нагревом удельное сопро-
тивление растет, а магнитную проницаемость можно приближен-
но считать неизменной. Следовательно, глубина проникновения
(т. е. толщина слоя, где выделяется основная энергия) несколь-
ко увеличивается.
Выделение тепла по всему объему, подготовляемому к закалке 53
В некоторый момент наиболее нагретый тонкий поверхностный
слой стали теряет магнитные свойства.
Свойства металла, вообще говоря, плавно меняются при
переходе от поверхности к внутренним слоям. Это относится
как к величине удельного сопротивления, зависящего от тем-
пературы, так и к магнитной проницаемости р., являющейся
функцией температуры и напряженности поля (с ростом на-
пряженности (л уменьшается). Однако для качественного ана-
лиза удобно идеализировать задачу.
Стальной цилиндр с поверхностью, нагретой до 800°, можно
рассматривать как биметаллический, состоящий из двух слоев:
нагретого — с параметрами рк и рк и холодного с параметрами ри
и ри> причем рк>ри, а рк<Ср.и Границей между ними является слой,
нагретый до температуры точки Кюри. Рассмотрим, как отра-
жаются указанные различия на характере нагрева токами высо-
кой частоты.
Удельная мощность Д1У— мощность тока, выделяющаяся
на площади в 1 см2, как было отмечено выше, зависит только от
изменений удельного сопротив-
ления и магнитной проницае-
мости нагреваемого слоя изде-
лия. Частота питающего тока
и напряженность поля, созда-
ваемого в индукторе, остаются
неизменными, так как нагрев
ведется при помощи генерато-
ра, обладающего вполне опре-
деленной частотой и при опре-
деленном режиме ’.
Характер изменения вели-
чины удельной мощности, про-
порциональной у/рц, в процессе
нагрева показан на рис. 20.
Величину y/pt* называют коэ-
фициентом поглощения мощ-
ности.
Рис. 20. Изменение величины удель
ной мощности в про-
цессе индукционного нагрева сталь-
ного изделия
Резкое уменьшение величины = v'pp при переходе через
точку Кюри вызывает замедление нагрева в поверхностном слое.
В то же время повышение температуры в слое, следующем за
нагретым, идет быстрее, так как максимальная плотность тока
сосредоточивается во втором слое, имеющем меньшее сопротив-
ление. По достижении точки Кюри нагрев замедляется и во вто-
1 В этом случае для удобства изложения задача также максимально
упрощается и сводится к качественному рассмотрению.
$4 Основные особенности нагрева токами высокой частоты
ром слое, а максимальная плотность тока сосредоточивается в
третьем слое и т. д.
' Процесс нагрева идет весьма быстро, яо совершенно плавно.
Слой, нагретый выше точки Кюри, как бы движется внутри тела,
увеличиваясь по толщине.
Вследствие того|,. что каждый
следующий слой нагревается
в даный момент быстрее, чем
предыдущий, разность темпе-
ратур между ними быстро
уменьшается. У нескольких
слоев, достигших точки Кюри,
температура дальше повы-
шается совместно и замедлен-
но, причем! разность темпера-
тур между слоями сохраняется
относительно небольшой. Тем-
пературного интервала закалки
они достигают практически
одновременно.
Для тех слоев стального ци-
линдра, которые в процессе на-
грева перешли в немагнитное
Рис. 21. Изменение плотности тока
и температуры при наличии слоя, на-
гретого выше точки Кюри
состояние, экспоненциальная кривая изменения плотности тока
более полога, так как коэфициент при показателе степени
в уравнении экспоненциального закона уменьшается в общей
сложности более чем в 30 раз.
В результате происшедших изменений свойств в поверхно-
стных слоях распределение плотности тока определяется не од-
ной, а двумя экспоненциальными кривыми — более пологой для
области существования у-фазы (рис. 21), менее пологой для
области существования а -фазы, или точнее — более пологой для
поверхностных слоев, перешедших в немагнитное состояние,
менее пологой для примыкающих к ним слоев, не потерявших
магнитные свойства. С продвижением зоны немагнитной стали
в тлубь металла второй максимум плотности энергии (на гра-
нице обоих слоев) удаляется от поверхности, одновременно
уменьшаясь. '
। Распределение же температуры является еще более плавным,
вследствие передачи тепла внутренним слоям посредством тепло-
проводности. Небольшое превышение температуры на поверхности
несколько уменьшается вследствие потерь в окружающую среду.
Распределение температуры в объеме слоя, подготовляемом к
зайалке, определяет характер структур, полученных в результате
закалки.
Выделение тепла по всему объему, подготовляемому к закалке 55
В нашей работе [9] былодано качественное сопоставление
изменений температуру по сечению при поверхностной закалке
разными методами (рис. 22).
Известные методы поверхностной закалки с нагревом по-
верхностного слоя кислородно-ацетилёновым пламенем, в пере-
гретых металлах и болях, в элек-
тролите (метод И. 3. Ясногород-
ского), имеют одну общую осо-
бенность— нагрев на оппеделен-
ную глубину осуществляется
теплом внешнего источника.
С точки зрения качества по-
верхностного упрочнения такая
особенность является отрицатель-
ной стороной перечисленных ме-
тодов, так как для получения не-
обходимой температуры нагрева
уже на небольшой глубине неиз-
бежен перегрев поверхностных
слоев, что снижает качество и ра-
ботоспособность закаливаемого
изделия (кривая 7 па рис. 22).
Этот недостаток был устранен
Расстояние ат лоРерхности.
Рис. 22. Изменение температуры
по сечению к моменту закалки:
11 — нагрев кислородно-ацетиленовым
пламенем (Л. И. Готлиб и др.), 2 —
контактный электроиапрев (Н. В. Геве-
линг), 3 —• индукционный электронагрев
уже в методе контактной ленточ-
ной закалки (метод Н. В. Гевелинга— кривая 2), но последний
обладает рядом других недостатков, о которых было упомянуто
выше.
Кривая 3 дает предполагаемый характер изменения темпера-
туры в нагретом поверхностном слое к моменту закалки лри
нагреве токами высокой Частоты. Совершенно очевидно, что при
нагреве этими токами преимущество, установленное методом
Н. В. Гевелинга, реализовано полностью, так как принцип воз-
буждения тепла в поверхностном слое за счет трансформации
электрической энергии в тепловую в самом слое остается и при
высокочастотной закалке. Но, кроме того, она имеет ряд других
преимуществ, о которых речь ниже.
Приведенные схематические сопоставления имеют, конечно,
чисто качественный характер. Прямых измерений температуры
по слоям до настоящего времени проделано не было ни д ля одно-
го из указанных методов. Неудачная попытка определения тем-
пературного поля при высокочастотном нагреве, предпринятая
Зойленом и Фоссом $10], ни в какой мере не решает задачи.
Авторы исходили из предположения, что при нагреве индуктиро-
ванным током до определенной температуры зерно аустенита
увеличивается так же, как при нагреве другими способами. По
характеру найденной в исследуемой точке структуры, полученной
56
Основные особенности нагрева токами высокой частоты
после закалки из соляной ванны, «определялась температура,
которая господствовала в данной точке образца». Ниже пока-
зано, что упомянутое предположение совершенно не соответст-
вует истине. В действительности одну и ту же структуру мож-
но получить при нагревах до различных температур, что особен-
Расстояние от поверхности в мм
Рис. 23. Изменение твердости по
сечению стального цилиндра,
подвергнутого высокочастотной
закалке
но характерно для в. ч. з.
с ее большими скоростями
нагрева.
Однако, косвенные сви-
детельства того, что харак-
тер изменения температуры
по сечению изделия при вы-
сокочастотном нагреве соот-
ветствует кривой 3 (рис. 22)
имеются. В работе А. И. Г ар-
дина (11], Беннингофа и Ос-
борна (12], в ряде наших
работ, позднее в работе
Мартена и Уайли £13] ив
других такая зависимость
установлена измерением
твердости по сечению и мик-
роанализом. На рис. 23 по-
казано изменение твердости
по сечению стального цилин*
дрического образца после
закалки при нагреве токами
высокой частоты. На расстоянии 3 мм от поверхности твер-
дость почти такая же, как на расстоянии 0,5 мм. Уменьшение
твердости в последующих слоях обусловлено наличием струк-
туры неполной закалки в переходной зоне.
Таким образом, можно считать установленным, что макси-
мальная твердость, получаемая при в. ч. з. на поверхности, со-
храняет свое значение в пределах 60—80% глубины закаленно-
го слоя; микроструктура в пределах такой глубины тоже почти
не изменяется. В этом состоит одно из наиболее важных! пре-
имуществ индукционной закалки перед другими методами по-
верхностного упрочнения. Оно обусловлено характером перерас-
пределения плотности тока вследствие изменения свойств стали
в процессе нагрева и особенностями самих переменных токов, соз-
даваемых в теле металла индукционным путем. В результате в
температурном интервале фазовых превращений при нагреве то-
ками высокой частоты тепло выделяется во всем подготовляе-
мом к закалке слое почти равномерно. Такой характер нагрева
принципиально нельзя получить ни при каком другом способе
нагрева под закалку.
Роль теплопроводности в процессе индукционного нагрева
57
4. РОЛЬ ТЕПЛОПРОВОДНОСТИ В ПРОЦЕССЕ
ИНДУКЦИОННОГО НАГРЕВА
Переход тепла от поверхности bi глубь изделия посредством
теплопроводности имеет большое значение не только при нагре-
ве от внешнего источника тепла, но и при индукционном нагре-
ве. Правда, в первом случае теплообмен этого вида является
единственно возможным средством повышения температуры вну-
тренних слоев изделия. При индукционном же нагреве внутрен-
ние слои получают тепловую энергию главным образом за счет
трансформации в них самих энергии электрической в тепловую.
Ток перемещается в глубь изделия со скоростью различной
для разных частот. Температура второго слоя повышается за
счет двух источников — тока, усилившегося в нем после перехода
поверхностного слоя в парамагнитное состояние и тепловой энер-
гии, передаваемой от первого слоя посредством теплопроводно-
сти. В результате второй слой быстрее достигает темпера-
туры точки Кюри и перемещение зоны максимальной плотности
тока к следующему нижнему слою ускоряется. Таким образом,
благодаря теплопроводности уменьшается промежуток времени,
в течение которого каждый следующий слой достигает темпера-
туры точки Кюри, что уменьшает перепад температуры по сече-
нию нагреваемого металла. При индукционном нагреве токами
высокой частоты влияние теплопроводности на процесс нагрева
более значительно, чем при нагреве токами звуковых частот.
В последнем случае глубина проникновения тока настолько ве-
лика, что весь подготовляемый к закалке слой в первые же доли
секунды нагревается самим током. Теплообмен между слоями
может не успеть произойти.
Попытки решения вопроса о влиянии теплопроводности теоре-
тическим путем были предприняты В. П. Вологдиным [14, 15]
и С. Я. Турлыгиным [16], но прямой экспериментальной проверки
их расчетов, никто не проделал. Приведем в самом кратком изло-
жении теоретические соображения, на которых базируется ре-
шение данной задачи.
Количество тепда до, сообщаемое телу через единицу его
поверхности (1 см2) в единицу времени (1 сек.) при постоянном
токе в индукторе, т. е. при постоянном режиме генератора, мож-
но считать приблизительно постоянным: go = const. Такое допу-
щение приемлемо, так как изменения теплового потока, пропор-
циональные ]/р • Р-, не 'выходят за пределы 50%.
В начальной стадии процесса, когда величина нагретого слоя
мала по сравнению с толщиной тела, расчет теплопередачи от
нагреваемого поверхностного слоя в глубь производится как в
случае модели плоской плиты бесконечной протяженности.
58
Основные особенности, нагрева токами высокой частоты
Распределение температур в данном случае, ,как известно,
находят из уравнения теплопроводности:
ди д*и
дТ ~а д№ ’
(31)
где U — разность между температурой Т в момент t и началь-
ной температурой То при t=0;
х — расстояние от поверхности;
а — коэфициент температуропроводности (а—-^см2/сек);
X. — коэфициент теплопроводности, кал!сек. см • °C;
С — теплоемкость, кал/'г • °C;
Т—удельный вес, г/см3\
к и С являются физическими константами, изменяющимися
с температурой (рис. 24). „
. - ои
Если градиент температуры у какой-нибудь поверхности
то количество тепла, уносимого
Рис. 24. Изменение теплоемкости G,
теплопроводности Л. и температуро-
проводности а стали с повышением
температуры
с этой поверхности в сторону
понижающейся температуры
Полное количество теп-
ла, сообщенное телу через
единицу его поверхности
(1 см2) за время t
Q = ^qodt. (33)
О
В Начале процесса t = 0
л U = 0. В первый же мо-
мент нагрева t * 0, и в тело
поступает поток тепла.
Изменение теплового по-
тока qQ со временем д0 =
= f (t) является вторым
граничным условием для решения уравнения теплопроводности.
Не приводя решения, мы лишь отметим один из его резуль-
татов. При постоянном тепловом потоке qo = const и Q = qot
температура поверхности тела будет расти пропорционально
корню квадратному из величины времени
и-=т\
Л V Я
(34)
Роль теплопроводности в процессе индукционного нагрева
59
Если тепловой поток qQ (г кал/см2 сек) заменить удель-
ной мощность^ W (квт/см2), подводимой к поверхности тела, то,
учитывая соотношение g0 = 239 W, выражение (34) можно
написать в следующем виде:
Uo = 239 2- . /_£. 1У0 /7. (35)
* V я
Приняв среднее значение коэфициента теплопроводности
между 0 и 800° (к =0,1) и значение коэфициента температуро-
проводности при 800° (а = 0.03), определяем, что температура
поверхности через t = 1 сек. достигает значения
Ui = — J—
х V
(36)
или
иг = 660 W.
(37)
Температуру поверхности l)t в момент t можно найти из
уравнений (34) и (35):
Ut = Ux VT = 2,76 q0 V~t = 660 W V~t. (38)
Температура U на глубине х в момент t определяется также
решением уравнения теплопроводности. Пользуясь этим реше-
нием, можно графически представить зависимость отношения
температуры на глубине х к температуре наружной поверхно-
сти у— от глубины х и времени f для «весьма высокой частоты»
(рис. 25).
Если нагрев изделия ив стали 45 ведется при помощи гене-
ратора, дающего ток частотой 300000 пер/сек., то на основании
данных табл. 1 можно определить глубину проникновения для
начальной стадии процесса при </ = 0,05 мм. Через промежуток
времени t=0,5 сек. на расстоянии от поверхности, равном1 глу-
бине проникновения, отношение =0,8 (точка в на рис. 25).
Если за указанное время температура на поверхности достигает
770° (точка Кюри), то на расстоянии <У = 0,05 мм только благо-
даря теплообмену температура повышается до 610°.
Следовательно, к моменту перехода максимальной плотности
тока на второй слой (если переход совершился через 0,5 сек.
от начала нагрева) температура его уже значительно прибли-
жается к температуре точки Кюри. Для нагрева второго слоя до
точки Кюри потребуется значительно меньше времени, чем если
бы к моменту переноса максимальной плотности тока он был
холодным. Благодаря теплообмену подготовляется также третий
60
Основные особенности нагрева токами высокой частоты
слой к моменту переноса на него максимальной плотности тока
со второго слоя.
Приведенные рассуждения носят качественный характер.
К цифрам мы обратились для большей наглядности. В действи-
тельности, перенос тока совершается раньше, чем следующий
Рис. 25. Зависимость отношения температуры на глубине х
и
к температуре наружной поверхности от глубины х
Uо
и времени t для «весьма высокой» частоты (В. П. Вологдин)
слой достигает температуры 610°. Ток нагревает второй слой от
более нивкой температуры. Кроме того, влияние теплопроводно-
сти на распределение температуры в поверхностном слое в раз-
личные моменты существенно зависит от подводимой удельной
мощности W (рис. 26). Чем она выше, тем 'больше разность
температур между двумя прилегающими слоями для каждого
данного момента времени. Температура понижается при перехо-
де к более глубоким слоям тем быстрее, чем меньше время на-
грева t. При медленном нагреве, когда удельная мощность неве!-
лика, а время значительно, температура понижается 'медленно.
Приведенные кривые относятся к чисто поверхностному нагреву
плоской плиты бесконечно 'большой толщины. В случае ограни-
чения толщины определенной величиной падение температуры
совершается более полого. Кривая температуры в случае нагре-
ва цилиндрической поверхности имеет менее крутое падение,
Роль теплопроводности в процессе индукционного нагрева
61
чем в случае нагрева плоской поверхности. При индукционном
«глубинном нагреве» (что не отвечает случаю чисто поверхност-
ного нагрева), так называемый активный слой, в котором вы-
деляется наибольшее количество тепла, вследствие трансфор-
мации электрической энергии в тепловую в процессе нагрева
Рис. 26. Распределение температуры в зависимости от расстояния
от поверхности в различные моменты времени для плоского тела
бесконечной длины. Чисто поверхностный нагрев:
а — при Р=0,25 квт/см8, б — при Р=0,50 квт/см8, в — при Р=1,0 квт/см8.
г — при Р=1,5 квт/см8 (В. П. Вологдин)
увеличивается, что безусловно отражается на распределении
температуры по сечению.
Распределение температуры в поверхностном слое плиты ко-
нечной толщины в случае глубинного нагрева при постоянных
удельных мощностях показано на кривых рис. 27, приведенных
в книге В. П. Вологдина [15].
62
Основные особенности нагрева токами высокой частоты
Нельзя утверждать, что эти кривые полностью отвечают
истинному распределению температур в поверхностном слое,
подвергающемся индукционному нагреву. Они получены на ос-
Рис. 27. Распределение температуры в зависимости от расстояния х от*
поверхности в различные моменты времени t. при h = 0,5 см. Глубинный
нагрев: выделение тепла в активном слое е = 0,1 см:
а — при Рв 0,25 квт/см8, б — при Р в 0,50 квт<’см8,’ в — при Р = 1,0 квт/см8,
г — при Р = 1,5 квт/см8 (В. П. вологдин)
новации теоретических расчетов, сделанных с некоторыми су-
щественными допущениями и упрощениями. Экспериментальная
же проверка температурных полей при индукционном нагреве
проведена не была, если не считать упомянутой выше неудачной
и принципиально неверной попытки немецких инженеров Зойле-
Роль теплопроводности в процессе индукционного нагрева
63
на и Фосса. Однако приведенный анализ весьма наглядно по-
казывает, какова роль теплопроводности в процессе высокочас-
тотного нагрева под закалку.
Мы уже отмечали, что по достижении поверхностным слоем
точки Кюри, каждый следующий от поверхности слой нагре-
вается быстрее,- так как в нем действует ток максимальной
плотности. В это время нагрев поверхностного слоя замедляется.
К моменту достижения вторым слоем точки Кюри разность
температур между ними значительно меньше, чем в начальный
момент нагрева. Теплопроводность обеспечивает некоторое по-
вышение температуры второго сл'оя еще до того, как в него «пе-
рейдет» максимальная плотность тока, ускоряя достижение им
точки Кюри. Таким образом, теплопроводность является допол-
нительным фактором, обеспечивающим температурное сближение
первого и второго слоев к моменту достижения последним точки
Кюри. Когда процесс нагрева продвинется настолько, что тем-
пературу выше точки Кюри имеет слой, равный 20—30-кратной
глубине проникновения для холодной стали, теплопроводность
способствует дальнейшему выравниванию температуры во всем
указанном слое.
Если нагрев продолжается еще некоторое время, то передача
тепла лежащим глубже 'Слоям совершается главным образом
путем теплопроводности.
ГЛАВА III
ФАЗОВЫЕ ПРЕВРАЩЕНИЯ В СТАЛИ
ПРИ НАГРЕВЕ ТЕПЛОМ
ВНЕШНЕГО ИСТОЧНИКА
Прежде чем перейти к вопросу об особенностях фазовых
превращений при нагреве токами высокой частоты, необходимо
вкратце осветить общие .вопросы, относящиеся к фазовым прев-
ращениям при нагреве от внешнего источника тепла.
Проблему фазовых превращений, совершающихся при нагре-
ве, еще нельзя считать разрешенной. Фактические данные, кото-
рые содержатся в работах о нагреве теплом внешнего источ-
ника, выполненных за последние 15—20 лег, относятся к ско-
ростям нагрева значительно меньшим, чем. те, которые доступны
при нагреве токами высокой частоты. Это чрезвычайно затруд-
няет выяснение вопросов, связанных с фазовыми превращения-
ми при весьма больших скоростях нагрева теплом внутреннего
источника. Однако соображения, содержащиеся в упомянутых
работах, весьма полезны для выяснения ряда важных вопросов,
имеющих непосредственное отношение к методу высокочастот-
ной закалки.
1. ВОЗНИКНОВЕНИЕ И РАЗВИТИЕ ПРОЦЕССА
ОБРАЗОВАНИЯ АУСТЕНИТА
Характер аустенита, образовавшегося при нагреве, в первую
очередь размеры его зерна и степень однородности при данном
химическом составе определяют структуру и свойства закален-
ной стали.
Как известно, в механизме образования аустенита при нагре-
ве наиболее важное значение имеют:
а) механизм зарождения и роста зерна аустенита;
б) скорость растворения цементита и превращения феррита
в аустенит,
в) скорость выравнивания концентрации углерода в аусте-
ните.
Развитие процесса образования аустенита
с 5
Все перечисленные процессы существенно зависят от спосо-
ба подвода тепла, температуры и скорости нагрева, степени
дисперсности исходной структуры.
Тот факт, что аустенит образуется при нагреве путем зарож-
дения и роста кристаллов, был доказан давно. В ряде работ по
изучению превращений при нагреве,
годы, зародышевый характер обра-
зования аустенита полностью под-
твердился. Была внесена бблыпая
ясность в вопрос о том, в каких ме-
стах возникают первые зародыши
и как они развиваются. С. С. Штейн-
берг (17] указал, что зарождение
зерен аустенита должно иметь ме-
сто на границах между ферритом и
цементитом, т. е. в точках их кон-
такта. Это следует непосредственно
из .рассмотрения диаграммы состоя-
ния Fe—Fe3C (рис. 28). В процессе
. нагрева аустенит зарождается рань-
ше всего в тех точках, где имеются
наивыгоднейшие условия в отноше-
нии концентрации. В результате ре-
акций на границе между ферритом
и цементитом возникает эвтектоид-
ная концентрация углерода, что
обусловливает возможность сущест-
вования аустенита при наиболее
низкой температуре в 723° (Act).
Для внутренней же части феррита,
проведенных за последние
Рис. 28. Левый нижний
угол диаграммы состояния
Fe—Fe3C
не имеющей контакта с де*
ментитом, температурой перехода в состояние у-железо является
точка Ас3 (около 910°). Следовательно, внутри феррита зародыш
аустенита не может возникнуть раньше, чем! на границе между
ферритом и цементитом.
При образовании аустенита первые зародыши появляются на
поверхности раздела между ферритом и карбидами при любой
форме последних, так как критическая величина зародыша и
работа его образования понижены и, следовательно, вероятность
образования зародыша на границе выше, чем внутри зерен. При
всех условиях граница между зернами является предпочтитель-
ным местом зарождения новой фазы.
Влияние температуры на ход двух последних из упомянутых
выше процессов, связанных с образованием аустенита, выяс-
няется также из рассмотрения равновесной температурно-кон-
центрационной диаграммы. С момента образования зерна аусте-
нита контакт между ферритом и цементитом прекращается. Це-
5 Зак. 115
66
Фазовые превращения в стали от внешнего тепла
ментит соприкасается теперь с окружающим его , аустенитом;
к аустениту примыкает феррит. На границе между ферритом и
аустенитом концентрация углерода определяется линией GOS
(например, точкой а); на границе между аустенитом и цементи-
том— линией SE (точкой б). Чем выше температура, тем боль-
ше разность концентраций у противоположных границ зерна
аустенита (границы с цементитом и границы ,с ферритом), тем
быстрее идет процесс диффузии углерода внутри аустенита.
Так как это ускоряет перемещение атомов углерода в направле-
нии к ферриту, то для восстановления равновесия на границе
аустенита с карбидом необходим более интенсивный переход
атомов1 углерода из карбида в аустенит. Следовательно, процесс
растворения цементита с повышением температуры также
ускорится.
Все три процесса в механизме образования аустенита су-
щественно зависят от исходной структуры. Чем мельче цемен-
тит, чем равномернее он распределен в феррите, тем больше их
контактная поверхность и тем больше количество точек, где од-
новременно возникают зародыши аустенита. Процесс превраще-
ния механической смеси феррита и цементита в аустенит про-
текает быстрее, зерна получающегося аустенита мельче, по
концентрации углерода он однороднее, так как пути диффузии
углерода короче. Наоборот, чем крупнее скопления феррита
и цементита, тем меньше их контактная поверхность, меньше
зародышей аустенита возникает одновременно, более -крупно*
зернистым и менее однородным- по концентрации углерода полу-
чается аустенит. Процесс образования аустенита существенно
зависит также от формы перлита в стали. Наибольшей скоро-
стью перехода в аустенит обладает тонкопластинчатый перлит,
в котором контактная поверхность наиболее развита.
В работе С. G. Штейнберга и А. Д. Пахомова [17] было
показано, что при 750° длительность полного растворения цемен-
тита в аустените эвтектоидной стали при пластинчатом перлите
около 20 мин., а при зернистом 35 мин.
В исследовании И. Л. Миркина и Н. Д. Дитерихс [18] полу-'
чены приведенные ниже данные о влиянии исходной структуры
стали 0,97% С; 1,53% Сг на скорость превращения перлита
в аустенит. В качестве кинетических характеристик были при-
няты время «половинного превращения» 'ey, и величина макси-
мальной скорости превращения. Определения производились
методом измерения электросопротивления образцов в закален-
ном состоянии.
Структура
сек. «макс. %/сек.
Укрупненная ......................
Нормально отожженная..............
Измельченная . . . ...............
96 0,07
60 0,079
25 4,93
Развитие процесса образования аустенита
67
Таким образом, степень дисперсности карбидов оказывает
существенное влияние на кинетику превращений при нагреве. ,
В ряде работ И. Л. Миркина и его сотрудников [18, 19, 20]
указывается, ч*го зарождение аустенита начинается Сразу во
многих точках на наиболее мелких зернах перлита. Затем идет
процесс постепенного .растворения непревращенного перлита
в ранее образовавшемся аустените. Вслед за образованием ау-
стенита начинается растворение остаточной карбидной фазы,
Авторы считают возможным разделить процесс образования
аустенита на две разграниченные стадии: 1) превращение пер,
лита и 2) растворение карбидов. ,
На рис. 29 показано изменение электросопротивления стали
ЭВ1 в зависимости от времени нагрева под закалку при разг
Рис. 29. Изменение электросопротивления стали ЭВ1 в зави-
симости от времени нагрева под закалку при различных тем-
пературах (время отложено в логарифмическом масштабе)
Кривая 1 соответствует закалке о температуры 745°, кривая 2 —
с температуры 760°. кривая 3 — с температуры 780о кривая 4 —
с температуры 800°, кривая 5 — с температуры 850о (И. Л. Миркин
и Дитфихс)
личных температурах. Закономерность хода процесса превраще-
ния во всех случаях качественно одинакова. Довольно отчетливо
выявляются два периода повышения удельного электросопротив-
ления. Как в первом, так и во втором периоде вначале р повы*
Шается с ускорением, затем наступает замедление повышения; ft
с постепенным приближением к некоторому постоянному значе-
нию.
Для второго периода ускорение процесса в начале растворе-
ния карбидов объясняется наличием резкого градиента коицент-’
5*
68
Фазовые превращения в стали от внешнего тепла
рации, что способствует быстрой диффузии углерода. С развити-
ем превращений концентрации постепенно выравниваются, ско-
рость диффузии уменьшается; окончание процесса растворения
И гомогенизации замедляется. При наличии в стали хрома про-
текание процесса в две стадии выявляется отчетливее, чем
в обыкновенной углеродистой стали, что, невидимому, объяс-
няется большей стойкостью хромистых карбидов по сравнению
с цементитом. В работе М. Е. Блантера [21] было показано,
«йо разделение превращений при нагреве на два почти само-
стоятельных периода допустимо лишь при сравнительно малых
скоростях нагрева. Температура растворения избыточных хро-
мистых карбидов цементитного типа не зависит рг скорости на-
грева и находится в интервале 890—910°. Превращение же
перлита в аустенит, как будет показано ниже, существенно
зависит от скорости нагрева и при больших скоростях смещает-
ся в область более высоких температур. Следовательно, при на-
греве с большой скоростью оба процесса идут при температурах,
разница между которыми мала, и при определенных условиях
процессы должны сливаться. .
Если в эвтектоидной стали феррит исчезает как структурная
составляющая раньше, чем все карбиды перешли в твердый
раствор, то образовавшийся аустенит неоднороден. Неоднород-
ность аустенита и появление специфических псевдоперлитных
структур мартенсита наиболее отчетливо наблюдаются в случае
применения больших скоростей нагрева.
2. ВЛИЯНИЕ СКОРОСТИ НАГРЕВА НА ПРЕВРАЩЕНИЯ
ПЕРЛИТА В АУСТЕНИТ
В упомянутых выше работах отмечено значительное влияние
скорости нагрева иа процесс превращения перлита в аустенит.
При повышении температуры нагрева скорость превращения
резко возрастает. Для стали ЭВ1 это можно усмотреть из ре-
зультатов, показанных на рис. 29. Приведем еще цифровые
данные для стали У8: при температуре закалки 760° резкий рост
электросопротивления наблюдается при выдержках более
25 сек., при температуре 775° при выдержке 15 сек., а при тем-
йёратуре 790° при выдержке 8—10 сек.
В еще более ранней работе И. Л. Миркин и М. Е. Блантер
[22] установили, что повышение температуры превращения
& надкритической области на 20° (с 770 до 790) увеличивает
скорость превращения перлита в аустенит в шесть раз.
Для стали с 0,86% С превращение перлита в аустенит завер-
шается при 725° через 12100 сек., при 745° через 340 сек., при
775° через 150 сек.
Влияние скорости нагрева на превращения перлита в аустенит 69
Авторы отмечают, что изотермическое превращение перлита
в аустенит начинается только по истечении некоторого инкуба-
ционного периода.1 Ими было предпринято количественное
Рис. 30. Зависимость времени
устойчивости перлита в над-
критической области от темпе-
ратуры (И. Л. Миркин
и М. Е. Блантер)
врет*я в ее*
Рис. 31. Зависимость времени
устойчивости перлита в над-
критической области от темпе-
ратуры. Сталь ШХ15
(И. Л. Миркин
и М. Е. Блантер)
определение инкубационного периода в зависимости от темпе-
ратуры. На основании расчетных данных И. Л. Миркин и
М. Е, Блантер построили кривую изменения интенсивности про-
цесса превращения перлита в аустенит при изменении темпера-
туры (рис. 30). С повышением температуры интенсивность пре-
вращения возрастает, время инкубационного периода умень-
шается.
Экспериментально найденная зависимость времени превра-
щения равных количеств перлита от температуры для начала
(кривая 1 рис. 31) и конца процесса (кривая 2) устанавливает
условия устойчивости отдельных фаз. Ниже кривой /, характе-
ризующей начало превращения перлита в аустенит, расположе-
на область устойчивого перлита. Область между кривыми 1 и 2
соответствует интервалу превращения перлита в аустенит. При
температурах выше кривой 2, соответствующей условиям про-
цесса растворения избыточных карбидов, происходит процесс
Дальнейшей гомогенизации.
При непрерывно возрастающей температуре превращение
перлита в аустенит начинается при температурах, лежащих не-
сколько выше кривой 1 нагрева изотермического превращения.
1 Инкубационный период следует считать понятием условным. На на-
чальной стадии процесса число зародышей и, следовательно, их суммарная
поверхность малы, поэтому образование новой фазы идет замедленно. Более
правильное определение — «период инертности» — дает акад. Н. Т. Гудцов.
70
Фазовые превращения в стали от внешнего тепла
Время в сек
Рис. 32. Кривые зависимости ве-
личины превращения (в %} от
скорости нагрева (Мейл)
: На рис. 32 представлены данные Мейля [231 о зависимости
процесса превращения от температуры нагрева. Мейль также
разбивает процесс превращения на отдельные этапы с разгра-
ничением областей существования различных фаз от перлита до
ОМ. аустенита гомогенного аустенита. Крайняя
‘ левая кривая соответствует на-
чалу превращения, крайняя пра-
вая — полной гомогенизации ау-
стенита. На рис. 33 представлены
‘ кинетические кривые изотермиче-
ского превращения стали опре-
деленного состава при разных
температурах. Данные Мейля и
результаты исследования 2VL Е.
Блантера [24] приводят к тому
же выводу: процесс превращения
ускоряется с повышением темпе-
ратуры нагрева.
При больших скоростях пре-
вращения возможен перенагрев 1
перлита. Он не успевает перейти
в твердый раствор при темпера-
турах, близких к равновесной.
Чем больше скорость шагрева,
тем выше темпера гуры, при ко-
торых начинается превращение перлита в аустенит, тем бы-
стрее этот процесс заканчивается, но также при более высоких
температурах.
Построение кинетических кривых изотермического процесса
для различных температур nb результатам измерения электро-
сопротивления привели М. Е. Блантера [21], а позднее и
Л. А. Шишко [20] к выводу, что при перенагреве на 50—60°
скорость превращения настолько велика, что удается зафикси-
ровать только его конец; практически превращения протекают
мгновенно.
Для более полного сравнения в работе Л. А. Шишко постро-
ены результативные кривые (рис. 34) дл>я стали У10 и ШХ15
в координатах: время половинного превращения1 2—температу-
ра нагрева (шкала времени — логарифмическая).
Кривая для стали ШХ15 при низких температурах идет выше
кривой для стали У10. При высоких температурах процесс
превращения идет весьма быстро у обеих сталей, и кривые
сливаются'.
1 Термин, аналогичный термину «переохлаждение».
2 По оси абсцисс откладывается время достижения половины общего
приращения электросопротивления при данной температуре.
Влияние скорости нагрева на превращения перлита в аустенит 71
Изложенные закономерности изотермического превращения
перлита в аустенит весьма ценны для понимания процессов,
совершающихся* при нагреве. Для более полного выяснения от-
Рис. 33. Кинетика изотермического превращения перли-
та в аустенит (углеродистая сталь с 0,85% С)
(Mt Е. Блантер)
цельных зависимостей следует рассмотреть также результаты
работы М. Е. Блантера (24], в которой сделана попытка путем
параллельного экспериментального и аналитического исследова-
Рис. 34. Сводный гра-
фик изменения интен-
сивности перлитного пре-
вращения:
1 — сталь ШХ15, 2—сталь
У10 (Л. А. Шишко)
ний создать «общую теорию, определяющую образование и состоя-
ние аустенита, а следовательно, и структуру закаленной стали».
Экспериментально кинетика образования аустенита изуча-
лась на стали с 0,88% С фиксацией состояния закалкой и по-
следующего количественного статистического микроанализа.
Для удобства изложения результаты этого исследования пока-
жем при рассмотрении каждого из разбираемых ниже вопросов.
72
Фазовые превращения в стали от внешнего тепла
СКОРОСТЬ ЗАРОЖДЕНИЯ ЗЕРЕН АУСТЕНИТА
Аустенит может образоваться в двух случаях: 1) когда от-
дельные группы атомов железа в феррите обладают энергией,
достаточной для местного нагрева до 910° и выше и образования
Ип/веш» яглажде/шя «емлрев f
м3/сея
Рис. 35. Зависимость скорости
зарождения центров аустенита
от температуры (М. Е. Блантер)
поверхности равновесного заро-
дыша, 2) когда в некоторых
объемах феррита достигается та-
кая минимальная концентрация
углерода, которая достаточна
для существования устойчивого
при данной температуре аусте-
нита (например, при 800°—0,32%);
количество энергии должно быть
достаточным для образования по-
верхности зародыша.
Устойчивые зародыши новой
фазы получаются при условии:
1) достижения критического для
данного случая размера: 2) ком-
пенсации подводом внешнего теп-
ла, потери энергии в окружаю-
щие объем атомы; 3) компенса-
ции за счет миграции из обогащенных углеродом объемов, по-
тери атомов углерода в соседний объем,.
Скорость зарождения зерен аустенита в большой степени
зависит от температуры. Эту зависимость можно видеть из
рис. 35 и приведенных ниже данных:
Температура, °C................. 740 760 780 800
Скорость зарождения, мм*]сек . . 2,28 • 103 11 • 10® 51,5 • 10s 61,6-10*
Повышение температуры на 60° (в интервале 740—800°)
увеличивает скорость зарождения зерен аустенита в 270 раз.
Скорость зарождения зависит от подвижности атомов угле-
рода и от работы образования зародышей. При повышении тем-
пературы скорость диффузии углерода возрастает, вероятность
образования зародышей, требующих меньшей работы для соз-
дания поверхности, увеличивается. Кроме того, с повышением
температуры увеличивается устойчивость у-фазы — возрастает
количество участков, для .которых образовавшиеся центры новой
фазы устойчивы. Согласно диаграмме Fe —> Fe3C при 725° устой-
чивы участки, содержащие около 0,8% С, так как для этого
состава т-область начинается с температуры 725°. При 800°
устойчивы участки, содержащие только 0,2% С. Таким образом,
с повышением температуры скорость зарождения должна непре-
рывно повышаться.
Влияние скорости нагрева на превращения перлита в аустенит 73
СКОРОСТЬ РОСТА ЗЕРЕН АУСТЕНИТА
Условия существования аустенита в надкритическом районе
температур! определяются линиями GOS и SE диаграммы желе-
зо — цементит.
Фазовое распределение углерода в процессе образования
аустенита показано на рис. 36. Максимальное содержание угле-
рода в аустените, имеющее мес-
то на границе с карбидной части-
цей (Смаке), при данной темпера-
туре определяется линией SE.
Минимальная концентрация на
границе с ферритом (Смип) оп-
ределяется линией GOS.
Диффузия углерода в аусте-
ните возможна только в направ-
лении меньшей его концентрации.
Зерно аустенита, возникающее на
франице фаз, отдает углерод во
вновь превращенный объем мало-
углеродистого аустенита. Из это-
го М. Е. Блантер делает вывод,
что скорость роста зерен аустени-
та обусловливается скоростью
диффузий углерода в аустените.
Скорость роста g определяет-
ся отношением линейного приро-
ста х зерна аустенита к времени
т осуществления прироста.
£ = -
Рис. 36. Распределение углерода
в фазах в процессе образования
аустенита
(39)
Средняя скорость 'роста определяется подстановкой вместо
х величины межпластинчатого расстояния До:
(40)
т
Интегральное выражение закона Фика для данного случая
имеет вид:
С —С 1___________Ф I . (41)
емин — ъмакс 1 \ 2 J Г)- / х 1
где второй член в скобках — интеграл функции ошибок Гаусса;
х — расстояние от граничной аустенито-цементитной поверх-
ности;
D — коэфициент диффузии углерода в аустените.
74
Фазовые превращения в стали от внешнего тепла
Преобразованное уравнение (41) при подстановке в него
вместо х величины межпластинчатого расстояния До (ее нахо-
дят непосредственным измерением), а вм-есто т выражения для
т0 (из уравнения 40), имеет вид:
Смии _ ф (
Смаке \ 2
(42)
С мин и Смаке определяются из диаграммы состояния для
данной температуры. Установив значение интеграла ошибок
Гаусса (по таблицам) и зная коэфициент диффузии углерода
в аустените, можно определить величину скорости роста зерна
аустенита. *
Ниже приведены экспериментальные и расчетные данные
М. Е. Блантера при величине межпластинчатого расстояния
в перлите 0,3 Р:
Температура, °C . 735 740 750 760 780
Скорость роста, мм/сек -10s:
экспериментальная 0,5 1,02 4,06 10,1 26,2
расчетная .... 0,42 0,81 — 4,63 18,3
800 850 900
40,6 — —
29,5 92,3 376,3
При повышении температуры на 65° (от 735 до 800°) , ско-
рость роста возрастает от 0,5.10-3 до 40,6 • 10-3 мм/сек, т. е.
более чем в 80 раз. Расчетные данные показывают несколько
меньшее увеличение. Автор объясняет это расхождение ошибка-
ми В Определении веЛИЧИН Смаке , С мин и D.
В разбираемой работе проведен аналитический расчет ско-
рости роста зерен аустенита для межпластинчатых расстояний от
0,1 до 0,6 Р, т. е. от троостита до грубопластинчатого перлита.
Экспериментальные данные Робертса и Мейля об увеличении
скорости роста зерен аустенита с уменьшением межпластинча-
того расстояния совпадают с расчетными данными, полученными
по описанному выше методу. Из уравнения (42) следует, что при
постоянной температуре:
ga0 = const, (43)
т. е. скорость роста обратно пропорциональна величине меж-
пластинчатого расстояния. Это можно объяснить уменьшением
de
градиента концентрации () при увеличении межпластинча-
того расстояния, что приводит к замедлению процесса диффу-
зии.
Повышение скорости роста с увеличением степени дисперс-
ности для двух температур изотермического процесса (740 и
760°) показано на рис. 37.
Влияние скорости нагрева на величину зерна аустенита
75
На рис. 38 изображена зависимость скорости роста зерен
аустенита от температуры изотермического превращения для
двух исходных структур —перлита и троостита.
Рис. 37. Зависимость скоро-
сти роста зерен аустенита
от межпластинчатого (рас-
стояния (М. Е. Блантер)
Рис. 38. Зависимость скорости
роста зерен аустенита от тем-
пературы изотермического пре.
вращения (Мейл, М. Е. Блан-
тер)
Сопоставление данных по скорости зарождения и скорости
роста зерен аустенита показывает, что скорость зарождения
увеличивается с температурой значительно быстрее скорости
роста зерен.
3. ВЛИЯНИЕ СКОРОСТИ НАГРЕВА
НА ВЕЛИЧИНУ ЗЕРНА АУСТЕНИТА
Зная величины С. Р. и С. 3. Ц. можно рассчитать начальный
размер зерна bi момент окончания образования аустенита до
начала процесса интенсивного роста при выдержках в области
высоких температур.
Количество зерен на площади в 1 мм2 определяется по из-
вестному уравнению:
Na = 1,01 (—W» , (44)
\ g /
где п — скорость зарождения центров.
g — скорость роста зерен аустенита.
76
Фазовые превращения в стали от внешнего тепла
Ниже приведены расчетные и экспериментальные данные
М. Е. Блантера.
Температура образования аустенита, °C 740 760 780 800
Количество зерен на площади в 1 мм2:
экспериментальное...................... 800 1200 800
расчетное........................... 1600 1200 1600
2700
3600
Чем выше температура образования аустенита, тем меньше
размеры его зерен.
Наглядную картину влияния скорости нагрева на величину
зерна аустенита дают результаты работы Л. А. Шишко для
стали ШХ15, содержащей 1,07% С и 1,45% Сг. Стальная про-
волока для удобства выявления и подсчета аустенитных зерен
была предварительно отожжена при 950° с выдержкой 40 мин.
с целью получения более крупного исходного зерна.
Нагрев под закалку был осуществлен со скоростями 13,3;
116,8 и 18000р‘ в минуту. Различная скорость нагрева доспига-
лась изменением размера об-
разца и состава нагреватель-
ной среды. Во всех случаях на-
грев производился до 900° с за-
калкой в масло. Закалённые
образцы подвергались отпуску
при 250—270° и травлению ре-
активом Вилелла ('1 часть пи-
криновой кислоты и 5 частей
соляной кислоты, растворенные
в этиловом спирте). При
рассмотрении протравленного
шлифа под микроскопом на
мартенситовом поле четко вы-
является тонкая сетка, опреде-
ляющая границы аустенитных
зерен. Для выявления дейст-
вительного числа зерен того
или иного размера было про-
изведено массовое измерение
Рис. 39. Общий график суммарных
частотных кривых видимого пен
перечника зерна
Скорость нагрева: 1 — 13,3°; 2 —
116,80; 3 — 18000° в минуту
* (Л. А. Шишко)
их и построены кривые частоты
попадания зерен одинаковой величины. По каждой из трех назна-
ченных скоростей нагрева исследовались три образца, в каждом
из которых замерялось более 100 зерен. Таким образом, для
каждой скорости нагрева было замерено свыше 300 зерен.
Результаты исследования показаны на рис. 39, представляю-
щем сводный график суммарных кривых частот видимого по-
Зависимость превращения перлита в аустенит
77
перечника зерна. При скорости нагрева 13,3° в минуту наибсй-
лее часто видимый поперечник зерна равен 11 условным едини-
цам, при скорости нагрева 116,8°—8,2 единицы. При скорости
18000° в минуту явно выраженный максимум - показывает на
размер зерна, равный 6 единицам). Большей скорости соответ-
ствует наибольшее число мелких зерен.
Данные статистического определения размеров случайных
сечений зерен плоскостью шлифа дают качественную характе-
ристику изменения) числа и размеров зерен в зависимости от
скорости нагрева.
Однако полученные результаты, как и более ранние, дают
возможность сделать вполне определенный вывод, что увели-
чение скорости нагрева приводит к получению более мелкого
зерна аустенита.
При закалке это позволяет в определенных условиях полу-
чить мартенсит с очень малым размером игл, определяемым
размером начального зерна аустенита.
4. ЗАВИСИМОСТЬ ИНТЕНСИВНОСТИ ПРЕВРАЩЕНИЯ
ПЕРЛИТА В АУСТЕНИТ ОТ СОДЕРЖАНИЯ
УГЛЕРОДА В СТАЛИ
При одинаковой скорости нагрева, температуре и форме
карбидов процесс образования и роста зародышей аустенита
существенно зависит от содержания углерода в стали. Твердый
раствор углерода в т-железе из перлита образуется в результа-
те диффузионного процесса. Как уже было отмечено, существен-
ную роль в процессе играет общая поверхность соприкосновения
карбидов и железа.
С повышением содержания углерода возрастает общее коли-
чество дисперсных выделений карбидов, следовательно, увели-
чивается общая поверхность границ между карбидом и железом.
Если обозначим через s среднюю поверхность карбидного
выделения, через с концентрацию углерода в стали и через
г — коэфициент, зависящий от среднего размера карбидного вы-
деления, то общую площадь раздела фаз можно выразить про-
изведением res.
Если процесс ведется при постоянной температуре, то коэ-
фициент диффузии D углерода из карбидов1 постоянен. Ско-
рость процесса пропорциональна произведению активной по-
верхности карбидных выделений на коэфициент диффузии.
1 Имеются в виду карбиды постоянного состава, например цементит.
78
Фазовые превращения в стали от внешнего тепла
В выражение для времени завершения определенной
стадии процесса при неизменной температуре постоянные вели-
чины г, s и D можно объединить общей постоянной к.
Время завершения определенной стадии процесса — величи-
на обратно пропорциональная скорости процесса. Следователь'
но, т —величина, обратно пропорциональная концентрации
углерода:
т = А. (45)
С
С повышением концентрации углерода время, необходимое
для прохождения процесса превращения до определенной ста-
дии, уменьшается.
Это иллюстрируется экспериментальными данными, получен-
ными М, Е. Блантером [21] для углеродистой (рис. 40) и хро-
Рис. 40. Зависимость ско-
рости превращения перлита
в аустенит от содержания
углерода в углеродистой
стали; кривые половинного
превращения (М. Е. Блантер)
Рис. 41. Зависимость скорости
превращения стали с содержанием
2% хрома от содержания углеро-
да; кривые половинного превра-
щения (М. Е. Блантер)
мйстой стали -(рис. 41). Для углеродистой стали с 0,46% С при
740° время половинного превращения составляет 7 мин., для
стали с 0,86% С при той же температуре примерно 5 мин. и для
стали, содержащей 1,35% С, примерно 2 мин.
В стали, содержащей постоянные 2% Сг, влияние углерода
на скорость превращения при 760° характеризуется следующими
значениями времени половинного превращения: при содержа-
нии в стали 0,58% С ^/,=6 мин., при содержании 1,05% С
T«/t = 4 мин., при содержании 1,41% С т7з=2 мин.
Смещение критических тачек
79
5. СМЕЩЕНИЕ КРИТИЧЕСКИХ ТОЧЕК
В ЗАВИСИМОСТИ ОТ СКОРОСТИ НАГРЕВА
Зависимость положения точки Act от скорости нагрева экс-
периментально много раз установлена и общепризнана. Это
иллюстрируется результатами всех упомянутых выше исследо-
ваний'. Надо только выяснить характер смещения точки Л с,.
В. Н. Свечников и В. Н. Гриднев (25, 26] при изучении сме-
щения критических точек при различных скоростях нагрева (до
2'000° в минуту) пришли к выводу, что критические точки по-
вышаются не непрерывно. После некоторой «критической ско-
рости» нагрева положение критических точек почти не изме-
няется, причем, как показывает рис. 42, критическая скорость
Рис. 42. Положение нижней критической точки Aci
при различных скоростях нагрева (В. Н. Гриднев)
нагрева, выше которой смещение точки Ас\ почти прекращается,
невелика, и соответствует, примерно, 200—250° в минуту (около
4° в секунду). Для эвтектоидной стали критическая точка Aci
повышается с 720 до 760°.
В. Н, Гриднев [27], по аналогии с общепринятыми обозначе-
ниями для критических точек при охлаждении, считает возмож-
ным ввести соответствующ1ие обозначения и для критических
точек при нагреве. Точку Aclt смещенную при нагреве со ско-
ростями, не превышающими «критической скорости» автор обо-
значает точкой Ас/. Точка, смещенная при нагреве со скоростя-
ми, превышающим^ «критическую скорость», обозначается точ-
кой Ас/ (рис. 43).
Механизм превращения перлита в аустенит при повышенных
скоростях нагрева для стали, имеющей больше 0,5% С, по мне-
нию В. Н. Гриднева, соответствует схеме:
Фо,07 + Ц Ао,О7 + Ц А.
80
Фазовые превращения в стали от внешнего тепла
«В точке Ас” основная ферритная масса с предельным со-
держанием углерода (0,07) бездиффузиоино превращается
в аустенит той же концентрации. После превращения происхо-
дит растворение карбидов в аустенит».
Такое представление противоречит осйовным положениям! диа-
граммы состояния железо-цементит. Устойчивый аустенит при
760° должен иметь концен-
трацию углерода, близкую
к 0,5%. Аустенит с 0,07% С
может получиться лишь
при температуре порядка
900°. Если в какой-нибудь
точке в данный момент соз-
даются энергетические ус-
ловия, достаточные для об-
разования Ао,о7, то это со-
стояние может быть закре-
плено только в случае не-
медленного диффузионного
насыщения .объемов! Ao,or
углеродом цементита до
минимальной . концентра-
ции, соответствующей ус-
тойчивому аустениту (до
0,5%) при указанной темпе-
Рис. 43. Смешение нижней
критической точки в зависи-
мости от скорости нагрева
(В. Н. Гриднев) ратуре.
Таковы некоторые об-
щие закономерности, относящиеся к проблеме фазовых превра-
щений за счет тепла от внешнего источника. Сказанным,, понят-
но, не исчерпывается вся проблема в целом. Легко заметить,
что экспериментальных данных, относящихся к весьма большим
скоростям нагрева, крайне недостаточно для выяснения харак-
тера фазовых превращений в этом случае. Нагрев теплом внеш-
него источника в большинстве случаев ограничен сравнитель-
но небольшими скоростями, для получения Же максимально
возможных скоростей нагрева необходимо применять образцы
весьма малых сечений. Имея большой теоретический познава-
тельный интерес, результаты этих исследований не могут быть
полностью применены при закалке большинства реальных
стальных изделий, так как получить большие скорости нагрева
изделий сравнительно большой массы невозможно.
Однако для понимания процесса фазовых превращений, со-
вершающихся при высокочастотном нагреве, легко обеспечива-
ющем большие скорости нагрева, рассмотрение вышеизложенных
соображений и экспериментально полученных закономерностей
имеет важное значение.
ГЛАВА IV
ФАЗОВЫЕ ПРЕВРАЩЕНИЯ В СТАЛИ
ПРИ НАГРЕВЕ ТЕПЛОМ
ВНУТРЕННЕГО ИСТОЧНИКА
Недостаточность сведений о фазовых превращениях при
больших скоростях нагрева затрудняет рассмотрение данного важ-
ного вопроса для случая нагрева теплом внутреннего источника.
При исследовании некоторых сторон данного вопроса при усло-
вии нагрева токами высокой частоты нам придется ограничиться
логическими соображениями или качественными схемами, кото-
рые удалось в определенной мере подтвердить эксперименталь-
ными данными лабораторных исследований. На наш взгляд, эти
данные представляют большой интерес, так как при нагреве те-
плом внутреннего источника, каковым, в частности, является
индуктированный в теле изделия ток высокой частоты, большие
скорости нагрева, полученные на образцах, легко воспроизво-
дятся и на реальных довольно крупных стальных изделиях.
Как уже отмечалось, преимущества высокочастотной закал-
ки определяются прежде всего особенностями нагрева токами
высокой частоты. Основной вывод, вытекающий из рассмотре-
ния особенностей перераспределения переменного тока в про-
цессе нагрева стального проводника и влияния изменений
физических свойств стали на характер распределения тока в тем-
пературной области фазовых превращений состоит в том (ом. гла-
ву II), что при таком нагреве создается возможность сосредото-
чить большое количество тепла' одновременно во всем объеме,
подготовляемом к закалке. Указанным и обуславливается
возможность ведения нагрева с огромными скоростями, недо-
ступными для большинства случаев нагрева теплом от внешнего
источника. Вместе с тем создается принципиальная возможность
нагрева той или иной части объема, подготовляемого к закалке,
в связи с чем можно назначать величину нагреваемого объема
и осуществлять точную регулировку процесса нагрева.
Прежде чем приступить к освещению проблемы фазовых
превращений при нагреве токами высокой частоты, необходимо
6 Зак. 115
82
Фазовые превращения в стали от внутреннего тепла
рассмотреть вопрос о том, какими энергетическими параметра-
ми можно характеризовать процесс высокочастотного нагрева,
как видоизменяются в этом случае основные показатели тепло-
вого процесса по сравнению с обычным нагревом под закалку.
В данной области до последнего времени не существовало об-
щей точки зрения, что создавало большие трудности как при
рассмотрении частных вопросов метода, так и при попытках
к некоторым обобщениям.
1. ОСНОВНЫЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ
ИНДУКЦИОННОГО НАГРЕВА СТАЛИ
Для многих исследований, проведенных до сих пор, наибо-
лее характерно стремление ограничить вопрос простой регистра-
цией электрического режима генератора и времени нагрева из-
делия. Совершенно упускается из виду, что электрический режим
характеризует работу собственно генератора, но не фактический
тепловой процесс в нагреваемом изделии. Создавшееся положе-
ние объясняется, невидимому,’ тем, что первые работы по изучен
нию метода высокочастотной закалки были выполнены специа-
листами-электриками и радистами, являющимися инициаторам^
и первыми распространителями нового метода термообработки.
В их исследованиях имеются не только пенные сведения об
электротехнической стороне метода, но и определенные попытки
разрешения некоторых металловедческих вопросов. Такие по-
пытки не могли претендовать на сколько-нибудь полное осве-
щение того или иного вопроса, однако их влияние на последу-
ющие чисто металловедческие работы оказалось весьма значи-
тельным.
В результате металловедческие исследования метода высоко-
частотной закалки в значительной мере потеряли самостоятель-
ный характер и оказались подчиненными в одном из основных
вопросов, в вопросе о выборе параметров нагрева, другой сто-
роне метода.
Вследствие такого заблуждения во многих исследованиях
было предпринято изучение зависимости тех или иных свойств
стали, подвергнутой высокочастотной закалке, от электрических
параметров, характеризующих лишь работу генератора или
электрический ток, переработанный генератором). Значение ме-
талловедческого исследования, выполненного на такой основе,
снижается до роли частного случая, так как найденные зависи-
мости справедливы только для работы на данном генераторе,
при данном отдельном нагревательном устройстве.
К числу исследований, базирующих свои результаты на
крайне субъективных параметрах, относится работа американ-
Основные энергетические параметры
83
ских исследователей Воуна, Ферлоу и Майера [28]. В качестве
основного энергетического параметра; от которого зависит ве-
личина поверхностной твердости и глубина закалки, ими приня-
та затрачиваемая энергия в киловатт-секундах. Зависимостй
построены для сталей нескольких марок, имеющих различную
Рис. 44. Частные зависимости, получаю-
, щиеся при неправильном представлении
о параметрах высокочастотной закалки
прокаливаемость; исследование проведено на образцах диамет-
ром 1; 1,5 и 2". На рис. 44 показана одна из полученных авто-
рами зависимостей.
Легко доказать, что результаты этого исследования не могут
быть воспроизведены при работе на другом генераторе, с дру-
гими нагревательными устройствами.
Количество энергии, определяемое по показаниям приборов,
характеризует мощность, развиваемую в самом генераторе,
и время, в течение которого генератор действовал.
Мощность, передаваемую генератором на индуктор, можно
определить лишь при учете к. п. д. генератора и его отдельных
узлов. Энергия же, поглощенная изделием, в значительной сте-
пени зависит, кроме того, от конструкции индуктора и величины
зазора между индуктором и нагреваемым изделием. Даже при
том же генераторе и при одинаковом типе индуктора только не-
большое изменение зазора между индуктором и изделием су-
щественно изменяет соотношение между мощностью, поглощае-
мой изделием, и мощностью, которая фиксируется приборами
генератора.
На характер же процесса нагрева самого изделия оказывает
влияние, конечно, только та часть энергии, которая поглощается
6*
‘'4 Фазовые превращения в стали от внутреннего тепла
изделием, так как она обеспечивает ту или иную скорость на-
грева до той или иной температуры.
При работе с другим индуктором даже на том же генерато-
ре одинаковая мощность по приборам и такое же время пребы-
вания изделия в зоне действия индуктора не дадут нагрева до
той же температуры. Процесс нагрева пойдет иначе, и резуль-
таты закалки могут не совпасть. Поэтому мощность, определяе-
мую по приборам, нельзя принять в качестве объективного
энергетического параметра в. ч. з. в металловедческом исследо-
вании.
Трудность точного определения доли энергии, поглощаемой
изделием, должна бы побудить авторов направить усилия к пре-
одолению указанной трудности или к изысканию другого пара-
метра, объективно определяющего условия индукционного нагре-
ва. Отсутствие в работе и того и другого значительно снижает
ценность полученных результатов.
Таким же недостатком страдает и более поздняя работа дру-
гого американского исследователя С. Пойнтера [29], в которой
определяется влияние величины «отдаваемой мощности» на твер-
дость стали при единовременной закалке.
Весьма характерно для подобных исследований игнорирова-
ние истинно термического параметра всякого метода нагрева
под закалку—температуры нагрева. Это приводит к совершен-
но ошибочным утверждениям, что одним из преимуществ в. ч. з.
является невозможность получения структур перегрева, что
важно знать только нижний предел температуры, а выше него
может быть принята какая угодно температура.
Отсутствие измерения температуры как в упомянутых, так
и в других исследованиях, стремление подменить измерение тем-
пературы простой регистрацией электрического режима генера-
тора лишает исследователя и цехового работника возможности
определить температурный интервал закалки, обеспечивающий
удовлетворительную структуру в закаленном объеме изделия.
Указанная методическая ошибка, допускаемая в ряде ме-
талловедческих исследований, приводит, кроме того, к непра-
вильному, но весьма укоренившемуся мнению, что возможность
осуществления почти полной автоматизации /процесса индук-
ционного нагрева исключает обязательную необходимость
измерения температуры. С точки зрения правильной эксплоата-
ции метода, такое представление совершенно ошибочно. Гра-
мотно и сознательно использовать метод высокочастотной за-
калки можно только в условиях, позволяющих с достаточной
степенью точности измерять температуру индукционного нагре-
ва. Отсутствие соответствующей аппаратуры нередко в произ-
водственных условиях приводит к большим различиям в ре-
Основные энергетические параметры
85"
зультатах закалки, а в некоторых случаях и к неисправимому
браку, дискредитируя весьма совершенный и наиболее произво-
дительный метод термической обработки. По этой причине одно
из наиболее ценных преимуществ метода — полную повторяе-
мость результатов закалки на каждом изделии — весьма часто
невозможно реализовать. С точки зрения металловедов и тер-
мистов настоятельная необходимость создания такой аппара-
туры, которая могла бы надежно обеспечить точное измерение
температуры индукционного нагрева, настолько назрела, что
дальнейшее невнимание id столь важному Вопросу может стать
серьезным тормозом в деле еще более широкого распростране-
ния метода высокочастотной термообработки.
Температура является показателем, характеризующим уро-
вень нагрева, при котором произведена закалка, что в значи-
тельной мере определяет свойства изделия в закаленном состоя-
нии. Выбор данного объективного параметра для характеристики
высокочастотного нагрева так же обязателен, как и для вся-
кого другого метода нагрева под закалку. Возможность при-
менения весьма совершенной автоматизации не только не
исключает необходимости точного измерения температуры, но,
наоборот, предопределяет такую необходимость. Особенно важ-
ную роль измерение температуры играет в период освоения
в. ч. з. того или иного изделия.
За последние несколько лет был выполнен ряд работ, в ко-
торых указанные методические ошибки частично устранены.
В проведенных исследованиях свойства стали после в. ч. з. свя-
зываются не с электрическими параметрами генератора при
нагреве, а с показателями, характеризующими тепловой про-
цесс в самом изделии. В качестве таких показателей выбирают-
ся температура и время нагрева, используемые в большинстве
исследований и при обычном Нагреве. Однако механическое
перенесение обычно используемых параметров на случай ин-
дукционного нагрева нельзя признать методически целесообраз-
ным. Если температура закалки является вполне объективным
параметром для любого метода нагрева, в том числе и для
нагрева током высокой частоты, то другой параметр, характе-
ризующий интенсивность нагрева, должен назначаться с уче-
том специфических особенностей характера нагрева теплом
того или иного источника. Использование для нагрева под закал-
ку внутреннего источника тепла, каковым является индуктиро-
ванный в изделие ток высокой частоты, предопределяет необхо-
димость учета особенностей индукционного нагрева и измене-
ний, происходящих в стали.
С этой точки зрения выбор общего времени индукционного
нагрева в качестве второго основного параметра в. ч. з. не
83 Фазовые превращения в стали от внутреннего тепла
обоснован. Такой выбор являлся естественным для первых ме-
талловедческих работ по изучению метода в. ч. з., когда ис-
следователи стремились характеризовать процесс теми же па-
раметрами, которыми принято пользоваться в случае обычного
нагрева за счет внешнего источника тепла. Однако более внима-
тельное рассмотрение показывает, что при индукционной за-
калке время нагрева нельзя принять в качестве объективного
параметра, так как равное приращение времени в различных
температурных интервалах не сопровождается равным повы-
шением температуры. Строго говоря, сказанное справедливо
и для обычного нагрева, но при больших скоростях нагрева
теплом от внешнего источника этими различиями можно прене-
бречь. В случае же индукционного нагрева они составляют
одну из основных и наиболее существенных особенностей.
Пренебрежение ими недопустимо, потому что не только не уп-
рощает дела, но, наоборот, приводит к противоречивым данным,
создавая впечатление о невозможности сколько-нибудь полно
изучить новый метод термической обработки из-за отсутствия
обобщенных закономерностей.
. В последней работе М. Г. Лозинского [30] была предпри-
нята попытка определения условий, обеспечивающих получение
наилучшей структуры при в. ч. з. Качественные выводы, полу-
ченные автором, представляют определенный интерес. Были
подтверждены данные предыдущих исследований, установивших,
что по мере возрастания интенсивности нагрева допустимый
интервал температур закалки расширяется. Значение такого
вывода состоит в том, что при в. ч. з. нагрев можно вести бо-
лее уверенно, допуская довольно большие отклонения темпера-
тур закалки без перегрева *.
Однако в рассматриваемой работе содержится существен-
ный недостаток. В качестве характеристики, определяющей вы-
сокочастотный нагрев, наряду о температурой закалки принято
общее время достижения той или иной температуры.
Выбор второго параметра индукционного нагрева нельзя
считать удачным. При индукционном нагреве в ряде случаев
нагрев идет с различной скоростью в разных температурных
интервалах. Индукционный нагрев стали в температурной об-
ласти выше точки Кюри во многих случаях совершается со
значительно меньшей скоростью, нежели до точки Кюри. В за-
висимости от характера изменения удельной мощности в про-
цессе нагрева само это замедление нагрева также не является
1 Из этого не следует, что при в. ч. з. вообще невозможен перегрев.
Утверждения многих американских исследователей, в частности С. Пойн-
тера, о второстепенном значении температуры нагрева при в. ч. з. совер-
шенно ошибочны, на что мы уже выше указали.
Основные энергетические параметры
87
одинаковым. В некоторых случаях индукционный нагрев стали
выше температуры потери магнитных свойств совершается со
скоростью в 3,5—4 раза меньшей, чем до этой температуры.
$ других случаях возрастание температуры в процессе нагрева
выше точки Кюри почти такое же, как и в интервале от ком-
натной температуры до точки Кюри — замедление нагрева
весьма незначительно. Совер-
шенно ясно, что в этих двух
существенна различных слу-
чаях индукционный нагрев до
одинаковой температуры при
том же общем времени нагре-
ва приведет к различным ре-
зультатам закалки, ибо часть
времени нагрева, в течение
которого проходят фазовые
превращения, в первом слу-
чае значительно больше, чем
во втором.
В схематическом виде ха-
Племя
Рис. 45. Различные виды характера
изменения температуры индукцион-
ного нагрева во времени в зависи-
мости от закона изменения удельной
мощности (схематично)
рактер возрастания темпера-
туры в двух упомянутых слу-
чаях показан на рис. 45. До-
пустим, что в качестве темпе-
ратуры закалки определена
температура ft. Хотя время
нагрева как для первого слу-
чая (кривая. -/), так
и для второго (кривая 2) одинаково (т),
скорости нагрева в двух температурных областях, о которых
сказано выше, существенно различны. В первом случае нагрев
от точки Кюри до температуры закалки происходит за время,
соответствующее отрезку а, во втором! случае тот же темпе-
ратурный интервал пройден за время, соответствующее отрез-
ку в. Такое значительное несоответствие скоростей нагрева мо-
жет привести к весьма различному состоянию -нагретого объе-
ма в момент достижения температуры закалки и, следователь-
но, к различным результатам закалки.
- М. Г. Лозинский в упомянутой работе приводит трафики,
определяющие зоны неполной закалки, полной закалки и зону
перегрева. На рис. 46 представлен один из таких графиков,
построенный для стали 45. Рассмотрим правильность опреде-
ления граничных условий для зоны полной закалки, например,
при общем времени нагрева 4 сек. (точки а и б на рис. 46).
Если нагрев производился по кривой / рис. 45 и при темпе-
ратуре 950° достигнут полный переход исходных фаз в аусте-
нит (температура 950° согласно графику является минимальной),
88
Фазовые превращения в стали от внутреннего тепла
то в результате получим полную закалку и соответственно вы-
сокую твердость. Если же нагрев производится на другом ге-
нераторе, при другом законе изменения удельной мощности,
что приводит к изменению температуры во времени согласно
кривой 2 рис. 45, то доля времени, приходящаяся на нагрев
вре^чя нагрева 6 сак.
Рис. 46. Характер изменения диапазона темпера- ,
тур закалки отожженной стали 45 при неправиль-
ном назначении второго параметра высокочастот-
ного нагрева (М. Г. Лозинский)
от температуры начала фазовых превращений до 950°, окажется
значительно меньшей. Этого времени при нагреве до 950® не
хватит для завершения фазовых превращений, в результате
чего получится структура неполной закалки и соответственно
пониженная твердость. Таким образом, при тех же парамет-
рах— температуре 950° и общем времени1 4 сек. — в этом слу-
чае точка а должна быть вынесена в зону неполной закалки.
Иначе говоря, данными параметрами нельзя практически восполь-
зоваться для получейия всегда одинакового результата закалки.
Такое же несоответствие можно отметить и по отношению
к точке б. Если при нагреве по кривой 2 получен еще Достаточно
мелкозернистый аустенит, а в результате закалки сравнительно
мелкоигольчатый мартенсит, то при нагреве по кривой 1 время
пребывания нагреваемого объема при высоких температурах
оказывается значительно большим. Зерна аустенита вырастут
до значительных размеров, и в результате закалки получится
крупноигольчатый мартенсит и соответственно пониженная твер-
Основные энергетические параметры
8£>
дость. Таким образом, при тех же параметрах — температуре
1180* и общем времени 4 сек. —точка б в данном случае должна
быть вынесена в зону перегрева. Следовательно, такой режим
далеко не всегда может быть рекомендован.
Таким образом, граничные условия зоны полной закалки
(она-то и может представлять интерес), предлагаемые Лозин-
ским, правильны лишь для частного случая, для конкретных
условий эксперимента.
Вследствие неправильного выбора параметров индукцион-
ного нагрева автор утратил возможность построения зависи-
мостей, имеющих характер общих закономерностей и, таким
образом, лишил построенные им графики практической ценно-
сти. К критическому разбору этой работы, как и двух упомяну-
тых ранее американских исследований, мы обратились для того,
чтобы показать физическую несостоятельность выбора пара-
метров в. ч. з., отдаленных от действительного процесса фазо-
вых превращений при нагреве токами высокой частоты.
Рассмотрим теперь, какие параметры объективно характери-
зуют действительный процесс фазовых превращений при наг-
реве таками высокой частоты и как они могут быть определены.
Как было указано выше, одним из параметров в. ч. з. стали
является температура нагрева, полученная путем прямого ее
измерения на поверхности образца или изделия. При в. ч. з.
знание температуры нагрева столь же важно, как и при обыч-
ной закалке.
Другим объективным параметром в. ч. з., оказывающим
влияние на характер превращений при нагреве, на получающие-
ся в результате закалки структуру и свойства стали, мы счи-
таем скорость индукционного нагрева в области фазовых прев-
ращений.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ НАГРЕВА
ПРИ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ закалке
Измерение температуры нагрева при в. ч. з. сопряжено с ря-
дом трудностей, обусловленных большими скоростями индукцион-
ного нагрева. Для весьма больших скоростей нагрева обычное
измерение температуры при помощи пирометров невозможно.
Инерция таких приборов слишком велика для данного слу-
чая. Запаздывание показаний пирометра больше, чем все время
индукционного нагрева.
Наиболее правильным было бы измерение температуры при
помощи фотоэлементов, вмонтированных в систему генератора
и действующих синхронно с его работой. Однако подавляющее
большинство промышленных агрегатов такими приборами,
к сожалению, не снабжается, вследствие чего измерение тем-
®0 Фазовые превращения в стали от внутреннего тепла
пературы в производственных условиях нередко совершенно не
осуществляется. Это—крупный недостаток выпускаемых вг на-
стоящее время генераторов.
Описываемый ниже способ измерения температуры не ис-
черпывает всех законных запросов термиста, рождающихся при
практическом применении индукционной закалки. Он, например,
совершенно неприменим для
закалки методом непосредст-
венного включения, для слу-
чая нагрева под водой. Его
использование затруднено при
единовременном нагреве всей
поверхности, подготовляемой
к закалке. Однако он вполне
применим для случая непре-
рывно-последовательной за-
Рис. 47. Положение пирометра и глаза наблюдателя при измерении
температуры высокочастотного нагрева в случае непрерывно-по-
следовательной закалки
калки, при котором одинаково нагретые участки можно после-
довательно наблюдать в течение сравнительно большого вре-
мени (несколько секунд, а иногда и минуты).
Способ состоит в использовании пирометра с нитью накали-
вания. Пирометр, укрепленный на специальном штативе, уста-
навливается на некотором расстоянии (около 1 ж) от нагре-
ваемого объекта таким образом, чтобы глаз наблюдающего,
нить накаливания и нагретый участок под нижней кромкой ин-
дуктора находились на прямой линии (рис. 47). Нить накали-
вания заранее ставят на температуру, при которой намечено
произвести закалку. Таким образом, ошибки, связанные с инер-
цией прибора, могут быть обойдены. При нагреве в течение
всего времени движения образца или изделия имеется возмож-
ность наблюдать за совпадением или несовпадением накала
нити с фоном нагретого участка образца. Если нить пирометра
оказывается светлее, т. е. изделие имеет температуру ниже
Основные энергетические параметры
91
той, на которую установлен пирометр, то увеличением времени
движения изделия нагрев его приводится в соответствие с нака-
лом нити. При совпадении температуры поверхности изделия
с температурой нити последняя исчезает на фоне нагретого
участка. При таком методе измерения температуры влияние
инерции прибора исключается полностью.
В случае непрерывно-последовательной закалки опытный
наблюдатель может производить измерение температуры опи-
санным способом о точностью до 10—15°, что вполне достаточ-
но при практическом использовании в. ч. з. Измерение темпе-
ратуры оптическим пирометром с исчезающей нитью применяет-
ся несколько лет исследователями лаборатории в. ч. з. Москов-
ского института стали другими, позволяя довольно широко осу-
ществлять изучение целого ряда теоретических и практических
вопросов высокочастотной термообработки. Для случая едино-
временной закалки такой способ измерения температуры связан
с возможностью весьма больших погрешностей.
В 1948 г. М. Г, Лозинский опубликовал [30] описание из-
готовленного им пирометра для измерения температуры при
единовременной закалке *.
Температура определяется на участке образца под петлевым
изгибом в индукторе, как показано на рио. 48. На рис. 49 изо-
бражен общий вид автоматической фотопирометрической уста-
новки для контроля температуры при индукционном высоко-
частотном нагреве. Фотоэлемент установлен в поворотной го-
ловке 3. В момент нагрева фотоэлемент направлен на образец 1,
закрепленный на оправке 2, связанной с фрикционным ре-
дуктором 4. Диск приводится во вращение резиновым шкивом,
насаженным на вал электромотора. Защелкой 5, связанной
с электромагнитом, оправка вместе с образцом удерживается
в индукторе до момента, когда образец приобретет заданную
температуру. Выключение питающего генератора и автомати-
ческое сбрасывание образца в бак с охлаждающей жидкостью
осуществляется при помощи фотоэлектрического пирометра с це-
зиевым газонаполненным фотоэлементом. Примененный фотоэле-
мент наиболее чувствителен к красной части спектра; такая
чувствительность целесообразна при работе в интервале от 800
до 1500°.
1 Применение фотоэлектрического пирометра для автоматического отклю-
чения тока по достижении заданной температуры (при индукционном
нагреве) впервые предложено В. П. Вологдиным, опубликовавшим
в 1939 году описание прибора своей конструкции. Им была также разрабо-
тана схема автоматического управления температурой, позволяющая осущест-
влять «воздействие пирометра на генерирующие устройства в смысле дости-
жения в них таких изменений, при которых температура нагреваемого тела,
в особенности при последовательной закалке, не будет выходить из заранее
установленных пределов» [141.
Рис. 48. Измерение темйёратуры индукционного
нагрева при наличии петлевого изгиба в индукторе
(М; Г. Лозинский)
Рис. 49. Схема конструкции автоматической' фо-
топирометрической установки для контроля тем-
пературы и сбрасывания образцов в охлажда-
ющую жидкость при индукционном высокочастот-
ном нагреве (М. Г. Лозинский)
Основные энергетические параметры
93
Температура, при которой произойдет сбрасывание образца,
устанавливается заранее, для чего фотоэлемент можно повернуть
в сторону эталонной лампы, помещенной в кожухе 6. Подроб-
ное описание прибора приведено в упомянутой последней работе
М. Г. Лозинского.
Для точного контроля температуры индукционной закалки
при единовременном нагреве прибор нуждаемся в конструктивной
доработке. Недостаток прибора заключается в том, что в нем
не предусмотрен точный автоматизированный отсчет времени
нагрева.
Для единовременной закалки строгий учет времени имеет
чрезвычайно важное значение, так как при больших скоростях
нагрева ошибка в 0,5 сек. недопустима. В этом случае ошибка
в определении скорости нагрева может достигать 30—40%, что
сводит на-нет усилия, предпринятые дая уточнения температуры
нагрева в момент закалки.
При учете необходимости точного автоматизированного оп-
ределения не только температуры, но и времени нагрева поль-
зование аппаратом с фотоэлектрическим пирометром является
наиболее желательным для случая индукционного нагрева под
закалку.
СПОСОБ РАСЧЕТА СКОРОСТИ НАГРЕВА
ПРИ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ЗАКАЛКЕ >
Как было выяснено в главе II, особенности распределения
тока высокой частоты и характер изменения физических свойств
стали при нагреве определяют в ряде случаев значительные
различия в скоростях нагрева для двух резко разграниченных
гемпературых областей—ниже и выше точки Кюри.
Ниже показано, что основные фазовые превращения при
высокочастотном нагреве, как правило, проходят при температу-
рах выше точки Кюри. С достаточной для практических целей
достоверностью можно принять, что вторая температурная
область (температура выше точки Кюри) является для случая
индукционного нагрева температурной областью фазовых пре-
вращений. В связи с этим представляет интерес фактическая
скорость нагрева в температурной области выше точки Кюри, а
не средняя скорость, найденная из расчета по общему времени
нагрева. : ।
Средней скоростью нагрева нельзя оперировать и при рас-
чете времени, необходимого для нагрева до какой-либо другой
1 Описываемый ниже способ расчета скорости индукционного нагрева
в сокращенном виде был приведен в работах автора, опубликованных в по-
следнее время [31, 32].
94 Фазовые превращения в стали от внутреннего тепла
температуры, если для достижения одного из значений темпе-
ратуры время известно.
Покажем это на численном примере, взятом из практики ла-
боратории в. ч. з. Московского института стали. Его, как
и множество других примеров, легко воспроизвести в любом
месте. Образец из стали с 0,5% С, (/=120 мм, <7=12 мм)
был нагрет до температур 820 и 960° при одном и том же ре-
жиме генератора в одном и том же индукторе (d = 20 мм,
й = 10 мм). Нагрев (непрерывно-последовательным способом)
до 820° при выбранном режиме генератора потребовал общего
времени 30 сек.
Для непрерывно-последовательного нагрева вначале нахо-
дят время нагрева одного участка, соответствующего высоте
индуктора, что определяется отношением общего времени к чис-
лу участков на длине образца. В нашем случае искомое время
равно = 2,5 сек. г'ср =|^= 328° в секунду. Если бы ско-
рость оставалась неизменной, то нагрев до 960° потребовал бы
увеличения времени на 4,8 сек. Фактически же для нагрева до
960° требуется увеличение времени на 17,5 сек. Средняя ско-
рость нагрева по времени (47,5 сек.) составляет 237° в секунду.
Оба нагрева были проведены до температур выше точки Кюри.
В интервале 820—960° не происходит существенных изменений
ни в распределении тока, ни в свойствах нагреваемого стального
образца. Однако скорость, определяемая по общему времени
нагрева, уменьшилась с 328 до 237° в секунду. Совершенно яс-
но, что в данном интервале температур скорость нагрева не мог-
ла измениться столь значительно. Так как приведенный расчет не
соответствует физической сущности происходящих явлений, его
следует признать неправильным.
Отсутствием пригодного способа расчета скорости нагрева
при в. ч. з. объясняется то обстоятельство, что до настоящего
времени нигде и никем не было поставлено определение тех или
иных свойств в зависимости от скорости нагрева до одинаковой
температуры. Влияние же температуры изучалось при разных
скоростях нагрева, что не позволяло выявить действия на те
или иные свойства стали каждого из этих факторов высоко-
частотного нагрева в отдельности.
Мы считаем, что скорость индукционного нагрева необходи-
мо учитывать для двух температурных областей — ниже и выше
точки Кюри.
Наибольший интерес с точки зрения необходимости объясне-
ния фазовых превращений и характера получающегося при
нагреве аустенита представляет скорость нагрева во второй
температурной области, т. е. в интервале от точки Кюри до тем-
пературы закалки.
Основные энергетические параметры
95
При определении скорости нагрева мы исходим из возмож-
ности допущения, что при последовательной закалке нагрев
совершается на участке образца, соответствующем высоте ин-
дуктора. Строго говоря, нагрев осуществляется на участке не-
сколько большем, но учесть данное обстоятельство весьма затруд-
нительно. Время нагрева участка, соответствующего высоте
индуктора, определяется отношением общего времени, затрачен-
ного для нагрева до точки Кюри (Во), или для нагрева в ин-
тервале между точкой Кюри и температурой закалки (Bt —В 0 )
к числу участков на той части длины образца (L), которая
находится в движении.
Определение скоростей нагрева по предложенному способу
осуществляется весьма просто опытным путем. Производя наг-
рев образца до точки Кюри (около 770°), по затраченному
времени определяем скорость нагрева в первой температурной
области обычным путем.
Произведя второй нагрев до какой-либо более высокой тем-
пературы и определив потребовавшееся для этого время, вы-
числяем скорость нагрева во второй области по разности тем-
ператур при двух нагревах и по увеличению времени.
Расчет можно упростить применением основанных на изло-
женных вышё соображениях двух формул: для определения ско-
рости нагрева до точки Кюри и выше нее.
Скорость нагрева до точки Кюри.
= °С/сек- <4б>
• п
где 9 — повышение температуры от комнатной до точки Кюри;
В9 — измеренное время нагрева до точки Кюри, сек.;
L — длина образца, находящаяся в движении при непре-
рывно-последовательной закалке, мм;
й. — высота индуктора, мм.
Скорость нагрева в температурном интервале выше
Кюри:
(<-<>)•£
У'>9 (Bt — Bo)-h
°С/сек.,
точки
(47>
где t —температура нагрева образца;
Bt — измеренное время нагрева до температуры t\ осталь-
ные величины те же, что в выражении (46).
Кроме допущения, что нагрев производится только на участ-
ке, соответствующем высоте индуктора, выражение (47) содер-
жит два других. Первое заключается в том, что не учитываются
изменения магнитных свойств стали между температурой нача-
ла превращений перлита в аустенит и точкой Кюри. Если под
•96
Фазовые превращения в стали от внутреннего тепла
нижней критической точкой Act понимать температуру, при ко-
торой образуется первое зерно аустенита|, то надо признать,
что в интервале между ЛС1 и точкой Кюри незначительное ко-
личество аустенита успевает образоваться. Но так как ко-
личество аустенита, успевающего образоваться при температуре
ниже точки Кюри, весьма незначительно, то уменьшением маг-
нитной проницаемости нагреваемого объема можно пренебречь.
Второе допущение состоит в том, что мы полагаем неизменяю-
шимися с нагревом при температурах выше точки Кюри не
только магнитную проницаемость, но и удельное электросопро-
тивление, что, строго говоря, неверно. Однако сделать такое
допущение можно, потому что возрастание р при температурах
выше точки Кюри значительно меньше, чем при температурах
ниже этой точки;
Следовательно, в нашем расчете определяются не истиннее
•скорости нагрева, имеющие место при каждой данной темпера-
туре, а средние скорости для каждого температурного интерва-
ла. Скорости, найденные таким способом, значительно ближе
к истинным, чем средняя скорость, определяемая по общему
времени нагрева.
В нашем примере расчет способом раздельных определений
показал, что нагревы до 82Q и до 960° при одинаковых режи-
мах генератора и в том же индукторе были проведены и с оди-
наковой скоростью 375° в секунду для температурной области
ниже точки Кюри и 100° в секунду для области выше точки
Кюри.
Экспериментальная проверка при работе на ламповом гене-
раторе завода им. К. Е. Ворошилова с использованием одина-
ковых индукторов показала, что в этих условиях для нагрева
от точки Кюри до 960°„ т. е. на 190°, требуется столько же вре-
мени, сколько для нагрева от комнатной температуры до точки
Кюри, т. е. на 750°. Выше точки Кюри нагрев замедляется при-
близительно в 3,5—4 раза. При учете только общей средней
скорости нагрева это различие скрывается.
Однако такое соотношение скоростей нагрева в двух указан-
ных температурных областях не является' общим законом для
всех случаев индукционного нагрева. Характер замедления на-
грева в температурной области выше точки Кюри может быть
различным в зависимости от изменения удельной мощности
в процессе нагрева поверхностного слоя. Он зависит от коли-
чественных соотношений при изменении физических свойств ме-
талла в процессе нагрева, от напряженности магнитного поля,
создаваемого током высокой частоты при данной конструкции
индуктора. В каждом отдельном случае температурный интер-
вал выше точки Кюри, для прохождения которого требуется
такое же время, что и для нагрева от комнатной температуры
Основные энергетические параметры
97
до точки Кюри, должен быть определен путем ряда пробных
нагревов и построения, кривой нагрева.
Следует отметить, что такой способ расчета применим не
только для стали с содержанием менее 0,5% С, для которой
точка Кюри показана На диаграмме состояния линией МО, но и
для стали с несколько большим содержанием углерода. Если
иметь в виду значительное смещение точки Ас3 при в. ч. з.
в область более высоких температур (см. раздел 3 настоящей
главы), то становится очевидным, что и для стали, содержащей
более 0,5% С, потеря магнитных свойств имеет место при тем-
пературе точки Кюри (на продолжении линии Л4О). Магнитные
свойства теряются полностью раньше полного перехода исход-
ных фаз в состояние аустенита, что имеет место лишь при тем-
пературе Ас3, которая в нашем случае выше точки Кюри. Для
заэвтектоидной стали, не имеющей в исходном состоянии струк-
турно свободного феррита, магнитные свойства теряются при
температуре перехода перлита в аустенит под влиянием индук
ционного нагрева. В случае закалки легированной стали также
можно правильно рассчитать скорость нагрева, если известно
положение точки Кюри для стали данного состава. Однако точ-
но определить положение точки Кюри не всегда возможно из-за
отсутствия соответствующей аппаратуры. Расчет скорости на-
грева в температурной области фазовых превращений возмо-
жен и в этом случае, если температура потери магнитных
свойств для данной стали приблизительно известна. Необходи-
мо провести два нагрева до температур, заведомо превышаю-
щих температуру точки Кюри. Скорость нагрева определяется
по разности времени, отнесенной к участку изделия, равному
высоте индуктора. Для этого случая уравнение (47) принимает
вид:
0г — н) •
vta ~t,=---------
(48)
где (i—температура первого нагрева;
fa — температура второго нагрева;
Bh —время нагрева до температуры 6;
Bta —время нагрева до температуры (г.
Дли инструментальной легированной стали приблизительное
положение температуры перехода в немагнитное состояние
можно установить при учете влияния на эту температуру каж-
дого из легирующих элементов, входящих в состав стали в оп-
ределенных количествах. Разумеется, такое упрощение не ис-
ключает необходимости точно определить положение температу-
ры перехода стали в немагнитное состояние.
Если положение точки Кюри известВР сравнительно точно1, то
скорость нагрева для температурной области немагнитного со-
стояния стали можно определить на основании данных только
7 Зак. И5
98
Фазовые превращения в стали от внутреннего тепла
одного нагрева, т. е. непосредственно по результатам нагрева
изделия под закалку. Для углеродистой стали, содержащей ме-
нее 0,9% С, для которой температура потери магнитных свойств
в большинстве случаев индукционного нагрева одна и та же,
скорость нагрева можно рассчитать, если известно время, кото-
рое потребовалось лишь для нагрева до какой-либо одной тем-
пературы. На основании этих данных можно определить время,
необходимое для нагрева до любой другой температуры с той
же скоростью. Приведем численный пример..
Допустим, что необходимо определить скорость нагрева для
цилиндрического изделия, изготовленного из углеродистой до-
эвтектоидной стали. Длина изделия, НО мм, диаметр 20 мм.
Нагрев, производится при помощи индуктора с внутренним диа-
метром 25 мм и высотой 10 мм. Установленный фактический
режим генератора при данном индукторе обеспечивает нагрев
взятого изделия до 920° за '17 сек. Выше было отмечено, что
для углеродистой стали в ряде случаев индукционный нагрев 1
от комнатной температуры до точки Кюри требует столько же
времени, сколько необходимо для нагрева от температуры точки
Кюри до 960°, т. е. на 190° (температуру потери магнитных
свойств этой стали считаем равной 770°).
Для осуществления расчета разбиваем температурный интер-
вал от 770 до 960° на 19 частей. На такое же число частей раз-
биваем интервал от комнатной температуры до точки Кюри.
Для повышения температуры на каждые 10° в интервале от 770
до 960° требуется столько же времени, сколько необходимо для
повышения температуры на каждые 40° (приблизительно) в ин-
тервале ниже 770°. Таким образом, для нагрева от комнатной
температуры до 960° требуется 88 равных частей времени, для
нагрева же до температуры 920° требуются 84 такие же части.
Определив непосредственным отсчетом по секундомеру время,
необходимое для осуществления нагрева до 92(Г (в нашем слу-
чае оно равно 17 сек.), можно вычислить время, необходимое
для повышения температуры нагрева на 40° до точки Кюри или
17
на 10° выше нее. В данном примере время составляет
= 0,5 сек. Следовательно, из общего времени 17 сек. для на-
грева до 770° было затрачено 19-0,5 = 9,5 сек., для нагрева
от 770 до 920°—15 0,5 = 7,5 сек. Выделив из обшего времени
гу часть, которая потребовалась для повышения температуры
на 150° выше точки Кюри, легко определить время, необходи-
мое для повышения температуры для любого другого темпера-
турного интервала выше 770°. Например, для повышения тем-
1 Расчет проведен для случая нагрева от лампового генератора, которым
мы располагали.
Основные энергетические параметры
99
пературы от 770 до, 960° необходимо 9,5 сек., для повышений от
770 до 1000°—11,5 сек. Общее время для нагрева от комнатной
температуры до 960° составляет, таким образом, 19 сек., до
1000° — 21 сек. Можно определить также общее время нагрева
до любой промежуточной температуры.
Имея эти данные, нетрудно определить скорость нагрева для
температурной области немагнитного состояния, которую мы
вправе считать областью фазовых превращений. Подставляя
еоответствующие значения в уравнение (47), получаем:
^960—770
(960 — 770) • 100
9,5- 10
= 200°С/сек.
Если необходимо определить общее время нагрева изделия
до заданной температуры при заданной скорости, задача реша-
ется также весьма просто. Для большей наглядности возьмем
другой произвольно выбранный пример. Допустим, что для по-
лучения необходимых свойств изделия из углеродистой стали
экспериментальным путем были установлены параметры высо-
кочастотной закалки: (=880—940°; у=300°С/сек. Изделие
имеет длину 130 мм. Индуктор взят высотой 10 мм.
При подсчете общего времени нагрева необходимо учитывать
следующие два обстоятельства:
1) Для ускорения расчета общее время предпочтительно оп-
ределять вначале для нагрева до температуры 1 960°. В данном
случае время, необходимое для нагрева от комнатной темпера-
туры до 770° и от 770 до 960° распределяется равными частями;
обозначив каждую часть через х и вычислив ее, легко опреде-
лить время нагрева от 770° до любой другой заданной темпера-
туры и общее время нагрева до этой температуры.
2) При последовательной закалке в движении находится не
вся длина изделия. Движение начинается с положения, когда
нижняя кромка изделия совпадает с нижней кромкой индуктора,
заканчивается же нагрев, когда верхняя кромка изделия совпа-
дает с верхней кромкой индуктора. Следовательно, в движении
при закалке находится лишь часть длины изделия, равная
-^зц — Л (обозначения те же, что для уравнения 47).
В нашем примере время нагрева от 770 до 960° определяет-
ся следующим образом:
300 = J«L!2o
х • 10
отсюда
х = 7,6 сек.
1 Это указание справедливо для работы в условиях, охарактеризованных
выше.
7*
100 Фазовые превращения в стали от внутреннего тепла
Время нагрева от 770 до 880° составляет — х, а от 770
17
до 940° — — х, т. е. равно соответственно 4,4 и 6,8 сек. Об-
щее время нагрева от комнатной температуры до 880 и 940°
равно 12 и 14,4 сек.
Используя уравнение (47) в ином виде, можно значительно
сократить ход вычисления. Для решения задач такого типа
уравнение (47) можно написать в виде
у = (Л + 1) , (49)
v • ft
где у — общее время нагрела до заданной температуры;
к —1 отношение разности температур между заданной и
точкой Кюри к температурному интервалу, для про-
хождения которого требуется то же время, что для
нагрева до точки Кюри;
/п — верхнее значение температурного интервала, для про-
хождения которого требуется то же время, что и для
нагрева до точки Кюри;
О —температура потери магнитных свойств.
В нашем случае tB=960°, 0 =770°; к—для температуры
11 17
880° равно — , для температуры 940°--------.
Подставляя в уравнение (49) все известные величины, полу-
чаем общее время нагрева:
v _ (1L 4- I5! (960-770) • 120 _ 12 .
У88о-^19 + 1J зоо-ю — 12 сек.,
/17 . (960 — 770) . 120 1л ,
у940 = (--F I ~---------------= 14,4 сек.
7940 \ 19 / 300. 10
Уравнение (49) представлено в общем виде. Его можно
использовать не только для случая нагрева углеродистой стали,
имеющей точку Кюри при 77(Р, но и для случая нагрева ста-
лей других марок, теряющих магнитные свойства при другой
температуре. Верхнее значение температурного интервала, для
прохождения которого требуется то же время, что для нагрева
от комнатной до точки Кюри, также не во всех случаях соот-
ветствует 960°. Для точных расчетов необходимо эксперимен-
тально определить как значение 0 для стали каждой марки,
так и /в применительно к имеющемуся генератору L
Следует иметь в виду, что описанным способом определяет-
ся средняя скорость нагрева в температурной области немагнит-
1 В том случае, когда /в—8 составляют не 190°, а, например, 160 или
240°, этот интервал следует разделить не на 19, а на 16 или 24 равные
части по времени, соответствующему нагреву на 10°.
Основные энергетические параметры
101
ного состояния стали. Истинные скорости нагрева для каждой
данной температуры несколько отличаются от тех, которые
можно определять предлагаемым способом. Поэтому возможны
некоторые отклонения действительного времени, потребного для
нагрева до той или иной температуры, от расчетного.
Надо также отметить, что при нагреве до весьма высокой
температуры (значительно превышающей температуру закалки),
время, найденное расчетом, не точно соответствует этой темпе-
ратуре, хотя режим генератора и нагревательное устройство
остаются те же, что при нагреве до температуры закалки; рас-
четное (время обеспечивает несколько более высокий нагрев.
Погрешность начинает сказываться при температуре тем) более
высокой, чем выше скорость нагрева. Для большой скорости
нагрева (600 — 800° в секунду) отклонения становятся замет-
ными лишь от температуры 1100°, тогда как для меньшей ско-
рости (50—100° в секунду) их можно отметить при нагревах
выше 1000°.
Замедление нагрева в температурной области фазовых прев-
ращений вызывается не только изменением физических свойств
стали и характером магнитного поля индуктора, но и поглоще-
нием тепла самим а -> у-превращением. По окончании пре-
вращений последний фактор устраняется, вследствие чего на-
грев совершается несколько быстрее. Следовательно, способ
определения скорости нагрева, описанный выше, более удовлетво-
рительно отвечает требованиям точности в пределах от точки
Кюри до верхней критической точки, для в. ч. з. — практически
от точки Кюр® до оптимальной для данной скорости нагрева
температуры закалки. Чем больше скорость нагрева, тем выше
температура закалки стали и верхняя граница применимости
способа расчета скорости нагрева. Поэтому мы считаем необхо-
димым подчеркнуть, что предложенный способ является спосо-
бом расчета скорости нагрева в температурной области, в ко-
торой действительно совершаются фазовые превращения.
Однако для практических целей высокочастотной закалюи,
как показал опыт работы лаборатории Московского института
стали, предложенный способ обеспечивает достаточно удовлет-
ворительную точность в определении скорости и времени индук-
ционного нагрева.
Раздельный количественный учет скоростей нагрева делает
более ясной возможность изучения превращений при высо-
кочастотном нагреве, так как скорость нагрева в области тем-
ператур, при которых совершаются превращения, может ока-
заться не чрезмерно большой. В ряде случаев она близка к ско-
рости, которая может быть достигнута при нагреве в ванне,
и дает основание для сопоставлений в большей мере, чем может
казаться, если иметь в виду только общую среднюю скорость.
102
Фазовые превращения в стали от внутреннего тепла
Простота и ясность способа учета скоростей нагрева делает, как
нам кажется, изучение метода более доступным широкому кругу
металловедов.
В металловедческих исследованиях и при освоении в. ч. з. в
производственных условиях наиболее правильно, с нашей точки
зрения, использование в качестве объективных параметров, ха-
рактеризующих индукционный нагрев и результаты закалки,
температуры и скорости нагрева в области фазовых превраще-
ний. Удобство указанных энергетических характеристик состо-
ит еще в том, что получаемые зависимости можно воспроизвести
и проверить при работе в любом другом месте (в цехе, в ла-
боратории). Таким образом, создается общий язык междус ис-
следователями и всеми цеховыми работниками, занятыми высо-
кочастотной термической обработкой.
Приняв во всех наших исследованиях в качестве основных
энергетических параметров температуру и скорость нагрева то-
ками высокой частоты, мы имели возможность определить вли-
яние поглощенной энергии, не производя ее количественного
расчета, так как температура и скорость нагрева являются по-
казателями, представляющими результат воздействия поглощен-
ной энергии.
2. ВОЗДЕЙСТВИЕ ЭЛЕКТРИЧЕСКОГО ТОКА
НА ГЕТЕРОГЕННУЮ СТРУКТУРУ СПЛАВА
Вопрос о специфическом воздействии электрического тока
на гетерогенную структуру сплава впервые выдвинул Н. В. Ге-
велинг [5,33]. В последние годы выполнен ряд работ, отрица-
ющих наличие так называемого «эффекта Гевелинга» или ос-
лабляющих утверждения Н. В. Гевелинга о значительной роли
этого эффекта в, развитии процессов превращения в гетероген-
ной системе. Н. В. Гевелинг утверждал, что характер теплового
воздействия электрического тока на гетерогенную смесь отли-
чается от характера воздействия нагрева, производимого пу-
тем теплопроводности от внешнего источника. Во втором случае
каждая составляющая гетерогенной смеси получает на единицу
своего объема практически одинаковое количество тепла в еди-
ницу времени. Нагрев различных фаз совершается с одинаковой
скоростью. В каждый отдельный момент разные фазы имеют
одинаковую температуру. Возникновение первых зародышей
аустенита на границе раздела фаз объясняется не энергетиче-
ским превосходством указанных точек, а главным образом усло-
виями концентрации. В таких точках имеется эвтектоидная кон-
центрация углерода, что обусловливает возможность возникно-
вения и устойчивость зерна аустенита при наиболее нивкой
температуре (близкой к Aci). При дальнейшем нагреве идет
Воздействие электрического тока на структуру сплава 103
процесс растворения цементита в аустените и переход феррита
в аустенит, но и тут температура одной фазы не отличается от
температуры другой фазы.
При нагреве электрическим током путем трансформации его
энергии в тепловую внутри тела изделия, нагрев имеет качест-
венно иной характер. Если электрический ток проходит через
проводник, структурно
состоящий из одной фа-
зы, то распределение ли-
ний тока в нем вполне
однородно. В сечении I—I
(рис. 50, а) плотность то-
ка определяется как от-
ношение силы' тока ко
всему сечению. Если же
проводник представляет
собой гетерогенную си-
стему, состоящую из двух
фаз, обладающих различ-
ной электропроводностью,
то линии тока будут рас-
пределяться соответствен-
но этим различиям. В се-
‘чении II—II линии тока
встречают карбидные
включения, обладающие
Рис. 50. Увеличение плотности тока
на границах раздела фаз (у карбид-
ных частиц) (Н. В. Гевелинп
весьма большим сопро-
тивлением. Стремясь обойти карбидные частицы, ток отклоняет-
ся в промежутки между ними, преодолевая при этом магнитное
воздействие центрального потока. Распределение плотности тока
в сечении II—II можно схематически представить, как показано
на рис. 50, б.
Основанием для таких утверждений послужили опыты по
нагреву пластин с вырезами. Короткий нагрев (толчок тока)
вызвал появление на пластинках разных цветов побежалости по
мере удаления от выреза. Распространяя наблюдающееся в этом
опыте явление на случаи нагрева гетерогенной смеси, состоя-
щей из феррита и карбидов, Н. В. Гевелинг делает вывод о не-
избежном сосредоточении тепла на поверхности раздела фаз,
т. е. там, где происходит процесс разрушения пространственной
решетки карбида или интерметаллического включения.
Таким образом, в случае .электронагрева появление первых
зародышей аустенита обеспечивается не только концентрацион-
но благоприятными условиями, имеющимися на границе фер-
рита и цементита, но и энергетическим превосходством располо-
женных здесь точек перед другими.
104 Фазовые превращения в стали от внутреннего тепла
Так как скорость растворения карбида зависит прежде всего
от тёмпераТуры!, то процесс образования твердого раствора
должен под воздействием электрического тока ускориться. Сле-
довательно, процесс диффузии, зависящий от разности концен-
трации и также от температуры, должен под воздействием
электрического тока ускориться.
Исследуя влияние электрического тока на процесс цемента-
ции твердым карбюризатором, акад. Н. Т. Гудцов (34] обнару-
жил значительное ускорение процесса насыщения поверхности
стального образца уплеродом. Прохождение ток!а «активирует
твердый карбюризатор вследствие образующихся при этом
макродуг» и повышает парциальное давление СО. Более интен-
сивное насыщение углеродом не сопровождается, однако, обра-
зованием цементитной сетки, так как «избыточный цементит
вследствие значительного омического сопротивления при про-
хождении электрического тока вызывает значительный местный
нагрев и благодаря этому энергично диссоциирует». Глубина
Рис. 51. Зависимость глубины
цементированного слоя от
температуры:
проникновения углерода при це-
ментации стали 0,18% С при
940° в течение 3 час. под дейст-
вием электрического тока силою
в 10 а увеличивается с 0,45 (при
тех же условиях, но без тока}
до 1,10 мм.
Выясняя влияние тока высо-
кой частоты на процесс цемента-
ции стали с 0,20% С, А. И. Гар-
дин (11] получил глубину цемен-
тации в 3—4 раза бдлыпую
(в течение 10 мин.), чем при
нагреве в печи (за большее вре-
мя), что показано на рис. 51.
В работе А. И. Гардина бы-
ло также предпринято определе-
ние влияние нагрева токами вы-
сокой частоты на процесс рас-
1 — цементация в печи, 2 — це-
меэтация под током высокой частоты
(А. И. Гардин)
творения карбидов у стали с
1,08% С. Полученные результаты чрезвычайно наглядны. На-
грев токами высокой частоты до 800° в течение 4 сек. приводит
к почти полному растворению карбидов, в то время как при
нагреве до 800° в течение 4 мин. в свинцовой ванне большое
количество карбидов остается нерастворенным.
На рис. 52, 53, 54 показаны структуры исходного состоя-
ния исследованной стали после закалки при нагреве в свин-
цовой ванне и после высокочастотной закалки.
Воздействие электрического тока на структуру сплава
105
Г. Осборн в одной из своих работ [35] указывает, что при на-
греве токами высокой частоты полное растворение карбидов в
однородность твердого раствора достигается за время нагрева
Рис. 52. Распределение карбидов
в стали У12 в отожженном состоянии
(А. И. Гардин)
Рис. 53. Распределение карбидов»
в стали У12 после нагрева в свинцо-
вой ванне до 800° (А. И. Гардин)
всего в 0,6 сек. Если иметь в виду, что только в течение 0,2—
0,3 сек. температура превышает нижнюю критическую точку, то
можно считать, что растворение карбидов «в грубой перлитной
структуре завершается за 0,2 сек.».
Такие же данные получе-
ны К. А. Малышевым и В. А.
Павловым [36]„ исследовавши-
ми процесс перлитного пре-
вращения при пропускании
через образец электрического
тока промышленной частоты.
Они нашли, что при скорости
нагрева электрическим током
в 200° в секунду процесс пре-
вращения длится 0,36 сек., при
скорости в 400° в секунду он
сокращается до 0,14 сек.
Таким образом, обший вы
вод Н. В. Гевелинга об уско-
рении рас/творения карбидов
Ill
Рис. 54. Распределение карбидов
в стали У12 после нагрева до 800°
токами высокой частоты
при нагреве электрическим то-
ком подтвердился результатами работ и других исследователей.
В более же поздних работах вопрос о специфическом воздей-
ствии электрического тока на гетерогенную структуру оспари-
вается.
В работе В. Д. Садовского. Н. М. Родигина и Н. А. Бороди-
ной [37] производился быстрый нагрев током образцов техниче-
106
Фазовые превращения в стали от внутреннего тепла
ского железа, предварительно подвергнутого специальному от-
жигу для коагуляции включений цементита. Авторы исходили из
предположения, что при наличии уплотнения линий тока «цемен-
титные включения повлекут образование аустенита в первую оче-
редь «по 'бокам». В действительности же оказалось, что «никакой
асимметрии в растворении цементита» при электронагреве не
наблюдается. При нагреве пропусканием тока через образцы за-
эвтектоидной инструментальной стали, имевшей структуру зер-
нистого перлита, «растворение карбидов происходит независимо
от расположении карбидных частиц относительно направления
тока», т. е. наблюдается та же картина, что и при электронагре-
ве технического железа с коагулированными частицами цементи-
та. На основании своих наблюдений авторы пришли к выводу,
что «не может быть и речи о каком-либо влиянии Гевелинг-
эффекта на взаимодействие карбидов и феррита или на растворе-
ние карбидов в аустените».
По нашему мнению, крайняя категоричность отрицания воз-
можного уплотнения линий тока на. границе раздела фаз и ут-
верждение о полном отсутствии влияния этого фактора на фа-
зовые превращения является преждевременной. То обстоятель-
ство, что авторы не наблюдали более интенсивного растворе-
ния цементитных частиц «по бокам» и, таким образом, не оп-
равдалось предположение, из которого они исходили при по-
становке эксперимента, — не дает достаточных оснований для
безоговорочного отрицания ускоряющего влияния уплотнения
линий тока на образование твердого раствора. Такое уплотне-
ние на границе карбидной частицы может иметь место не
только в местах поверхности, перпендикулярных направлению
тока, но и в других местах границы раздела фаз, в результате
чего можно предполагать интенсивное растворение как «по
бокам», так и в соседних участках. Трудно также предполо-
жить, что авторы после электрозакалки произвели съемку тех
же карбидных частиц, какие были сняты до электрозакалки1.
Имея в виду отсутствие правильной округлой формы карбидов
как в первом, так и во втором случаях, едва ли можно сделать
столь решительное заключение также о равномерном раство-
рении карбидов независимо от их расположения относительно
направления тока.
С нашей точки зрения, для окончательного решения этого воп-
роса требуется постановка дополнительных, более тщательных
экспериментов.
Опыты Н. В. Гевелинга по нагреву пластин с крупными выре-
зами не следует, конечно, механически переносить на случай наг-
рева микрообъемов, так как в этом случае выравнивающее дей-
1 В упомянутой работе авторы не указали на наличие такого характера
съемки в их опытах.
Воздействие электрического тока на структуру сплава
107
ствие теплопроводности скажется в значительно большей мере,
чем при нагреве пластин. Уплотнение линий тока на границе раз-
дела фаз имеет, повидимому, значение не столько в отношении
возможности получения однородного твердого раствора, на что
указывал Н. В. Гевелинг1, сколько в отношении возможности
ускорения образования зародышей аустенита. Это, повидимому,
связано с тем обстоятельством, что зародыш, возникший при
электронагреве, почти обязательно является устойчивым, так как
дальнейшее его существование обеспечивается еще более благо-
приятными энергетическими условиями. Температура в точке
возникновения зародыша- не может оставаться на одном уровне,
она непрерывно повышается вследствие непрекращающейся по-
дачи электрической энергии. При обычном же нагреве зародыш,
возникший при не вполне благоприятных концентрационных ус-
ловиях, может оказаться неустойчивым и погибает из-за недо-
статочной подачи тепла в точку зарождения.
В развитии процесса образования аустенита диффузионные
явления и связанный с ними рост зерен при электронагреве игра-
ют, повидимому, значительно меньшую роль, чем интенсивно
нарастающий процесс зарождения новых зерен. В этом, надо по-
лагать, состоит одно из коренных отличий кинетики фазовых
превращений при электронагреве от превращений при медлен-
ном нагреве теплом от внешнего источника. Если в последнем
случае вследствие медленного возрастания температуры из-за
недостатка энергии развитие новой фазы определяется диффу-
зионными процессами, обеспечивающими количественный рост
новой фазы, то при электронагреве более важная роль принад-
лежит процессу зарождения новых зерен, огромная скорость
которого обеспечивается чрезвычайно интенсивной подачей
энергии в нагреваемый объем. Значительно бдльшая скорость
растворения карбидов при электронагреве объясняется более
интенсивным возрастанием поверхности соприкосновения кар-
бидов с аустенитом, а также тем, что максимальная интенсив-
ность диффузионных процессов достигается при более высоких
температурах, когда кроме аустенита и карбидов другие фазы
(например, феррит) не могут существовать.
С такой точки зрения предложенный Н. М. Родигиным [38]
расчет скорости процесса превращения перлита в аустенит
(в эвтектоидной стали) при электронагреве представляется крайне
недостаточным и односторонним. Автор основывает свои расче-
ты на представлении, что скорость процесса зависит «главным
образом... от распространения углерода в твердом растворе пу-
тем диффузии». Данное положение, безусловно правильное для
случая обычного, внешнего, сравнительно медленного нагрева,
1 Как увидим ниже, высказанное им положение не подтверждается
экспериментальными данными.
108
Фазовые превращения в стали от внутреннего тепла
нельзя механически перенести на случай электронагрева, когда
диффузионные расчеты в том виде, как они даны Н. М. Родиги-
ным, характеризуют лишь процесс развития первых зародышей,
но не весь процесс образования аустенита в нагреваемом объеме.
Та часть процесса, которая учитывается диффузионным расчетом
автора, не имеет решающего значения в ходе образования новой
фазы.
Отсутствие учета того, что роль процесса зарождения новых
зерен важнее роли процесса роста первоначально возникших
зерен, весьма отдаляет эти расчеты от* действительного положе-
ния, имеющего место при высокочастотном нагреве.
Большая экспериментальная практика в. ч. з. многократно
показывала возможность получения скрытокристаллического мар-
тенсита в стали таких составов, на которых при обычной закал-
ке трудно получить даже мелкоигольчатый мартенсит, чаще по-
лучают средне- или крупноигольчатый.
При в. ч. з. такая возможность создается именно тем, что
при нагреве током высокой частоты преобладает процесс заро-
ждения новых зерен; процесс же роста зерен сколько-нибудь
большого развития может и не получить (подробнее см. раздел
4 настоящей главы). Такая точка зрения подтверждается также
другим экспериментальным
фактом. На рис. 55 представ-
лена структура закаленной
стали с 0,45% С при narpeiBe
током высокой частоты до
960—980° со скоростью 900°
в секунду в области фазовых
превращений. При указанной
температуре феррит не мог
существовать, он перешел в -
состояние. Однако в результа-
те была получена структура
неполной закалки. В местах ра-
Рис. 55. Структура стали с 0,45%
после высокочастотной закалки
температуры 960—980° при
iC
от
. [ весьма
высокой скорости нагрева (900° в се-
кунду)
сположения свободного фер-
рита поступление углерода
вследствие диффузии не было
достаточным даже при нали-
чии в этих участках Y-состоя-
ния (при 960°). Следователь-
но, рост аустенитной фазы при нагреве в данном случае опреде-
лялся не диффузионным процессом, а возникновением центров
фазы при наименьшей концентрации углерода, что обеспечено
было огромным количеством энергии, поданным на единицу
объема в единицу времени.
Схема превращений при высокочастотном нагреве
109
3. СХЕМА ПРЕВРАЩЕНИИ ПРИ ВЫСОКОЧАСТОТНОМ
НАГРЕВЕ
Решение вопроса о том, при каких температурных условиях
и как протекают превращения при нагреве токами высокой час-
тоты, чем отличается аустенит, получаемый при таком нагреве,
чрезвычайно затруднено необходимостью создания сложной пре-
цизионной аппаратуры, фиксирующей отдельные стадии про-
цесса.
В настоящее время о характере превращений, которые совер-
щаются при нагреве токами высокой частоты с огромной ско-
ростью, можно судить лишь по свойствам изделий в закаленном
состоянии и по характеру их структур. На основе этих данных
можно составить лишь качественную логическую схему и при
помощи нее ответить на некоторые частные вопросы, весьма важ-
ные для понимания метода.
Такую схему, позволяющую ответить на вопрос, чем объяс-
нить необходимость более высокого нагрева и возможность
получения скрытокристаллического мартенсита, обладающего
большей твердостью почти во всем закаленном слое, автор пред-
ложил и опубликовал в 1943 г. *.
Прежние попытки решения данного вопроса выясняли лишь
одну из его сторон. Среди них можно отметить высказывания
о преимущественном влияний' скорости нагрева токами высокой
частоты. В известной мере подобное объяснение может и долж-
но быть принято. Но оно не исчерпывает вопроса в. целом. Нель-
зя, например, опираясь на него, объяснить тот факт, что в боль-
шей части закаливаемого слоя структура и твердость остаются
неизменными. Общеизвестно, что при нагреве кислородно-ацети-
леновым пламенем можно получить скорость нагрева не мень-
шую, чем при индукционном нагреве. Однако при этом Не обес-
печивается получение структуры скрытокристаллического мар-
тенсита во всем закаленном слое. На поверхности образуется
игольчатый мартенсит, иногда крупноигольчатый. Считают так-
же, что наиболее характерной особенностью превращений при
электронагреве является специфическое воздействие тока на
феррито-цементитную смесь, уплотнение линий тока на поверх-
ности раздела фаз, чем объясняют получение однородного твер-
дого раствора при нагреве [5, 11, 33]. В подобных утверждениях
имеется существенная неточность. На рис. 56 представлена мик-
рофотография мартенсита в образце, подвергнутом электроза-
калкс, приведенная в работе Мартена и Уайли {13]. Гетероген-
1 Позднее схема была опубликована в работе [39], содержащей
дополнительные экспериментальные доказательства, полученные при рент-
генографическом исследовании.
но
Фазовые превращения в стали от внутреннего тепла
ность мартенсита выявлена довольно отчетливо (увеличение
в 9000 раз).
Уплотнение линий тока на поверхности раздела фаз должно,
повидимому, иметь место, но полной гомогенности аустенита оно
Рис. 56. Микроструктура мартенсита после вы-
сокочастотной закалки стали с 0,8% С (Мартен
и Уайли). X 9000
не обеспечивает. Преимущество электронагрева состоит в том.
что уплотнение линий тока на границе раздела фаз обеспечи-
вает более раннее возникновение зародышей аустенита и ббль-
шую их устойчивость. В этих местах превращения начинаются
раньше того момента, когда весь подготовляемый к закалке объ-
ем изделия достигает температуры, необходимой для прохожде-
ния превращений в промежутках между карбидами. Но прежде
чем возникшие зародыши успевают вырасти до больших разме-
ров, температура в промежутках достигает значения, при кото-
ром могут возникнуть и быть устойчивыми зародыши с меньшей
Схема превращений при высокочастотном нагреве
11)
концентрацией углерода. С момента возникновения первых за-
родышей на границе раздела фаз нагрев промежутков между
карбидами ускоряется потому, что кроме тепла трансформирую-
щейся электроэнергии они получают дополнительное количество
тепла в связи с возникшей разностью температур между.грани-,
цей раздела и промежутком. Этим, повидимому, объясняется
бурное развитие процесса зарождения зерен аустенита, что обес-
печивает завершение а-» ч-превращений за весьма короткий
промежуток времени. Бдлыпая скорость растворения углерода
обеспечивается более высокой температурой на границе кар-
бидных частиц и наличием во* всем остальном объеме у-состоя-
ния.
Таким образом, чрезвычайно важную роль играет собствен-
но способ подведения тепла и его количество, выделяемое в еди-
нице объема за единицу времени. Возможность выделения тепла
во всем объеме, подготовляемом к закалке, создает условия для
быстрого и одновременного протекания превращений, что, в
свою очередь, обусловливает смещение превращений, иду-
щих с максимальной скоростью, в область более высоких тем-
ператур. Соответствующая моменту окончания превращений
верхняя критическая точка Асз также, следовательно, сместит-
ся к более высоким температурам.
Представление о смещении превращений, идущих с макси-
мальной скоростью, и верхней критической точки в область более
высоких температур под действием указанных выше факторов,
лежит в основе предложенной нами схемы.
В ходе превращений, совершающихся при всяком способе наг-
рева, можно отметить три периода: 1) период инертности —
период накопления превращений, 2) период, соответствующий
максимальной скорости превращений, 3) период, соответствую-
щий замедлению превращений.
И. Л. Миркин и М. Е. Блантер '[22] объясняют замедленное
превращение в начале процесса незначительностью площади со-
прикосновения поверхности твердого раствора и перлита. Уско-
рение процесса во второй стадии объясняется увеличением по-
верхности соприкосновения вследствие роста агрегатов твердого
раствора. Уменьшение скорости превращения в конце процесса
объясняется столкновением агрегатов твердого раствора, их сра
саанием, вследствие чего поверхность соприкосновения между ос-
тавшимся перлитом и растущей аустенитовой фазой уменьшается.
Ход процесса превращений в координатах температура наг-
рева— скорость превращений (v% в секунду) можно предста-
вить кривой 1 (рис. 57).
Температура, при которой превращения совершаются с мак-
симальной скоростью, не является верхней критической точкой-
В отличие от Ас3 обозначим ее Аса.
112
Фазовые превращения в стали от внутреннего тепла
• Пр-и обычном нагреве в зоне высоких температур повышение
температуры идет замедленно. Период инертности полностью
обеспечен временем пребывания изделия при температурах ниже
Аса. Затем довольно значительное время изделие имеет темпе-
оатуру Аса или весьма близкую к ней. Имеется вполне достаточ-
но времени, чтобы лревраще-
Рис. 57. Схема превращений, со-
вершающихся при нагреве током
высокой частоты:
ния, совершающиеся с макси-
мальной для обычного нагре-
ва скоростью, успели пройти
в наибольшей части объема.
Для гарантии полного завер-
шения превращений дальней-
шее повышение температуры
не должно быть столь значи-
тельным.
При высокочастотном на-
греве условия совершенно
иные — весь процесс проте-
кает в течение несйольких
секунд, а часто и долей се-
кунды. Период инертности не
может пройти при той темпе-
ратуре, при которой он прохо-
1 — при обычной закалке, 2 — при
высокочастотной закалке
дит в условиях обычного на-
грева. Единственная возмож-
ность ускорить период инертно-
сти и обеспечить его завершение заключается в нагреве до более
высокой температуры. Лишь после завершения периода инертно-
сти могут начаться превращения, соответствующие второму
периоду. Они идут при температуре еще более высокой. Ско-
рость превращений значительно выше, чем при обычном нагреве.
Замедление превращений, соответствующих трегьему периоду
по сравнению с превращениями второго периода в условиях не-
прерывно возрастающей температуры также имеет место, но осу-
ществляется за более короткий промежуток времени.
Таким образом, как превращения, идущие с максимальной
скоростью, так и полное завершение превращений смещаются
при высокочастотном нагреве в область более высоких темпе-
ратур. На рис. 57 этот процесс представлен кривой 2.
Повышением температуры Аса и верхней критической точки
Ас3 можно объяснить необходимость более высокого нагрева
при высокочастотной закалке.
Пользуясь этим построением, можно объяснить и другой
факт, наблюдаемый при в. ч. з., — образование мелкого скры-
токристаллического мартенсита.
Схема превращений при высокочастотном нагреве
113
Если считать, что перегрев, вообще говоря, заключается
в том, что высокая температура при большой выдержке создает
условия чрезмерного роста зерен аустенита и это обусловливает
образование крупнойгольчатого мартенсита, то при в. ч. з. круп-
ноигольчатый мартенсит может и не получиться. Число за-
рождающихся устойчивых зерен аустенита в данном случае зна-
чительно больше, чем при обычном нагреве, но рост их подав-
ляется кратковременностью пребывания при высокой темпера-
туре и обилием столкновений при стремлении к росту. Величи-
на зерен аустенита, образующихся в таких условиях, очень
мала. Следовательно, условий для развития крупных игл нет.
Заметная игольчатость появляется лишь в случае большого пере-
нагрева или весьма медленного нагрева токами высокой-
частоты.
Тот факт, что при в. ч. з. структурой скрытокристаллическо-
го мартенсита обладает почти весь закаленный слой, объяс-
няется возможностью одновременного выделения тепла во всем
его объеме.
Как указывалось выше, это создает одинаковые температур-
ные условия превращений на сравнительно большой глубине
(кривая 3 рис. 22). Такие условия не могут быть созданы при
быстром нагреве теплом от внешнего источника.
Приняв, что при в. ч. з. верхняя критическая точка находит-
ся в области более высоких температур, и учитывая неизмен-
ность положения точки Кюри, мы приходим к заключению, что
для выравнивания температуры слоев, нагретых выше точки
Кюри, имеются благоприятные условия. Так как температурный
интервал между точкой Кюри и Ас3 увеличивается, то глубже
лежащие слои имеют возможность максимального температур-
ного, сближения с поверхностным слоем к тому моменту, когда
последний достигает температуры Ас3.
Так, мы полагаем, можно объяснить необходимость нагрева
до более высоких температур и образование скрытокристалли-
ческого мартенсита на большей части глубины слоя при высо-
кочастотной закалке. Доказательством правильности наших рас-
суждений может служить неизменность структуры скрытокри-
сталлического мартенсита и твердости на глубине, составляю-
щей 60—80% глубины всего слоя, подвергаемого воздействию
тока высокой частоты, что было установлено и в наших рабо-
тах и в ряде других исследований.
Неизменность структуры в большей части закаленного слоя
является наиболее важным преимуществом в. ч. з. В конечном
счете именно она обусловливает более высокое качество по-
верхностного упрочнения при в. ч. з., чем при закалке другими
методами.
8 Зак 115
114
Фазовые превращения в стали от внутреннего тепла
4. ЗАВИСИМОСТЬ КОНЦЕНТРАЦИЙ УГЛЕРОДА
В ТВЕРДОМ РАСТВОРЕ ОТ ТЕМПЕРАТУРЫ
ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ЗАКАЛКИ '
Правильность предложенной нами схемы превращений, со-
вершающихся при нагреве токами высокой частоты, в основу
которой положено представление о смещении превращений,
идущих с максимальной скоростью, и верхней критической точ-
ки в область более высоких температур подтверждается данны-
ми рентгенографических исследований, проведенных в лаборато-
рии в. ч. з. Московского института стали [39].
Количество углерода, находящегося в твердом растворе, мо-
жет служить показателем степени завершенности превращений
исходных фаз в аустенит.
Целью исследования являлось нахождение температуры
(при постоянной скорости нагрева), при которой заканчивается
переход углерода в твердый
раствор, т. е. завершаются
фазовые превращения под
действием нагрева.
Для решения вопроса
о полноте растворения кар-
бидов при нагреве ста-
ли токами высокой часто-
ты был использован рент-
генографический метод, поз-
воляющий определить со-
держание углерода в мар-
тенсите после закалки по
степени тетрагональности
кристаллической решетки
мартенсита.
Рентгенографическим ме-
тодом была исследована
сталь химического состава:
0,75% С; 0,32% Мп; 0,46%
Si; 0,021% Р; 0,019%(S. До-
Рис. 58. Зависимость содержания угле-
рода в твердом растворе от темпера-
туры закалки стали с 0,75% С при
скорости нагрева 100—120° в сек.
полнительно были поставлены выборочные эксперименты на уг-
леродистой стали с 1,08% С.
Образцы были закалены при нагреве токами высокой часто-
ты со скоростью приблизительно одинаковой (100—120° в се-
кунду в температурной области выше точки Кюри). Температу-
ра нагрева изменялась в пределах от 720 до 1000° через каж-
дые 40°.
Результаты определения содержания углерода в твердом
растворе представлены на рис. 58.
Критические точки при нагреве токами высокой частоты
115
Рентгенографическое исследование показало, что по мере
возрастания температуры высокочастотного нагрева непрерывно
происходит переход углерода в твердый раствор вплоть до
полного растворения карбидов. При скорости нагрева 100—
120° в секунду полное растворение наступает при 920°, т. е.
на 140° выше, чем при обычном нагреве. Эти данные вполне
согласуются с результатами металлографического исследования
и измерениями твердости на образцах, подвергавшихся закалке
при разных температурах высокочастотного нагрева.
Рентгенографическим методом была определена также зави-
симость содержания углерода в мартенсите от температуры наг-
рева при в. ч. з. стали с 1,08% С. Нагрев проводился со ско-
ростью 75° в секунду. Карбиды полностью растворялись при
900—920°.
Не имея возможности точно указать положение точки Лс3
в случае нагрева токами высокой частоты, мы, однако, можем'
отметить, что при скорости нагрева 100—120° в секунду1 точ-
ка Асз для стали У7 близка к температуре 920°; для стали УЮ
при скорости высокочастного Нагрева 75° ‘ в секунду точка Аст
близка к температуре 900°. В случае обычного нагрева (со ско-
ростью 5° в минуту) критические точки, которые мы определяли
на дилатометре Шевенера, для сталей указанных марок находитЬ
ся при температурах: 765° — Ас3 для стали У7 и 750° — Аст для
стали УЮ.
Полученные данные, во всяком случае, наглядно показывают
необходимость нагрева при в. ч. з. до более высоких температур,
что обусловлено смещением момента завершения превращений
в область этих температур.
5. КРИТИЧЕСКИЕ ТОЧКИ ПРИ НАГРЕВЕ ТОКАМИ
ВЫСОКОЙ ЧАСТОТЫ
Рентгенографическое исследование показало, что для стали
с 0,75% С при скорости нагрева 100—120° в секунду растворе-
ние углерода в твердом растворе полностью завершается лишь
при, температуре около 920°, что выше Ас3 для обычного
нагрева примерно на 150—160°. В стали с 1,08% С полное раст-
ворение углерода при скорости нагрева 75° в секунду наступает
по достижении температуры 900°, примерно на 140° выше точки
Аст , найденной при обычном нагреве.
Для практических целей вполне достаточно отыскать район
примерного расположения точки Ас3, так как температурный
интервал нагрева в случае в. ч. з. значительно больше, чем при
1 Имеется в виду скорость нагрева в температурной области фазовых
превращений.
8*
Фазовые превращения в стала от внутреннего тепла
рбычной закалке (см, главу V). Однако для более полного изу-
чения фазовых превращений, совершающихся при высокочас-
тотном нагреве, необходимо точно определить положение кри-
тических точек при различных скоростях нагрева, в чем и со-
стоит одна из задач теоретических исследований металловедче-
ского характера в области высокочастотного нагрева.
Качественное и приближенное количественное суждение
о смещении верхней критической точки в область более высоких
температур представляется в определенной мере выясненным.
В отношении положения нижней критической точки установив-
шегося суждения пока не существует.
Работа В. Н. Гриднева [27] устанавливает смещение ниж-
ней критической точки к более высоким температурам до такого
значения скорости нагрева, которое не превышает критической
скорости, после чего наступает стабилизация точки Act (рис. 43).
Это подтверждается также работой Л. А. Шишко [20], хотя
количественные результаты в ее исследовании получились не-
сколько другие. Обе работы проделаны для случая нагрева
теплом от внешнего источника. Объяснение данного явления
эффектом декалесценции, предложенное М. Е. Блантером [24],
не встречает возражений, если иметь в виду обычный нагрев,
совершающийся исключительно путем теплопроводности.
Действительно, недостаточная компенсация тепловых затрат,
необходимых для а -» 7-превращений, энергией, получаемой
путем теплоподачи из ванны, должна ощущаться в тем боль-
шей мере, чем выше скорость нагрева. При определенной скоро-
сти его наступает соответствие количества энергии, поступаю-
щей в данный объем, количеству, необходимому для обеспече-
ния а — у-превращений. В данном случае превращения проис-
ходят при одной постоянной температуре. С дальнейшим по-
вышением скорости нагрева количество передаваемой энергии
на единицу объема возрастает, что и обеспечивает более высо-
кую скорость нагрева. Но тогда и превращения идут с большей
скоростью.
По мнению М. Е. Блантера, при нагреве в жидких средах
количество энергии поступающей в тело сплава в единицу вре-
мени, не может превзойти того количества, которое необходимо
для обеспечения а -» 7-превращения. Соответствие количества
сообщаемой энергии количеству энергии, необходимому для
обеспечения <х -* 7-превращений, сохраняется при всех скоро-
стях нагрева выше критической. Поэтому температура стабили-
зируется до полного завершения а -> 7-превращений. Ограни-
чивающими факторами в данном случае следует считать
предельную способность нагревающей среды отдавать тепло наг-
реваемому металлу и физические свойства последнего, что оп-
ределяет интенсивность передачи тепла внутренним слоям.
Критические точки при нагреве токами высокой частоты
117
При нагреве теплом внутреннего источника (электронагрев)
эффект декалесценции, вероятно, проявляется в наименьшей
мере, а может и вообще не проявиться, так как • количе-
ство энергии на единицу объема в единицу времени в этом слу-
чае может быть сообщено не только для полной компенсации
тепла, поглощаемого а -* у-превращением, но и для одно-
временного повышения температуры. Если исходить из объяс-
нения эффекта стабилизации Act явлением декалесценции, то
следует считать, что в случае высокочастотного нагрева эффект
стабилизации Act не имеет места. Повидимому, с увеличением
скорости нагрева токами высокой частоты точка Act будет неп-
рерывно повышаться, постепенно приближаясь к температуре
устойчивости аустенита о наименьшим содержанием углерода,
т. е. к 910° 1.
К. А. Малышев и В. А. Павлов [36], исследовавшие влия-
ние скорости нагрева на положение точки Ась для стали У12А,
пришли к выводу, совершенно не совпадающему с выводами
упомянутых выше работ. Осуществляя электронагрев методом
электросопротивления, они нашли, что при скорости нагрева
200° в секунду точка перлитного превращения лежйт ' при
735—737°, а при скорости нагрева 400° в секунду даже на
несколько градусов ниже.
Учитывая большие различия в скоростях нагрева, можно
было бы предположить возможность качественного согласования
упомянутых работ. По Гридневу повышение критической точки
почти прекращается при скорости нагрева 4° в секунду, по Шиш-
ко,— примерно, при 2° в секунду. Малышев и Павлов провели
исследование при скоростях 200 и 400° в секунду, т. е. в усло-
виях, при которых повышение критической точки не имеет места.
Но по результатам измерений Малышева и Павлова темпера-
тура точки Act не превышает 737°, т. е. близка к равновесной.
Следовательно, нужно сделать вывод, что Act вообще не по-
вышается в зависимости от скорости нагрева. Такой результат
находится в противоречии не только с упомянутыми нами рабо-
тами, в которых производилось специальное определение поло-
жения точки Act, но и со всеми другими исследованиями про-
цесса превращения перлита в аустенит в зависимости от скоро-
сти нагрева.
Одну из погрешностей в экспериментах Малышева и Павло-
ва можно усмотреть в применении многократных повторных на-
1 Это, конечно, не значит, что при большой скорости нагрева, обеспечи-
вающей прохождение а -»7-превращений лишь при температуре, близкой
к 910°, в. ч. з. всегда дает структуру мартенсита. Возможность полу-
чения мартенсита из аустенита с тем или иным содержанием углерода
определяется не только нагревом, но -и охлаждающей способностью среды,
в которой производится закалка.
118
Фазовые превращения в стали от внутреннего тепла
гревов и охлаждений одного и того же образца. Этим обстоя-
тельством авторы сами объясняют понижение точки Act при
скорости нагрева 400° в секунду по сравнению с ее положением
при скорости нагрева 200° в секунду. Очевидно, тем же можно
объяснить и общий их вывод об отсутствии влияния скорости
электронагрева на положение точки Ach Данные, получаемые
при многократных нагревах, не отвечают результатам закалки
с одного нагрева, так как каждый следующий нагрев изменяет
структуру стали. Правильным было бы исследование, поставлен-
ное на ряде образцов с одинарным нагревом до разных темпе-
ратур при разной скорости в области фазовых превращений.
Предположение, из которого исходят авторы, что в случае экстра-
полирования данных о значительном повышении Act до реаль-
ных скоростей *, применяемых при электронагреве (200—400°
в секунду), следовало бы ожидать повышения точки перлитного
превращения до очень высоких температур, в связи с чем закал-
ка стали от нормальных температур становится невозможной,
не убедительна. Такое экстраполирование лишено смысла, ибо
характер электронагрева принципиально отличается от харак-
тера простого нагрева в печах или ваннах.
Для получения достоверных данных о положении точки Ас,
необходимо в дальнейшем поставить тщательные дополнитель-
ные эксперименты. При изучении вопроса о температуре пер-
литного превращения при нагреве теплом внутреннего источни-
ка (за счет энергии электрического тока) особенно важно про-
водить различие между температурой возникновения первых
зародышей аустенита и температурой обнаружения перлитных
превращений при помощи тех приборов, которыми исследова-
тель располагает.
Для утверждений, что температура возникновения первых за-
родышей аустенита в случае высокочастотного нагрева не отве-
чает таковой при обычном медленном нагреве, нет оснований.
Больше того, зародыш, возникший при температуре, близкой
к равновесной в случае высокочастотного нагрева (как уже бы-
ло отмечено) более устойчив, чем при обычном нагреве, вслед-
ствие благоприятных энергетических условий на границах раз-
дела фаз.
Что же касается температуры основных перлитных превра-
щений, улавливаемых приборами, то она должна смещаться
к более высоким температурам по мере повышения скорости
нагрева.
1 Имеется в виду часто упоминаемый в литературе факт повышения
Act на 13° в случае увеличения скорости нагрева теплом внешнего источ-
ника от 0,5 до 8° в минуту.
ГЛАВА V
ВЛИЯНИЕ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ЗАКАЛКИ
НА СТРУКТУРУ СТАЛИ
Наиболее важное преимущество метода в. ч. з. заключается
в том, что она дает возможность получать лучшую структуру
стали, чем закалка других видов.
Использование в. ч. з. позволяет в ряде случаев отказаться
от дорогостоящей легированной стали, так как действие, оказы-
ваемое ею на структуру простой углеродистой стали, не усту-
пает действию легирующих элементов. Уже в настоящее время
при применении в. ч. з. некоторые детали машин изготовля-
ются из углеродистой стали вместо легированной. Можно ожи-
дать, что в ближайшие годы такая замена примет более широ-
кие масштабы.
До настоящего времени она задерживалась невыясненностью
условий в. ч. з., обеспечивающих безошибочное получение струк-
туры скрытокристаллического мартенсита. В практике довольно
часто встречались случаи, когда на одних и тех же изделиях
при работе на том же генераторе получались различные резуль-
таты закалки.
Необходимо иметь ясное представление о том, в каком слу-
чае в. ч. з. позволяет получить скрытокристаллический мартен-
сит и при каких условиях это невозможно. Получение струк-
турно повторяющихся результатов закалки на всех изделиях
данного типа должно быть точно обусловлено основными энер-
гетическими параметрами индукционного нагрева, что создает
уверенность в работе, максимально уменьшает брак, позволяет
наиболее полно реализовать важнейшие преимущества в. ч. з.
На основании теоретических положений, изложенных в гла-
ве IV, мы изучили влияние параметров в. ч. з. на структуру и
твердость закаленного и переходного слоев, а также на механи-
ческие свойства стали ряда марок.
Были изучены: конструкционная сталь марок 40, 45, 40Х
и 50, углеродистая инструментальная сталь У7,‘ У8, У10 и
У12. легированная инструментальная сталь ХВГ, 9ХС, ШХ15
и ШХ9.
120 Влияние высокочастотной закалки на структуру стали
Химический состав сталей, подвергавшихся высокочастотной закалке
СМ
св
X
X
ч
о
св
Н
I Содержание, % со СМ О оо * - ю О ОО см Ю 00 оо ОО Tt ~’ 00 —’ см ~ о . I | | О О О 0^0 О~О_ | | О О 0 0*00000 о о о* о*
Рй Г- (0 смд °- * ООООООО—' ОО Tf СМ 00 см см см см см 1 | |ОООООООО | о о* о* о* о о о* о о о^о 0*0*
£ 1 1 1 1 1 1 1 1 § 1 1 1
Сг | N1 | о 1 О О Tt Ю 1 1 1 1 1 1 1 1 см о о о о о*
ч О* 00 , 00 00 о ; | 1 1 1 °-1 1 So ° “° — о
55 О » см см о*оооооосмооооо | | СМ СО — СМ СМ СМ ’^’^,00^0 СМ ~ 0*0 000 0*0 о о* — • см см о“ о*
1 ии 1 о £2 о*о*г^оосмсмооюоюю । I тГ Щ 00 00 СМ СМ 00 см см ю г-ооооооооооо о о 0*0*
о 5 °? o*o*r^~inoooor^Ttooooo 1 1 OO'O^OJOO °0- оооооо—< — — — — о 00 00 о о*
Марка стали ю
Химический состав
иссл!еДрванных сталей
приведен в табл. 2.
Высокочастотная за-
калка была осуществле-
на непрерывно последо-
вательным способом на
образцах диаметром! 10—
12 мм, длиной 100—
120 мм 1.
Установление способа
определения скоростей
нагрева (см. гл. IV) поз-
волило на данной стадии
работы изучить раздель-
но влияние температуры
нагрева йри одной пос-
тоянной скорости и влия-
ние Скорости нагрева в
области фазовых превра-
щений при выбранной
температуре закалки. Ес-
ли изучалось влияние
температуры закалки
(скорость нагрева посто-
янная),' влияние скоро-
сти исключалось нагре-
вом при неизменном
электрическом режиме
в одном и том же индук-
торе. Переход от одной
температуры к другой
осуществлялся измене-
нием времени нагрева.
При изучении влияния
скорости нагрева пере-
ход от одной скорости к
другой осуществлялся
изменением мощности ге-
нератора, времени нагре-
ва и зазора между об-
разцом и индуктором.
1 Все экспериментальные
данные, излагаемые ниже,
, получены при нагреве от
лампового генератора, выра-
батывающего ток частотой
/ = 300000 пер/сек.
Конструкционная сталь
121
В каждом случае закалка производилась с одной и той же тем-
пературы.
Параллельно с исследованием микроструктуры изучалось
влияние обоих факторов — температуры и скорости нагрева —
на поверхностную твердость и влияние скорости нагрева на из-
менение твердости по сечению образца.
Поверхностная твердость определялась по Роквеллу (шкала
С) на трех образцах для каждого режима. На каждом образце
производилось по 8 замеров твердости через каждые 10 мм.
Полученные числа поверхностной твердости представляют, та-
ким образом, средний результат 24 измерений.
Максимальное отклонение значения твердости от среднего не
превышало 2 единиц Яс-
По сечению образца твердость измерялась прибором Вик-
керса при нагрузке в 5 кг (на образцах, предназначенных для
исследования микроструктур).
Ниже изложены результаты исследования.
1. КОНСТРУКЦИОННАЯ СТАЛЬ
ВЛИЯНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ НАГРЕВА НА СТРУКТУРУ
И ТВЕРДОСТЬ СТАЛИ
На рис. 59—64 и 66—70 представлен характер изменения
структуры стали 40 и 50 при возрастании температуры нагрева
таками высокой частоты. Нагрев проводился с одинаковой для
всех температур скоростью 380—400° в секунду в области фа-
зовых превращений. На рис. 59 и 66 показаны исходные стру-
ктуры, состоящие из сорбитизированного перлита и феррита.
На рис. 60 изображена структура неполной в. ч. з., полу-
ченная при нагреве стали 40 до температуры 820°. Наряду
с мартенситом на снимке легко заметить участки феррита,
уменьшающиеся с возрастанием температуры закалки.
Наиболее желательна для в. ч. з. стали 40 структура по
рис. 61, полученная прй нагреве до 920°. Здесь большую пло-
щадь занимает скрытокристаллический мартенсит; игольчатость
только намечается в отдельных местах. В результате дальней-
щего возрастания температуры игольчатость выявляется все бо-
лее заметно (рис. 62, 63). После нагрева до 1040° структура
представляет собой крупноигольчатый мартенсит (рис. 64).
На рис. 65 показана структура стали после обычной закал-
ки с температуры 850°. Сравнение микроструктур позволяет
установить, что температура, нормально принятая для обычной
закалки, для случая нагрева токами высокой частоты недоста-
точна.
У стали 50 при скорости нагрева 380—400° в секунду струк-
тура неполной закалки получается при нагреве ниже 840°.
Рис. 59. Исходная структура
стали 40 перед высокочастот-
ной закалкой. Травление 4%-
ной HNO3. X 500
Рис. 60. Структура стали 40,
подвергнутой высокочастотной
закалке при скорости нагрева
380—<400° в секунду, темпе-
ратуре закалки 820®. Травле-
ние 4%'-ной HNO3. X 500
Рис. 61. То же, что на рис. 60.
при температуре закалки 920°
Рис. 62. То же, что на рис. 60,
при температуре закалки 960°
Рис. 63. То же, что на рис. 60,
при температуре закалки 1000°
Рис. 64. То же, что на рис. 60,
при температуре закалки 1040°
Рис. 65. Структура стали 40,
подвергнутой обычной закалке
от температуры 850°
Рис. 66. Исходная структура
стали 50 перед высокочастот-
ной закалкой
Рис. 67. Структура стали 50,
подвергнутой высокочастотной
закалке при скорости нагрева
380—400° в секунду и темпе-
ратуре закалки 860°
Рис. 68, То же, что на рис. 67.
при температуре закалки 940°
Рис. 69. То же, что на рис. 67,
при температуре закалки
1100°
Рис. 70. То же. что на рис. 67,
при температуре закалки
1320°
Конструкционная сталь
125
На рис. 67 показана наиболее желательная структура скрыто-
кристаллического мартенсита для стали 50 при температуре за-
калки 860й.
В случае закалки от 900° образуется структура мелкоиголь-
чатого мартенсита (при той же скорости нагрева).
Дальнейшее повышение температуры закалки приводит
к структуре крупноигольчатого мартенсита (рис. 68, 69). При
температуре закалки 1320°
наблюдается пережог (рис.
Рис. 71. Изменение поверхностной
твердости в зависимости от темпе-
ратуры нагрева при высокочастотной
закалке конструкционной стали
(v = 380 - 400°/секЛ
70)
Такой же характер из-
менения структуры с тем-
пературой Дает сталь 45
и 40Х.
В полном согласии с из-
менением структуры Нахо-
дятся числа поверхностной
твердости, полученные на
тех же образцах (рис. 71).
Как видим, сталь 40 пои
определенных условиях
в. ч. з. позволяет получить
твердость 58 Rc, т. е. на
3—4 единицы выше, чем
при обычной закалке. Для
стали 40Х превышение со-
ставляет 4—6 единиц, для
стали 50—4—5 единиц. Ма-
ксимальная твердость стали
40Х составляла 63,5 R с,
стали 50 — 62 Rc . Приве-
денные данные показыва-
ют, что для получения одного из основных преимуществ в.ч.з.—
более высокой твердости — цзделия следует нагревать до впол-
не определенных температур — в интервале, не превышающем
40—505 Недогрев приводит к неполной закалке и как следст-
вие — к недостаточно высокой твердости. Превышение опти-
мальной температуры вызывает рост игл мартенсита. Крупно-
игольчатый мартенсит менее прочен и вязок, чем скрытокрис-
таллический или мелкоигольчатый
Приведенный анализ показывает, что температурный фактор
1 Структура, показанная на рис. 70, получена при закалке от темпера-
туры 1320° и общем времени нагрева 2,5 сек., что на рис. 46 соот-
ветствует точке г, находящейся в зоне нормальной закалки. При нагреве
в других условиях это приводит к грубому пережогу, структура нормальной
закалки не воспроизводится, что указывает на крайне субъективный харак-
тер графика, представленного на рис. 46.
126
Влияние высокочастотной закалки на структуру стали
при в. ч. з. имеет огромное значение для получения наилучшей
структуры. Реализовать одно из основных преимуществ в. ч. з.—
возможность получения скрытокристаллического или мелко-
игольчатого мартенсита у конструкционной стали — можно
лишь при нагреве до температур, лежащих в определенном ин-
тервале для данной скорости нагрева. Утверждения ряда иссле-
дователей [29 и др.] о том, что температурный фактор играе’г
второстепенную роль, как показывают приведенные данные, со-
вершенно неосновательны.
На основании результатов нашего исследования, можно ре-
комендовать следующие оптимальные температуры закалки
(при скорости нагрева 380—400° в секунду): для стали 40 от
900 до 940°, для стали 45 от 880 до 920°, для стали 50 от 860
до 900?, для стали 40Х от 940 до 980°.
Найденные температуры полной закалки при в. ч. з. значи-
тельно превышают верхние критические точки, полученные на
дилатометре (т. е. при обычном внешнем нагреве). Для ста-
ли 40* температура верхней критической точки в случае медлен-
ного нагрева равна 820°, температура полной в. ч. з. выше ее
на 100°, для стали 50 Лс3 = 810°, полная закалка при в. ч. з.
наступает при температуре на 90—100° выше. Для стали 40Х при
гой же скорости нагрева (380—400° в секунду) превышение со-
ставляет 100—120°.
ВЛИЯНИЕ СКОРОСТИ НАГРЕВА НА СТРУКТУРУ
И ТВЕРДОСТЬ СТАЛИ
На рис. 72—75 показано изменение структуры стали 40
с возрастанием скорости нагрева при постоянной температуре
нагрева 960?. На рис. 76 изображена структура, полученная
обычной закалкой с той же температуры. При увеличении ско-
рости нагрева от 45 до 200° в секунду игольчатость мартенси-
та заметно уменьшается, а при весьма большой скорости (475°
в секунду) игольчатость пропадает — все поле снимка занимает
скрытокристаллический мартенсит.
Такой же характер изменений наблюдается у стали 50. Иглы
уменьшаются при увеличении скорости нагрева до 270° в секун-
ду, при скорости 540° в секунду получается скрытокристалличе-
ский мартенсит.
Результаты измерения поверхностной твердости образцов
представлены на рис. 77.
Увеличение скорости нагрева с 30—60 до 680—700° в секун-
ду приводит к возрастанию твердости всех четырех исследо-
ванных марок конструкционной стали на 6—7 ед. Rc.
Сопоставление структур, полученных при закалке с одина-
ковых температур, но при разных скоростях нагрева, приводит
Рис. 72. Структура стали 40,
подвергнутой высокочастотной
закалке при температуре за-
калки 960° и скорости нагре-
ва 45° в секунду
Рис. 73. То же. что на рис. 72,
при скорости нагрева 100°
в секунду
Рис. 74. То же, что на рис. 72,
при скорости нагрева 200°
в.секунду
Рис. 75. То же, что на рис. 72,
при скорости нагрева 475°
в секунду
128
Влияние высокочастотной закалки на структуру стали
к заключению, что для реализаций главных преимуществ в. ч. з.
назначения одной только температуры нагрева безотносительно
к скорости нагрева недостаточно. При высокой температуре
(960°) можно получить весьма хорошую структуру лишь в слу-
чае большой скорости нагрева. При малой скорости (например,
Рис. 76. Структура стали 40,
подвергнутой обычной
закалке
Рис. 77. Изменение поверхно-
стной твердости в зависимости
от скорости нагрева при вы-
сокочастотной закалке кон-
струкционной стали
30—45° в секунду) высокочастотный нагрев до той же темпе-
ратуры приводит к структуре крупноигольчатого мартенсита
и пониженной твердости.
Анализ приведенных структур объясняет причину повыше-
ния характеристик прочности при изгибе и кручении с увеличе-
нием скорости нагрева, что будет показано в главе VI.
Таким образом, при назначении условий в. ч. з. стальных
изделий равно обязательны температура и скорость нагрева.
В зависимости от требуемой глубины закалки эти величины мо-
гут меняться, но они всегда должны быть так согласованы,
чтобы в поверхностном слое получался скрытокристаллический
мартенсит. Чем выше скорость нагрева, тем выше должна быть
температура закалки; для получения оптимальной структуры
температура подбирается экспериментально.
Рис. 75 и 76 иллюстрируют различие в структуре, полу-
чаемой при в. ч. з. с большой скоростью нагрева и при обычной
закалке (температура закалки одинакова). Такое сопоставление,
конечно, условно, так как обычная закалка конструкционной
Конструкционная сталь
129
стали никогда не производится при 960—1000°. Однако оно
наглядно показывает большое отличие в температурных усло-
виях закалки, зависящее от скорости нагрева.
На рис. 78 и 79 показаны структуры при неполной в. ч. з.
стали 40 и 50 в случае нагрева до 960° с весьма большой ско-
Рис. 78. Структура стали 40
при неполной закалке в слу-
чае нагрева до 960° с весь-
ма большой скоростью (900°
в секунду)
Рис. 79. Структура стали 50
при неполной закалке в слу
чае нагрева до 960° со ско-
ростью 900° в секунду
ростью (900° в секунду). Время нагрева было настолько мало
(0,2 сек. в зоне нагрева), что на некоторых участках с низкой
концентрацией углерода, феррит, повидимому, превратился
в аустенит, образовавшаяся в результате такого нагрева неод-
нородность аустенита по содержанию углерода (диффузионные
процессы при нагреве не успели завершиться) привела к тому,
что скорость охлаждения (в комнатной воде) оказалась недо-
статочной для предотвращения превращений эвтектоидного ти-
па. Бездиффузионные мартенситные превращения имели место
только на тех участках, где содержание углерода в твердом рас-
творе оказалось достаточным, чтобы при данной скорости ох-
лаждения были предотвращены превращения в точке А/.
В остальных местах образовался троостит и даже небольшие
участки феррита. На рис. 55 изображены отпечатки, полученные
при измерении микротвердости под нагрузкой в 90 г после за-
Калки с температуры 960° при скорости нагрева 900° в секунду.
Различие в твердости в отдельных точках показано весьма на-
9 Зак. 115
130
Влияние высокочастотной закалки на структуру стали
глядно. Места с большими отпечатками по твердости близки
к ферриту. Основное поле занимает мартенсит, обладающий вы-
сокой твердостью.. Следовательно, при в. ч. з. неполная закалка
может получиться не только из-за недостаточно высокой темпе-
ратуры, но также при весьма большой скорости нагрева. В це-
лом такая структура обладает несколько меньшей твердостью,
чем сплошной скрытокристаллический или мелкоигольчатый
мартенсит, получаемый при полной в. ч. з.
Таким образом, излишнее повышение скорости нагрева не
улучшает структуры и не повышает твердости. Можно признать
целесообразной лишь такую скорость, которая обеспечивает
получение скрытокристаллического мартенсита. Для конструк-
ционной стали при температуре нагрева 960° оптимальные ско-
рости, очевидно, находятся! в интервале 400—700° в секунду.
Дальнейшее увеличение скорости при указанной температуре
нагрева не обеспечивает образования мартенсита во всем зака-
ливаемом объеме.
Скрытокристаллический мартенсит, получаемый при в. ч. з.,
вероятно, дает максимально возможные значения твердости для
рассмотренных составов конструкционной стали. При данном
составе стали достижение максимальной твердости, повидимому,
ограничивается той скоростью нагрева, при которой (наряду
с температурой нагрева) сохраняется достаточная возможность
для выравнивания концентрации углерода в аустените.
ВЛИЯНИЕ СКОРОСТИ НАГРЕВА НА ХАРАКТЕР
ПЕРЕХОДНОГО СЛОЯ
На рис. 80 графически представлены результаты измерений
твердости по сечению образцов из стали 40Х при разных скоро-
стях высокочастотного нагрева. Образцы диаметром 12 мм на-
гревались до одинаковой температуры 960°. Твердость Ну изме-
рялась прибором Виккерса при нагрузке 5 кг.
Результаты этих измерений хорошо согласуются с приведен-
ными выше данными о возрастании поверхностной твердости
с повышением скорости нагрева. Большая скорость нагрева
(в исследованном интервале) приводит к повышенной твердости
не только на поверхности, но и на некотором от нее расстоянии.
Снижение твердости по направлению к центру образца раз-
лично при разных скоростях. При большой скорости нагрева
высокая твердость сохраняется на небольшой глубине (при
скорости 680—700° на глубине менее 1 мм), затем резко пони-
жается до твердости незакаленной сердцевины. При уменьше-
нии скорости нагрева глубина, на которой сохраняется высокая
твердость, возрастает, в переходном слое получается более
плавное снижение твердости.
Конструкционная сталь
131
При скорости 680° в секунду твердость стали 40 изменяется
(в переходном слое) в пределах кольца толщиной 0,8—1,0 мм
ва 440 Ну. При скорости 240° в секунду в кольце толщиной 2,5 мм
твердость изменяется лишь на 270 единиц. При скорости’ 30°
в секунду в принятых
нами условиях дости-
гается сквозная закал-
ка.
Такой же характер
изменения твердости
по сечению , наблю-
дается у сталей 45 и
50.
Чрезмерное повы-
шение скорости на-
грева приводит к за-
калке с резким пере-
ходом от закаленного
слоя к сердцевине, что
может вредно отра-
зиться на эксплоата-
ционных качествах из-
Расстояние от побеохности Рлглг
Рис. 80. Изменение твердости по сечению
при высокочастотной закалке стали 40Х
с различными скоростями нагрева
делия. Сосредоточение
остаточных напряже-
ний в небольшом объ-
еме нежелательно.
Положительное действие поверхностного упрочнения, достига-
емого в. ч. з., может быть сведено на-нет. И наоборот, достаточна
плавный переход обусловливает возможность рассредоточений
остаточных напряжений, неизбежно возникающих при закалке^
Постепенное изменение структуры и твердости более благоприят+
но отражается как на характеристиках прочности, так и на пла*
стичности изделия.
На рис. 81—84 показано изменение структуры по сечению
ударного образца диаметром 15 мм из стали 40Х, закаленного
на глубину 2,2 мм, что соответствует соотношению
Рз.с _ ।
Fc
(значение данного соотношения см. в главе VI). Закалка была
проведена при нагреве в индукторе высотой 8 мм с внут-
ренним диаметром 23 мм. Мощность генератора составлял#
21,6 квг. Время движения образца (/ = 80 мм) равно 15 сек.
В этих условиях нагрев до 960° был произведен со скоростью»
250° в секунду. В результате закалки получилась вполне удов-
летворительная структура мелкоигольчатого мартенсита в. но»-
9*
Рис. 82. То же, что на |рис. 81,
на расстоянии 2 мм от по-
верхности
£Рис. 81. Структура стали 40Х
на ударном образце диамет-
ром 15 мм на расстоянии
1,2 мм от поверхности
Рис. 83. То же, что на рис. 81,
на расстоянии 2.4 мм от по-
верхности
Рис. 84. .То же, что на'рис. 81,
на расстоянии 3 мм от по-
верхности
Углеродистая инструментальная сталь
133
верхностном слое и плавный переходный слой. На рис. 81 по-
казана структура закаленного слоя на расстоянии 1,2 мм от
поверхности. На рис. 82 изображено начало переходного слоя
(расстояние от поверхности 2 мм); на рис. 83 и 84 представлена
структура середины (2,4 мм) и конца (3,0 мм) переходного
слоя. Незначительное в начале количество троостита (рис. 82)
постепенно возрастает.
В конце переходного слоя отмечается полное отсутствие мар-
тенсита. Толщина переходного слоя около 1 мм, т. е. равна
почти половине толщины закаленного слоя.
2. УГЛЕРОДИСТАЯ ИНСТРУМЕНТАЛЬНАЯ СТАЛЬ
ВЛИЯНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ НАГРЕВА НА СТРУКТУРУ
И ТВЕРДОСТЬ СТАЛИ
На рис. 85—89 и 90—93 показано изменение структуры ста-
ли У7 и У10 с повышением температуры при постоянной скоро-
сти нагрева 380—400° в секунду в температурной области фазо-
вых превращений.
Исходная структура стали У7 (рис. 85) представляет собой
пластинчатый перлит (основное поле) с ферритом. Для стали
У10 исходной структурой является зернистый перлит (рис. 90).
На рис. 86 показана структура стали У7, подвергнутой в. ч. з.
с 725°; в структуре не произошло почти никаких изменений.
Полная закалка не была достигнута и при повышении темпера-
туры до 840°. Лишь при 880° получена структура скрытокри-
сталлического мартенсита, обладающего твердостью 65—66 Rc-
В отличие от конструкционной стали структура скрытокри-
сталлического мартенсита наблюдается у стали У7 при нагре-
вах в более широком интервале температур. Даже при 960°
сохраняется такая структура и соответствующая ей высокая
твердость. Лишь при закалке с 1000° (рис. 88) появляется
мелкоигольчатый мартенсит. С дальнейшим повышением темпе-
ратуры нагрева размеры игл мартенсита увеличиваются и при
1200° можно отметить намечающиеся явления перегрева
(рис. 89). Начиная с 1000°, твердость после закалки умень-
шается.
Для стали У10 неполная закалка представлена микрострук-
турой (рис. 91), полученной при температуре нагрева 760°. На
общем фоне скрытокристаллического мартенсита легко заметить
остаточные, нерастворившиеся карбиды. Такую структуру можно
считать наиболее желательной для заэвтёктоидной стали.
Твердость ее максимальна (67—68 Rc) и превосходит твер-
дость мартенсита без карбидов. Наличие карбидов сообщает
структуре большую износоустойчивость и лучшие режущие
Рис. 85. Исходная структура
стали У7 перед высокочас-
тотной закалкой
Рис. 86. Структура стали У7.
подвергнутой высокочастотной
закалке при скорости нагрева
380—400° в секунду и темпе-
ратуре закалки 725°
Рис. 87. То же. что на рис. 86»
цри температуре закалки 920°
Рис. 88. То же. что на рис. 86,
при температуре закалки
1000°
Рис. 90. Исходная структура
стали У10 перед высокочас-
тотной закалкой
Рис. 89. То же. что на рис„ 86.
при температуре закалки
1200°
Рис. 91. Структура стали У10,
подвергнутой высокочастотной
закалке при скорости нагрева
380—400° в секунду и темпе-
ратуре закалки 760°
Рис. 92. То же, что на рис. 91.
при температуре закалки 1000"
136
Влияние высокочастотной закалки на структуру стали
свойства 141].В меньшем количестве карбиды сохраняются при
нагреве до 880 и даже до 920°; основное поле представляет со-
бой не скрытокристаллический, а мелкоигольчатый мартенсит.
Твердость незначительно понижается.
При 960° наблюдается полное растворение карбидов; струк-
тура закалки — мелкоигольчатый мартенсит. С дальнейшим, по-
Рис. 93. То же. что на рис. 91,
при температуре закалки
ры нагрева при высокочастотной за-
калке инструментальной углеродистой
стали (скорость нагрева 380—400°
12С0°
.в секунду)
вышением температуры все больше увеличивается размер игл
мартенсита. При 1200—1260° наблюдается оплавление границ
зерен .(рис. 93).
Изменение твердости инструментальной углеродистой стали
с возрастанием температуры закалки при постоянной скорости
нагрева показано на рис. 94.
Общий характер изменения твердости с изменением темпе-
ратуры закалки инструментальной углеродистой стали остается
тот же, что Для конструкционной стали.. Максимум твердости
соответствует определенному температурному интервалу, выше
которого она несколько снижается.
Следует отметить, что оптимальный температурный интер-
вал в. ч. з. для высокоуглеродистой стали шире, чем для сред-
неуглеродистой. Для стали У7 он составляет 80° (температура
закалки 880—950°), для УЮ 130°( температура закалки 830—
960°). Весьма широкий интервал для стали УЮ объясняется
Углеродистая инструментальная сталь
137
возможностью и желательностью использования” неполной за-
калки.
Если скорость нагрева понижается, оптимальные интервалы
температур закалки стали1 всех указанных марок, очевидно,
смещаются к более низким температурам. Наоборот, если ско-
рость нагрева повышается, указанный интервал перемещается
в область несколько более высоких температур.
ВЛИЯНИЕ СКОРОСТИ НАГРЕВА НА СТРУКТУРУ
И ТВЕРДОСТЬ ВЫСОКОУГЛЕРОДИСТОЙ СТАЛИ
В качестве единообразной была выбрана температура за-
калки 920°. Скорость нагрева принималась в пределах 40—
700° в секунду.
Полученные структуры показаны на рис. 95—97 (сталь У7)
и на рис. 98—100 (сталь У10).
При увеличении скорости с 40 до 4110° в секунду игольча-
тость мартенсита стали У7 уменьшается. При 650° в секунду
сталь У7 имеет структуру скрытокристаллического мартенсита,
обладающего наивысшей твердостью. Для стали У10 относитель-
но высокая скорость нагрева (410° в секунду) приводит к обра-
зованию структуры неполной закалки даже при такой высокой
температуре нагрева, как 920°. Указанная скорость не обеспе-
чивает в данных условиях полного растворения карбидов.
На рис. 101 приведены значения поверхностной твердости
сталей У7, У8, У10, закаленных с одинаковой температуры, но
при разных скоростях нагрева.
По мере возрастания скорости нагрева до 680—700° в секун-
ду твердость непрерывно увеличивается. Более интенсивный
рост наблюдается в интервале скоростей от низких до 400° в се-
кунду. Бдлыпие скорости нагрева (превышающие 700° в секун-
ду) для стали этих марок не применялись. Однако можно по-
лагать, что и при несколько более высоких скоростях нагрева
твердость стали У10 уменьшаться не будет. Неполная закалка
в этом случае означает наличие нерастворенных карбидов (а не
феррита, как у сталей 40, 45 и 50), обладающих твердостью
большей, чем скрытокристаллический мартенсит.
Твердость, полученная при 410° в секунду, для сталей У10,
У8, и У7 составляет 67; 66,5 и 65—66 Rc соответственно. Та-
ким образом, можно утверждать, что в. ч. з. позволяет при
большой скорости нагрева получить на высокоуглеродистой
стали твердость на 3—4 Rc выше, чем при обычной закалке.
Сопоставление значений твердости при разных скоростях
нагрева токами высокой частоты показывает, что различие
в твердости может доходить до 4—5 Rc- Это показывает, что
в. ч. з. не всегда приводит к большому повышению твердости
Рис. 95. Структура стали У7.
подвергнутой высокочастот-
ной закалке при температуре
закалки 920° и скорости на-
грева 40° в секунду
Рис. 96. То же. что на рис. 95,
при скоростй нагрева 190°
в секунду
Рис. 97. То же, что на рис. 95,
при скорости нагрева 410°
в секунду
Рис. 98. Структура стали У10,
подвергнутой высокочастотной
закалке при температуре за-
калки 920° и скорости нагре-
ва 40° в секунду
Рис. 99. То же, что на рис. 98,
при скорости нагрева 160°
в секунду
Рис; 100. То же, что на рис. 98,
при скорости нагрева 410°
в секунду
Схоряст наврейа л '/мл.
Рис. 101. Изменение поверхностной
твердости в зависимости от скоро-
сти нагрева при высокочастотной за-
калке инструментальной углероди-
стой стали
Рис. 102. Изменение твердо-
сти по сечению при высокоча-
стотной закалке стали У10
с различными скоростями на-
грева
1.40
Влияние высокочастотной закалки на структуру стали
сравнительно с обычной закалкой. Отсутствие учета скорости
нагрева иногда вызывает сомнение в том, возможно ли полу-
чить в результате в. ч. з. ббльшую твердость, чем после обычной
закалки. Однако такие сомнения легко устраняются, если ско-
рость нагрева учитывается.
Проведенная нами сплошная проверка твердости пуансонов
из стали У10, которые подвергались в. ч. з. в заводских усло-
виях, показала (в течение 6 мес. было проверено более 9000
пуансонов) среднее значение твердости 66,9 Rc.
Влияние скорости нагрева на переходный слЪй стали УЮ
представлено на рис. 102. Как видно, характер этого влияния
на твердость по сечению образца такой же, как для конструк-
ционной стали. Незначительные отличия можно, однако, отме-
тить: при весьма больших скоростях нагрева переход от тонко-
го закаленного слоя к сердцевине более резок. Следовательно,
применение слишком больших скоростей нагрева для высоко-
углеродистой стали нежелательно. В данном случае применять
такие скорости и не имеет смысла, так как они дают лишь не-
значительное возрастание твердости, что отмечалось выше.
3. ЛЕГИРОВАННАЯ ИНСТРУМЕНТАЛЬНАЯ СТАЛЬ
ВЛИЯНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ НАГРЕВА НА СТРУКТУРУ
И ТВЕРДОСТЬ СТАЛИ
Исследованию подвергались стали четырех марок — хроми-
стые ШХ9 и ШХ15, хромовольфрамово-марганцовистая ХВГ
и хромо-кремнистая 9ХС Рее эти стали содержат карбидообра-
зующие элементы. В исходном состоянии сталь содержит боль-
шое количество более трудно растворимых карбидов. Изучение
влияния в. ч. з. на структуру и твердость такой стали представ-
ляет несомненный интерес. Предполагалось, что условия в. ч. з.,
позволяющие получить структуру скрытокристаллического мар-
тенсита в основной металлической массе, приведут к дальней-
шему повышению твердости после закалки, если нагрев вести
настолько быстро, чтобы процесс растворения свободных карби-
дов был в основном предотвращен. Сочетание структуры скры-
токристаллического мартенсита с большим количеством равно-
мерно распределенных мелких карбидов должно представлять,
как указывают Ю. А. Геллер и В. С. Бабаев *[41], наиболее вы-
годную структурную комбинацию для получения наибольшей
износоустойчивости и наилучших режущих свойств инструмента.
Так как электронагрев способствует ускорению процессов рас-
творения карбидов, то необходимо было выявить, при каких
температурах и скоростях нагрева такую комбинацию можно
получить.
Рис. 103. Структура стали
ШХ15, подвергнутой высоко^
частотной закалке при скоро-
сти нагрева 600° в секунду,
и температуре закалки 800°
Рис. 104. То же, что на
рис. 103, при температуре за-
калки 920°
Рис. 105. То же, что на
рис. 103, при температуре за-
калки 1000°
Рис. 106. То же, что на
рис. 103, при температуре
закалки 1080°
142
Влияние высокочастотной закалки на структуру стали
Влияние температуры нагрева исследовано в интервале от
800 до 1300° через каждые 40°. Скорость нагрева в области фа-
зовых превращений составляла 600° в секунду для стали ШХ9
и ШХ15. Для стали ХВГ и 9ХС скорость изменялась в пределах
от 50 до 700° в секунду.
На рис. 103—107 показано изменение структуры стали ШХ15
при нагреве с указанной скоростью до различных температур.
Нагрев до 800° не вызвал сколь-
Рис. 107. То же, что на
рис. 103. при температуре за-
калки 1200°
ко-нибудь значительного измене-
ния структуры. По виду она поч-
ти ничем не отличается от ис-
ходной. На рис. 104, 105 показа-
ны структуры после закалки с
температур 920 и 1000°. С повы-
шением температуры карбиды
несколько уменьшаются по вели-
чине, но количество их сохра-
няется весьма большим. Основ-
ная металлическая масса во всех
указанных случаях представляет
собой скрытокристаллический
мартенсит. Твердость такой
структуры весьма высока и до-
стигает 68—69 Rc.
Эти данные показывают, что
в условиях непрерывно возрас-
гающей температурь! при высо-
кочастотном нагреве с большой
скоростью хромистые карбиды
цементитного типа растворяются
не при одной температуре, как указал М. Е. Блантер для изо-
термического процесса. В нашем случае нагрев до 920° не выз-
вал почти никаких изменений ни в количестве, ни в размерах
карбидной фазы. Существенных изменений не дал также нагрев
до 960°. Лишь при нагреве до 1000° отчетливо заметно умень-
шение размеров карбидных частиц. Полное растворение карби-
дов при скорости нагрева 600° в секунду наступает лишь при
1040°. Таким образом, при нагреве токами высокой частоты не
только перлитные превращения, но и переход карбидной фазы
в аустенит смещаются в область более высоких температур.
При дальнейшем повышении температуры карбиды полно-
стью растворяются. Структура в основной массе представляет,
вначале мелкоигольчатый мартенсит, по мере же повышения,
температуры иглы становятся все более крупными. Наряду
с мартенситам появляется остаточный аустенит. После нагрева;
до 1080° остаточного аустенита еще. немного и он располагается
Легированная инструментальная сталь
143
Рис. 108. Изменение поверхностной твер-
дости в зависимости от температуры на
грева при высокочастотной закалке ин
струментальной легированной стали (ско-
рость нагрева 600° в секунду)
в виде мелких, почти точечных, скоплений (рис. 106). После на-
грева до более высоких температур (рис. 107) количество оста-
точного аустенита возрастает и структура представляет сочета-
ние крупноигольчатого
мартенсита с большим
количеством остаточного | __
аустенита. Твердость не ~
превышает 61 Rc-
Для стали ШХ9 ха-
рактер изменения струк-
туры с температурой су-
щественных отличий от
стали ШХ15 не имеет.
Температурные усло-
вия образования наибо-
лее выгодной структур-
ной комбинации для ста-
ли ХВГ при той же ско-
рости нагрева несколько
иные, так как исходная
структура использован-
ных образцов представ-
ляет собой пластинчатый
перлит с избыточными
точечными карбидами.
При закалке с темпера-
туры 840° еще сохраня-
ются следы пластинчато-
го перлита. При закалке с температур в интервале 880—960°
структура имеет вид скрытокристаллического или мелкоиголь-
чатого мартенсита с вкраплениями точечных карбидов. В этом
случае твердость максимальная 65—66 Rc. После нагрева до
1000° и выше в результате закалки получается мартенсит, иглы
которого растут по мере возрастания температуры нагрева. Pai
стет также количество остаточного аустенита. После нагрева
до 1300° в структуре отмечаются границы аустенитных зерен.
Зависимость твердости от температуры нагрева при скорости
600° в секунду представлена на рис. 108.
Характер зависимости остается таким же, как для углероди-
стой стали. Но для легированной стали температурный интер-
вал, при котором твердость максимальна, шире. Сталь ШХ15
с исходной структурой зернистого перлита с избыточными кар-
бидами при скорости 600° в секунду имеет температурный ин-
тервал в. ч. з. в пределах 920—1040°; сталь ШХ9 можно зака-
ливать в том же интервале температур или на 20—40° ниже.
Для стали ХВГ наиболее оптимальным является интервал
температур 840—960°, для стали 9ХС интервал 880—1000°.
J 44
Влияние высокочастотной закалки на структуру стали
Возможность применения широкого интервала температур
высокочастотного нагрева, как уже было указано, облегчает
выполнение в. ч. з. в производственных условиях.
У стали ХВГ падение твердости начинается при закалке
с меньшей температуры, чем у сталей остальных исследован-
ных марок. В нашем случае это можно объяснить характером
исходных структур (см. раздел 5 настоящей главы), а также
тем обстоятельством, что в стали ХВГ после закалки с высо-
ких температур сохраняется большее количество остаточного
аустенита вследствие большего содержания марганца, чем
в сталях других исследованных марок.
ВЛИЯНИЕ СКОРОСТИ НАГРЕВА НА СТРУКТУРУ
И ТВЕРДОСТЬ ЛЕГИРОВАННОЙ СТАЛИ
На рис. 109—113 и 114—116 показано влияние Скорости на-
грева на структуру стали ШХ15 и ШХ9. Закалка производилась
с температуры 960° со скоростями нагрева от 40 до 600° в се-
кунду. При малой скорости нагрева отмечается наличие крупно-
игольчатого мартенсита. У стали ШХ15 и ШХ9 игольчатость
сохраняется вплоть до скорости 125° в секунду. Для стали ХВГ
игольчатость отмечается также при 185° в секунду. Дальней-
шее увеличение скорости вызывает исчезновение игольчатости
мартенсита у сталей всех трех марок. Структура представляет
собой скрытокристаллический мартенсит с большим числом кар-
бидов (в стали ХВГ карбидов сохраняется несколько меньше,
чем в сталях ШХ15 и ШХ9). Увеличение скорости 'нагрева
до 600° в секунду приводит к дальнейшему повышению поверх-
ностной твердости. Как и в предыдущих случаях,- здесь можно
отметить нецелесообразность чрезмерного повышения скорости
нагрева. Для температуры нагрева 960° наиболее приемлемой
следует признать скорость, близкую к 600° в секунду.
Результаты измерения твердости при разных скоростях на-
грева представлены на рис. 117.
Максимальная твердость наблюдается при повышении ско-
рости нагрева до 600° в секунду. В обследованном диапазоне
скоростей для легированной стали наблюдается та же законо-
мерность изменения твердости, что для углеродистой.
Влияние скорости на характер переходного слоя, изученное
путем измерения твердости по сечению, показано на рис. 118.
В легированной стали переходы при больших скоростях нагрева
отличаются меньшей плавностью, чем в углеродистой, что от-
части объясняется меньшей теплопроводностью легированной
стали.
Рйс. 109. Структура стали
ШХ15, подвергнутой высоко-
частотной Ьакалке при тем-
пературе закалки 960° и ско-
рости нагрева 40° в секунду
Рис. 110. То же. что на.
рис. 109, при скорости нагре-
ва 125° в секунду
Рис. 111. То же, что на
рис. 109, при скорости нагре-
ва £50° в секунду
Рис. 112. То же, что на
рис. 109, при скорости нагрева
380° в секунду
Рис. 113. То же, что на
рис. 109, при скорости нагре-
ва 600° в секунду
Рис. 114. Структура стали
ШХ9, подвергнутой высоко-
частотной закалке при темпе-
ратуре закалки 960°, скорости
нагрева 40° в секунду
Рис. 115. То же, что на
рис. 114, при скорости цагрева
380° в секунду
Рис. 116. Структура стали
ШХ9. подвергнутой обычной
закалке от температуры 960°
(скорость нагрева около 1°
в секунду)
IO*
Скорость нагреба о Усек
Рис. 117. Изменение поверхностной твер-
дости в зависимости от скорости нагрева
при высокочастотной закалке инструмен-
тальной легированной стали
Расстояние от поСеросности о мм
Рис. 118. Изменение твердости по сечению
при высокочастотной закалке стали ШХ15
с различными скоростями нагрева
148
Влияние высокочастотной закалки на структуру стали
4. ВЛИЯНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ
ЗАКАЛКИ НА СТРУКТУРУ И ТВЕРДОСТЬ СТАЛИ
ПРИ РАЗЛИЧНЫХ СКОРОСТЯХ НАГРЕВА
Выше было показано влияние температуры при постоянной
скорости нагрева и влияние скорости нагрева при постоянной
температуре закалки. Глубина закаленного слоя, отвечающая
принятым скоростям нагрева (для наших образцов), относится
лишь к одной назначенной температуре. В практическом же
применении в. ч. з. для получения глубин закалки, отвечающих,
условиям службы изделий, необходимы более широкие возмож-
ности изменения температуры и скорости нагрева. Вопрос
о влиянии этих факторов на глубину закалки рассматривается
в главе X. Здесь же на примере стали 9ХС и ХВГ покажем вли-
яние температуры при различных скоростях нагрева на струк-
туру и поверхностную твердость закаленного слоя. В целом
Рис. 119. Изменение поверхностной твердости
стали 9ХС в зависимости от температуры закал-
ки при различных скоростях нагрева
приведенные данные позволяют увязать глубину закаленного
слоя с условиями получения максимальной твердости на по-
верхности.
В графическом виде изменение поверхностной твердости
в зависимости от температуры закалки при скорости нагрева
50, 200, 400 и 700° в секунду представлено на рис. 119 для ста-
ли 9ХС и на рис. 121 для ХВГ. На рис. 120 и 122 показана
зависимость поверхностной твёрдости от скорости нагрева при
различной температуре в. ч. з. для сталей тех же марок.
Рис. 120. Изменение поверхностной твердости стали
9ХС в зависимости от скорости нагрева при различ-
ной температуре закалки
Температура закалки, ff
Рис. 121. Изменение поверхностной твердости
стали ХВГ в зависимости от температуры закалки
при различных скоростях нагрева
150
Влияние высокочастотной закалки на структуру стали
Анализ полученных результатов дает возможность сделать
некоторые обобщающие заключения:
1. По мере возрастания скорости нагрева температура, обес-
печивающая полную закалку, все более повышается (рис. 119)
При скорости 50° в секунду минимальная температура нагрева
для полной закалки составляет 840°, при скорости 200° в секун-
ду полную закалку обеспечивает температура нагрева 880°. При
скорости 400° в секунду для обеспечения полной закалки тре-
буется нагрев до 920°, а при 700° в секунду — еще более высо-
кий нагрев — до 960—1000°.
2. Закалка при нагреве с большими скоростями (и соответ-
ственно до более высоких температур) приводит к образованию
наиболее дисперсной структуры, обладающей наибольшей
твердостью. Максимум твердости смещается к более высоким
^значениям по мере возрастания скорости нагрева.
Закалка при нагреве до 840—880° со скоростью 50° в се-
кунду сообщает твердость1 в 65 Rc- Закалка при нагреве до
880—920° со скоростью 200° в секунду дает возможность полу-
чить среднюю твердость 66 R с - Нагрев до 920—960° со ско-
ростью 400° в секунду обеспечивает после закалки твердость
66,5 Rc . Нагрев до 960—1000° со скоростью 700° в секунду
позволяет получить после закалки среднюю твердость 67 Rc .
Мелкоигольчатый мартенсит, получаемый при нагреве по перво-
му режиму, сменяется еще более мелким мартенситом при на-
греве по второму режиму.
При нагреве по третьему и четвертому режимам наблюдает-
ся дальнейшее измельчение структуры, что и обусловливает
максимальное повышение твердости.
Приведенные данные являются очень важным доказатель-
ством правильности предложенной нами схемы превращений
при нагреве токами высокой частоты и вытекающего из нее вы-
вода о неизбежном с возрастанием скорости нагрева смещении
основных фазовых превращений в область более высоких тем-
ператур. Критическая точка Ach полученная для случая обыч-
ного медленного нагрева (со скоростью 5° в минуту), для стали
9ХС находится при 785°. Обычная закалка инструмента из
стали 9ХС производится с температуры 850°. При высокочастот-
ной же закалке нагрев до этой температуры приводит к непол-
ной закалке.
Для полной в. ч. з. превышение температуры при скорости
нагрева 50° в секунду должно составлять в среднем 10—20°,
при скорости 200° в секунду 30—50°, при скорости 400° в секун-
ду примерно 100°, при 700° в секунду 120—150°.
1 Данные по стали 9ХС.
Влияние температуры высокочастотной закалки
151
3. Закалка при нагреве до одинаковой температуры с раз-
ными скоростями приводит к различному характеру изменения
структуры и твердости в зависимости от принятой температуры
нагрева. Например, нагрев до 800—840° (на рис. 119 вертикаль
А) сообщает после закалки тем большую твердость, чем мень-
ше скорость нагрева.
В указанном диапазоне температур с повышением скорости
нагрева за пределы 50° в секунду количество и объем не пре-
вращенных при нагреве участков все более возрастает, что
и обусловливает получение пониженной твердости.
Повышение же скорости нагрева при закалке с температур
960—1000° (на рис. 119, вертикаль В) приводит к возрастанию
твердости.
Нагрев до указанных температур обеспечивает полноту
превращений при всех использованных в процессе исследо-
вания скоростях;, величина твердости зависит от измельчен-
ности структуры, наилучшим образом обеспечиваемой нагревом
с большой скоростью.
При скорости нагрева 700° в секунду температура 1000° яв-
ляется оптимальной и структура имеет вид скрытокристалличе-
ского мартенсита с твердостью 67 Rc- При скорости 400° в се-
кунду нагрев до той же температуры дает структуру еще весьма
благоприятную — с твердостью 65 R с- При скорости 200 и 50°
в секунду игольчатость становится заметной, твердость сни-
жается до 63 K.q
Сказанное наглядно иллюстрируется кривыми зависимости
твердости от скорости нагрева для постоянных температур за-
калки. Нагрев до температур выше 1000° при всех скоростях
в диапазоне 50—700° в секунду способствует росту зерен аусте-
нита, что приводит к образованию заметной игольчатости мар-
тенсита. Размеры игл увеличиваются по мере возрастания тем-
пературы закалки. На рис. 120 это нашло отражение в том,
что кривая твердости для температуры закалки 960° идет выше,
чем при закалке с большей температуры (1200°), так как
последняя при всех скоростях нагрева приводит к большему
росту зерен аустенита. В районе низких температур картина
расположения кривых обратная: кривая для более высокой тем-
пературы (840°) идет выше кривой для более низкой темпера-
туры (800°). Объяснение причин такого явления было дано
выше.
Между температурой 840°, при которой повышение скорости
нагрева вызывает понижение твердости, и температурой 960°,
при которой повышению скорости сопутствует повышение твер-
дости, должен быть температурный интервал, где изменение
скорости в пределах 100—700° в секунду не дает существенных
152
Влияние высокочастотной закалки на структуру стали
изменений величины поверхностной твердости. Линия для тем-
пературы закалки 920° является одной из горизонталей, соот-
ветствующих этому температурному интервалу.
На рис. 121 показано изменение .твердости в зависимости от
температуры закалки при постоянных значениях скорости для
стали ХВГ. На рис. 122 показано изменение твердости в зависи-
мости от скорости нагрева в области фазовых превращений при
постоянных значениях температуры закалки для стали той же
марки.
Общие закономерности, отмеченные для стали 9ХС, хорошо
воспроизводятся и на стали ХВГ. Некоторые количественные
Рис. 122. Изменение поверхностной твердости
стали ХВГ в зависимости от скорости нагрева
при различной температуре закалки
отклонения объясняются различием состава стали и характера
исходной структуры.
При высокочастотной з.акалке изделий в производственных
условиях часто /встречающиеся различия структуры, поверхност-
ной твердости и глубины закаленного слоя (при нагреве до оди-
наковой температуры) объясняются тем, что с доступной точ-
ностью учитывается лишь один фактор высокочастотного
нагрева — температура.
Если же учитывать и строго соблюдать не только темпера-
турные, но и скоростные условия высокочастотного нагрева,
то при прочих равных условиях такие различия не могут иметь
места.
Влияние исходной структуры
153^
5. ВЛИЯНИЕ ИСХОДНОЙ СТРУКТУРЫ СТАЛИ
ПРИ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ЗАКАЛКЕ
В главе IV были рассмотрены особенности фазовых превра-
щений при нагреве токами высокой частоты безотносительно-
к состоянию исходной структуры на основе общих положений
о тепловом воздействии тока на нагреваемую часть стального-
изделия. Вместе с тем исходное состояние сплава существенно
отражается на характере превращений даже при одинаковом хи-
мическом составе, что вызывает необходимость изменять усло-
вия высокочастотного нагрева при переходе ст одной исходной
структуры к другой. Структура и твердость закаленного слоя
в результате в. ч. з. также могут оказаться различными.
До настоящего времени влияние исходной структуры на ре-
зультат закалки в случае индукционного йагрева изучено не-
достаточно. Отдельные сведения имеются лишь в небольшом
количестве исследований. Полное исследование вопроса пока
не было предпринято, что сужает возможности еще более ра-
ционального использования преимуществ в. ч. з. в практических,
целях.
Весьма существенным является факт, обнаруженный в рабо-
те К. А. Малышева и В. А. Павлова [36]. Если электронагреву
подвергается структура, имеющая в исходном состоянии цемен-
титную сетку, то растворение идет путем постепенного умень-
шения ее толщины. При обычном же нагреве в печах или ван-
нах данному процессу в ряде случаев предшествует коагуляция
цементита. Такое различие, повидимому, объясняется специфи-
ческим тепловым воздействием тока на гетерогенную структуру..
При обычном нагреве первые возникшие зерна мало устойчивы.
Поверхность соприкосновения новой фазы (аустенита) с исход-
ными фазами увеличивается очень медленно. Процесс растворе-
ния цементита в аустените вначале не получает большого-
развития и преобладающим процессом является коагуляция
карбидов.
При нагреве же электрическим током вследствие уплотне-
ния его линий и большего выделения тепла на границах раздела
фаз возникающие в этих местах зародыши аустенита значи-
тельно устойчивее, число их быстро возрастает, поверхность
соприкосновения аустенита с цементитом и ферритом быстро
увеличивается. Благодаря этому растворение цементита в аус-
тените идет „с большей скоростью, процесс диффузии углерода»
в самом аустените также ускоряется. Весьма быстрое возраста-
ние температуры в промежутках между карбидами вследствие
трансформации энергии тока в тепловую энергию и наличия
354
Влияние высокочастотной закалки на структуру стали
разности в температурах промежутка и границы с карбидом
создает условия устойчивого существования аустенита с малым
'содержанием углерода, что также способствует ускорению диф-
фузии углерода внутри аустенита.
Скорость возрастания объема новой фазы оказывается, по-
видимому, настолько большой, что процесс коагуляции цемен-
тита в основном подавляется скоростью его растворения в ау-
стените.
Для выяснения вопроса о возможности исправления брака
по цементитной сетке электронагревом необходимо раздельно
изучать влияние температуры и скорости нагрева токами высо-
кой частоты на характер растворения цементитной сетки при
различной ее толщине. Соответствующие эксперименты излага-
ются в главе VII.
Известно, что превращение перлита и карбидов при всяком
нагреве протекает тем быстрее, чем больше степень дисперсности
структурных составляющих. В той же работе К- А. Малышев
и В. А. Павлов исследовали влияние исходной структуры на
закаливаемость стали, содержащей 0,5% С и около 1,0%' Сг.
Воздействию переменного тока подвергались три исходных со-
стояния перлита — зернистый, сорбитообразный и тонкопластин-
чатый.
При исходной структуре сорбитообразного и тонкопластин
чатого перлита полная закалка и высокая твердость достигают-
ся в случае нагрева до 825°, а при структуре зернистого перлита
только при нагреве до 900°.
Мартен и Уайли [13] изучали влияние исходной структуры
при нагреве токами высокой частоты. Установлено, что сорбит-
ная структура превращается в аустенит при более низкой тем-
пературе, чем структура, полученная при отжиге или нормали-
зации.
Перлитные участки первыми превращаются в аустенит. Сле-
довательно, чем меньше участков структурно свободного ферри-
та или избыточных карбидов, тем быстрее завершается образо-
вание аустенита.
При исходной структуре сорбитообразного перлита (сталь
с 0,47% С) закалка с 800° обеспечивает образование мартенси-
та во всем объеме. Структура образцов, предварительно отож-
женных или нормализованных после такой закалки, представляет
собой мартенсит и феррит. В углеродистой стали с 0,8% С
превращение в аустенит при высокочастотном нагреве идет
быстрее, если исходная структура представляет мелкий перлит,
а не грубый перлит, полученный при отжиге. Авторы обнаружи-
ли также, что глубина закалки у образцов, предварителую
нормализованных, больше чем у образцов, охлажденных в печи
(отожженных). У стали, близкой к эвтектоидному составу,
Влияние исходной структуры
155
глубина закалки возрастает с уменьшением расстояния между
цементитными пластинками перлита. Наиболее благоприятной
исходной структурой для в. ч. з. является сорбит. При наличии
такой структуры обеспечивается получение более высокой твер
дости и большей глубины закалки.
Влияние исходной структуры меньше сказывается при за-
калке с высоких температур. Следовательно, в случае необхо-
димости закалки весьма тонких слоев выбору исходной струк-
туры необходимо уделять большое внимание.
В разделах 1, 2 и 3 настоящей главы было показано, что
в. ч. з. сообщает стали более высокую поверхностную твер-
дость, чем обычная закалка. На величину поверхностной твер-
дости в случае в. ч. з. оказывает определенное влияние состоя-
ние исходной структуры. В связи с этим необходимо рассмотреть
вопрос о причинах повышения твердости при в. ч. з. и той роли,
какую играет исходная структура. При изучении вопроса возни-
кает ряд трудностей, так как одни и те же экспериментальные
данные приводят исследователей к различным несовпадающим
заключениям!. Единое мнение по данному вопросу не сложилось,
однако путем сопоставления упомянутых заключений и экспери-
ментальных данных, н|а основе которых они высказаны, можно
сделать некоторые предварительные выводы.
Г. Осборн [35] повышенную твердость при в. ч. з. объясняет
тем, что в результате «практически мгновенного» нагрева
в пределах всей структуры, способствующего быстрому раство-
рению карбидов, образуется весьма однородный аустенит. Боль-
шее повышение твердости углеродистой стали объясняется
большей разницей в степени измельчения мартенсита при ин-
дукционной и обычной закалке. У легированной же стали мар-
тенсит имеет более тонкую структуру и при обычной закалке.
Мартен и Уайли приходят к противоположному выводу. При-
чиной более высокой твердости после в. ч. з. они считают не-
однородность мартенсита, являющуюся результатом сверхбыст-
рого нагрева, а также сжимающие напряжения, которые при
закалке возникают в поверхностном слое. Неоднородность мар-
тенсита, полученного при в. ч. з. они доказали микрофотогра-
фией (рис. 56) а увеличением в 9000 раз.
Объяснение повышенной твердости неоднородностью обра-
зующегося мартенсита находится в противоречии с собственны-
ми экспериментами авторов.
На рис. 123 приведены сравнительные данные Мартена и
Уайли о твердости стали, подвергнутой одинарной и двойной
в. ч. з. После двойного индукционного нагрева однородность мар-
тенсита повысилась, что естественно, так как второму нагреву
1 Такой мартенсит называют иногда псевдоперлитом.
156
Влияние высокочастотной закалки на структуру стали
подвергалась весьма тонкая структура; выравнивающее действие
второго нагрева не могло не сказаться. Однако твердость не по-
низилась, а повысилась. При этом эксперименте авторы пресле-
довали другую цель. Они стремились доказать и доказали, что
при двойном нагреве увеличивается глубина закалки. Но ход из-
Рис. 123. Измене-
ние твердости по
сечению стали,
подвергнутой высо-
кочастотной закал-
ке (Мартен и
Уайли)
менения твердости по сечению при одинарной и двойной закал-
ке ясно показывает, что авторы впали во внутреннее противо-
речие. Из экспериментальных данных Мартена и Уайли можно
сделать вывод, что при в. ч. з. может образоваться неоднород-
ный мартенсит — «псевдоперлит», обладающий более высокой
твердостью, чем мартенсит обычной закалки. Однако еще боль-
шей твердостью обладает более однородный мартенсит в. 'ч. з.
Следовательно, объяснение повышения твердости неоднородно-
стью мартенсита при в. ч. з. в том виде, как оно приведено
в упомянутой работе, принять нельзя.
С нашей точки зрения, неоднородность мартенсита при
в. ч. з. играет важную роль в повышении твердости. Но неод-
нородность надо рассматривать в связи с величиной участков,
содержащих разное количество углерода. Наибольшей твердо-
стью при прочих неизменных обстоятельствах обладает, вероят-
но, такой мартенсит, у которого степень неоднородности в целом
меньше, но сами зоны неоднородности максимально измельче-
ны. Такое измельчение неоднородностей, повидимому, и проис-
ходит при двойной индукционной закалке. Мартенсит, обла-
дающий более мелкими зонами неоднородности после повтор-
ной закалки, в целом однороднее, чем после первой, из чего
следует, что влияние неоднородности необходимо рассматривать
в связи со степенью дисперсности неоднородных фаз.
Фаугн [42] считает, что повышенная твердость мартенсита
при в. ч. з. объясняется его мелкозернистостью; это совпадает
Влияние исходной структуры 157
с точкой зрения Осборна. Мы полагаем, что мелкозернистость
является не единственной причиной большего повышения твер-
дости в результате в. ч. з., а фактором, сопутствующим макси-
мальной измельченное™ неоднородностей. Мелкозернистый же
мартенсит, полностью однородный, обладает твердостью, не-
сколько меньшей мартенсита столь же мелкозернистого, но не
однородного.
Именно поэтому важную роль в получении максимальной
твердости при в. ч. з. играет степень дисперсности исходной
структуры. Более мелкая исходная структура представляет
благоприятные условия для получения при индукционной закал-
ке структуры с максимальной измельченностью неоднородностей.
ГЛАВА VI
МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА СТАЛИ,
ПОДВЕРГНУТОЙ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ
ЗАКАЛКЕ
При изучении влияния высокочастотной закалки на механи-
ческие свойства стали для правильного суждения о преимуще-
ствах нового метода термической обработки необходимо учи-
тывать особенности индукционного нагрева. В противном слу-
чае исследование приводит к неправильным эксперименталь-
ным результатам, характеризующим не столько метод высоко-
частотной закалки, сколько методику испытаний.
Поэтому, прежде чем перейти к освещению результатов оп-
ределения механических свойств стали, подвергнутой в. ч. з.,
следует рассмотреть вопросы методики механических испыта-
ний — выбор оптимального типа образцов, нагревательных и
закалочных устройств.
1. ВЫБОР ОБРАЗЦОВ И ЗАКАЛОЧНЫХ УСТРОЙСТВ
ПРИ ИЗУЧЕНИИ ВЛИЯНИЯ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ
ЗАКАЛКИ НА МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА СТАЛИ
Особенности индукционного нагрева, а отчасти и недостаточ-
ная разработанность закалочных устройств не позволяют в ряде
случаев использовать для в. ч. з. образцы, общепринятые для
механических испытаний и пригодные в случае обычной терми-
ческой обработки. Например,, использование призматических об-
разцов для исследования влияния в. ч. з. на механические свой-
ства стали в настоящее время затруднительно. Общим для всех
исследователей нового метода является стремление ограничить-
ся применением цилиндрических образцов, что не наносит су-
щественного ущерба качеству исследований, так как ряд видов
механических испытаний имеет сравнительный характер. Дру-
гим общим правилом при назначении образцов следует считать
нежелательность использования образцов d крутыми галтелями.
Выбор образцов и закалочных устройств
15£
Обязательность учета специфики высокочастотного нагрева,,
задача получения наибольшей повторяемости закаленным слоем
внешней конфигурации образца определяют необходимость до-
полнительной разработки или некоторых изменений в методике
механических испытаний.
Лаборатория в. ч. з. Московского института стали им.
И. В. Сталина провела ряд исследований по определению влия-
ния в. ч. з. на прочность и вязкость стали. Изучалось влияние
в. ч. з. на прочность наиболее распространенной конструкцион-
ной стали (марок 40 и 40Х) при изгибе, кручении, на уста-
лостную прочность и на ударную вязкость.
Рассмотрим методику учета особенностей индукционного
нагрева при проведении испытаний названных видов.
Для определения ударной вязкости после обычной терми-
ческой обработки общепринятыми являются квадратные образ-
цы с вырезом на одной грани.
На квадратных образцах с вырезом на одной грани влия-
ние в. ч. з. на ударную вязкость определять трудно, так как
в круглом индукторе невозможно в случае индукционного наг-
рева получить равномерный прогрев поверхности. Ребра образ-
ца нагреваются до температуры, значительно более высокой,
чем середины граней, так как зазор между индуктором и реб-
ром меньше зазора между индуктором и гранью. Глубина за-
калки в ребрах больше, чем в середине граней. В месте выреза
неравномерность распределения тока еше больше, и вырез вооб-
ще может остаться незакаленным. Применение же плоского ин-
дуктора обусловило бы необходимость закалки каждой грани
в отдельности. Влияние каждого следующего нагрева на грань,
закаленную ранее, едва ли можно исключить.
Следовательно для испытания на ударную вязкость необхо-
димо применять цилиндрический образец. Вырез нежелателен
и на таком образце, потому что в случае использования круг-
лого индуктора вырез вследствие увеличения зазора нагревает-
ся медленнее, чем остальная поверхность образца и закаливает-
ся с более низкой температуры на меньшую глубину.
Первые определения влияния глубины закалки на ударную
вязкость мы провели, однако, на цилиндрическом образце с вы-
резом (рис. 124,а) Образец был предложен Кудрявцевым и Блу-
доровым '[43] и, по их утверждению, эквивалентен квадратному
образцу. Вес предложенного образца равен весу квадратного
образца 10X10 той же длины. Чтобы получить результаты,
сравнимые с другими исследованиями, проводимыми в обычных:
условиях на квадратных образцах, мы и приняли образец,,
эквивалентный по показателям ударной вязкости.
Рис. 124. Образцы для меха-
нических испытаний стали,
подвергнутой высокочастотной
* закалке-.
а — ударный образец цилиндрический
с вырезом (Кудрявцев и Блудоров);
б — цилиндрический без выреза (Куд-
рявцев)
Рис. 125. Образец для испытаний на усталость от
изгиба с кручением (а) и схема изменения скоро-
сти перемещения образцов для определения уста-
лостной прочности при поверхностной закалке (б):
1 — начало нагрева, 2 — максимальная скорость, 3 —
первое переключение на скорость 3 мм'сек, 4 — второе
переключение на скорость 2 мм^сек, 5 — третье пере-
ключение на скорость 3 мм/сек, 6 — четвертое пере-
ключение на максимальную скорость, 7 — конец на-
грева (А. М. Вейншток)
Рис. 126. Образцы, при-
мененные для определе-
ния влияния высоко-
частотной закалки на
прочность при кручении:
а — для определения за-
висимости от глубины
закалки, б— для опре-
деления зависимости от
температуры и скорости
нагрева
Выбор образцов и закалочных устройств
161
Чтобы и при наличии выреза получить форму закаленного
слоя, как можно более приближающуюся к внешней конфигу-
рации образца, пришлось отказаться от цилиндрического индук-
тора, примененного нами для нагрева всех других образцов.
Рис. 127. Устройство для высокочастотного
нагрева ударных образцов с вырезом
После опробования нескольких видов индукторов остановились
на петлевом индукторе, показанном на рис. 127 (пунктиром
изображен образец).
Петля, изготовленная из медной трубки диаметром 6X4 мм,
при пропускании через нее тока высокой частоты создает маг-
нитное поле с расположением силовых линий вдоль образца.
Так как силовые линии замкнуты и прерваться в месте выреза
не могут, они вынуждены его огибать. Ток индуктируется по
всей поверхности, включая и вырез. Следовательно, нагрев вы-
реза идет с меньшим отставанием. Различие в величине зазора
оказывает наименьшее воздействие.
При условии быстрого вращения образца нагрев идет по
окружности почти одинаково как по вырезу, так и по осталь-
ной поверхности. Такой нагрев обеспечивает наибольшее при-
ближение формы закаленного слоя к внешнему очертанию, об-
разца.
11 Зак. 115
162
Механические свойства стали
Образец охлаждали двумя вертикальными спрейерами, уста-
новленными рядом с петлевым индуктором. Нагрев прекращали
и охлаждение включали автоматически при помощи реле вре-
мени, что создало возможность точной регулировки продолжи-
тельности нагрева.
Для получения ответа на вопрос о склонности стали 40Х
к хрупкости после в. ч. з. на глубину, определяемую нами в ка-
честве оптимальной, были проведены испытания образцов после
высокочастотной и после обычной закалки. Для серийных ис-
пытаний по определению влияния в. ч. з. на положение крити-
ческого интервала хрупкости по сравнению о обычной закалкой
был принят цилиндрический образец без выреза. Мы устанавли-
вали температурные условия перехода образца из вязкого со-
стояния в хрупкое при постояной скорости приложения ломаю-
щих усилий.
Такие определения для цементированных образцов произво-
дились Ф. Ф. Витманом и И. С. Напреевым [44]. Авторы при-
менили образец диаметром 9 мм без надреза. Для получения
вязких изломов им пришлось нагревать образцы до температур,
превышающих температуры отпуска. На положение критиче-
ского интервала хрупкости, естественно, оказывали влияние
структурные изменения, происходящие при таком нагреве, что
снижало ценность полученных результатов.
И. В. Кудрявцев [45] предложил1 для таких определений ци-
линдрический образец диаметром 15 мм без выреза (рис. 124,6).
Увеличение диаметра образца до 15 мм снижает критический
интервал хрупкости до температур, не превышающих темпера-
туры отпуска. Вместе с тем испытания таких образцов можно
вести на весьма распространенном копре Шарли 30 кгм. Исхо-
дя из этого, для серийных испытаний мы приняли образец,
предложенный И. В. Кудрявцевым. В каждой серии испытыва-
лось 5—6 образцов. Закалка производилась при помощи ци-
линдрического индуктора и сцрейера. Внутренний диаметр ин-
дуктора был равен 23 мм, высота — 8 мм (рис. 128).
Выбор формы образцов для исследования влияния в. ч. з.
на усталостную прочность также надо производить с учетом
специфических особенностей индукционного нагрева.
Мы считаем ошибочным применять для определения влияния
в. ч. з. на предел усталости от изгиба с кручением общеприня-
тые образцы Шенка, если нагрев ведется в обычном цилиндриче-
ском индукторе при непрерывном перемещении образца с одина-
ковой скоростью. Если прекращать закалку при подходе к галте-
ли, то исследование, по нашему мнению, теряет смысл. Отсутствие
закалки при подходе к опасному сечению обусловливает отсут-
ствие здесь прочного поверхностного слоя. В таком случае
Выбор образцов и закалочных устройств
163
закаленный слой не может оказать упрочняющего воздей-
ствия на опасное сечение. Более того, поверхностная закалка,
осуществленная таким способом, ослабляет опасное сечение
вследствие выхода зоны растягивающих напряжений на наруж-
ные слои как раз в этом месте. Если даже продолжить
индукционный нагрев на головку образца, то в месте пере-
Рис. 128. Индуктор для нагрева цилиндрических
образцов
хода его цилиндрической части в галтель должное упрочне-
ние не получится, а при малых глубинах закалки возможно
и ослабление. При входе галтели в зону действия индуктора
вихревые токи устремляются в кромку головки образца, остав-
ляя ненагретым переход от цилиндрической части образца
в галтель. Такая закалка может вызвать образование в месте
перехода растягивающих напряжений (вместо сжимающих), что
приведет к понижению предела усталости. Но в таком случае
причиной понижения усталостной прочности является непра-
вильное использование метода в. ч. з., но не самый метод.
После первых пробных закалок пришлось отказаться от.
обычных образцов. Образец, принятый к испытанию (рис. 125,а),
был применен К. Н. Смирновой при исследовании влияния глу-
бины кислородно-ацетиленовой закалки на предел усталости.
Правда в ходе исследования К. Н. Смирнова отказалась от та-
кой формы образца, мотивируя тем, что разрушение не всегда
происходит в одном строго определенном месте, не давая воз-
можности судить о величине предела усталости. Однако, в на-
ших испытаниях абсолютное большинство образцов разруша-
лось в необходимом месте, где цилиндрическая часть переходит
в коническую. Что касается возможности разрушения образцов
в ненадлежащем месте (незначительные отступления возмож-
ны), то она не исключена и в общепринятом образце Шенка,
в чем мы убедились на первоначальной стадии нашего исследо-
вания. Образцы, разрушающиеся в ненадлежащем сечении,,
нужно, конечно, считать выпавшими из испытаний.
Для сравнительных испытаний образец с коническим пере-
ходом в нашем случае был более приемлем, чем образец Шен-
ка. Число образцов серии осталось тем же.
11*
164
Механические свойства стали
Образцы для испытаний на усталость закаливались непре-
рывно-последовательным способом. Нагрев осуществлялся ин-
дуктором, подобным показанному на рис. 128, с внутренним
диаметром 18 мм и высотой 8 мм.
Однако, для учета особенностей индукционного нагрева при-
менение для испытаний на усталость образцов такого типа, ка-
кой выбран нами, не является единственно возможным изме-
нением методики исследования против общепринятой.
При последующем изучении влияния в. ч. з. на усталостную
прочность А. М. Вейншток [46] добивалась повторения зака-
ленным слоем внешней конфигурации образца изменением ско-
рости его перемещения, как показано на рис. 125,6. При про-
хождении галтели через индуктор скорость перемещения об-
разца назначалась большей, чем при прохождении цилиндриче-
ской части. । , . | , .
Для испытаний на изгиб в наших исследованиях были вы-
браны простые цилиндрические образцы диаметром 10 мм, дли-
ной 100 мм. Размеры назначены обычные для определений
искомых характеристик на 5-тонном прессе Гагарина. Закалка
осуществлена тем же непрерывно-последовательным способом.
Индуктор имел внутренний диаметр 15 мм, высоту 8 мм.
Образцы для испытаний на кручение показаны на рис. 126, а.
От стандартных образцов они отличаются меньшим диаметром
(оловки, чтобы нагрев можно было вести при помощи индуктора
наименьшего внутреннего диаметра и, следовательно, с наимень-
шим зазором между индуктором и образцом в средней его
части. Индуктор имел внутренний диаметр 26 мм, высоту 8 мм;
Зазор между индуктором и образцом в средней части составлял
3 мм. Образцы закаливались тем же способом, что и преды-
дущие.
Для определения влияния температуры и скорости нагрева
на прочность при кручении выбран образец меньшего диаметра
(рис. 126,6), чтобы получить сквозную в. ч. з.
2. ВЛИЯНИЕ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ЗАКАЛКИ
НА ПРОЧНОСТЬ КОНСТРУКЦИОННОЙ СТАЛИ
(объемная закалка)
В главе V было показано, что мартенсит в результате
в. ч. з. можно получить различным в зависимости от условий
нагрева—температуры и скорости его в области фазовых пре-
вращений. Следовало ожидать, что и механические свойства
мартенсита также различны и определяются для испытываемой
стали указанными параметрами в. ч. з.
Влияние закалки на прочность конструкционной стали
165
На механические свойства поверхностно-упрочненного изде-
лия оказывают влияние прежде всего прочность и вязкость за-
каленного' слоя, величина переходной зоны и в определенной
мере — свойства сердцевины. Влияние собственно закаленного
слоя на свойства поверхностно-упрочненного изделия в целом
выявить затруднительно, так как сказывается влияние всех трех
зон — твердого поверхностного слоя, переходной зоны и серд-
цевины. Особенно трудно учесть влияние переходной зоны ’, так
как величина и характер изменения структуры также зависят от
условий индукционного нагрева, изменяясь совместно со свой-
ствами закаленного слоя. Кроме того, при поверхностной закал-
ке даже на одну и ту же глубину, но с различными переходны-
ми слоями условия охлаждения поверхностного слоя не одина-
ковы. Охлаждение поверхностного слоя внутренними слоями
в большей мере сказывается при малой толщине переходного
слоя, т. е. в случае применения большой скорости нагрева.
Поэтому для выявления влияния в. ч. з. на механические
свойства стали исследование целесообразно начать с изучения
свойств образцов, получивших сквозную закалку. При таком
условии можно определить свойства мартенсита в. ч. з., полу-
ченного при различных температуре и скорости нагрева, выя-
вить влияние каждого из указанных факторов. При сквозной
закалке устраняется влияние переходного слоя также на ха-
рактер охлаждения поверхностных слоев. Охлаждение образ-
цов, получивших сквозной прогрев, совершается только путем
теплоотдачи через поверхностные слои. Таким образом, можно
определить механические свойства той структуры, какую при
поверхностной закалке получаем только в поверхностном слое.
Установив влияние температуры и скорости нагрева токами вы-
сокой частоты на те или иные свойства мартенсита при наличии
его во всем объеме изделия, легко перейти к рассмотрению
свойств изделия, содержащего мартенсит только в поверхност-
ном слое.
Исследования были проведены для конструкционной стали
марок 40 и 40Х, состав которых указан на стр. 120.
Все образцы обрабатывались в следующем порядке:
1. Улучшение заготовок с применением режима: для стали
40 — нагрев до 850°, выдержка при этой температуре 20 мин.,
охлаждение в воде; высокий отпуск 650—680° в течение 2 час.,
охлаждение в воздухе; для стали 40Х — режим тот же с одним
изменением — охлаждение при закалке производилось в масле.
После улучшения заготовки имели твердость 23—26 Rc-
1 Свойства сердцевины учитываются механическими испытаниями на об-
разцах, подвергнутых той термической обработке, которая является предва-
рительной для поверхностно-закаливаемых образцов.
166
Механические свойства стали
2. Механическая обработка до чистовых размеров с при-
пуском 0,02—0,03 мм на окончательную шлифовку после
в. ч. з.
3. Высокочастотная закалка по соответствующему режиму.
4. Отпуск 180—200° в течение 2 час. в масляной ванне.,
5. Окончательная шлифовка до заданных размеров.
Такой порядок обработки был применен к образцам и для
сквозной и для поверхностной закалки.
ПРОЧНОСТЬ ПРИ ИЗГИБЕ
Образцы, которые закаливались во всем объеме, подверга-
лись нагреву токами высокой частоты до температур в пределах
от 840 до 1040° через каждые 40°. Скорость нагрева \ исходя
Расстояние от поверхности ff juju
Рис. 129. Изменение твердости по се-
чению образцов для испытания на из-
гиб. подвергнутых высокочастотной за-
калке:
1 — при скорости нагрева 270° в секунду до
960°; 2 —• при 155° в секунду до 840°
в величине Hv (при нагрузке 5 кг)
ром образца было весьма незначительным.
из возможности получения
сквозного прогрева при за-
калке с наиболее низкой
температуры была принята
в 155° в секунду для стали
40 и 175° в секунду для
стали 40Х. Влияние скоро-
сти нагрева определялось
в интервале 60—270° в се-
кунду для стали 40 (тем-
пература нагрева при всех
скоростях оставалась оди-
наковой, равной 960°), и
50—400° в секунду для ста-
ли J40X (температура наг-
рева 1000°).
Для большей уверен-
ности в том, что закалка
во всех случаях получена
действительно сквозная,
кроме просмотра изломов,
производилось измерение
твердости Яг по всему се-
чению образца. Различие
между поверхностью и цент-
На рис. 129 показано изменение твердости по сечению об-
разца из стали 40 для случая закалки с наибольшей скоростью
1 В дальнейшем изложении при упоминании скорости нагрева, как
и выше, имеется в виду скорость в температурной области фазовых превра-
щений.
Влияние закалки на прочность конструкционной стали
167
нагрева 270° в секунду при
960° (кривая 1). При мень-
ших скоростях нагрева до
той же температуры тем
более обеспечивается сквоз-
ная закалка. Кривая 2 рис.
129 показывает изменение
твердости по сечению для
закалки с наиболее низкой
температуры 840° при! ско-
рости нагрева ISS10 в секун-
ду. При нагреве с той же
скоростью до больших тем-
ператур сквозной прогрев
тем более обеспечен.
Для стали 40Х макси-
мальная скорость ,нагрева,
обеспечивающая (сквозную
закалку с температурой
1000°, составляет 400° в се-
кунду (для образца 10мм).
Поэтому только указанная
скорость и применялась при,
наших испытаниях.
Результаты испытаний
для стали 40 и 40Х показа-
ны на рис. 130—<133.
Результаты испытаний
стали 40 показывают, что
при постоянной скорости
нагрева повышение темпе-
ратуры закалки приводит
к снижению характеристик
прочности. Повышение тем-
пературы от 840 до 920°
снижает предел пропорцио-
нальности ар на 13 кг!мм2,
предел прочности на 14
кз/мм2. Дальнейшее повы-
шение температуры увели-
чивает понижение показа-'
телей прочности. Повыше-
ние температуры до 1000°
приводит к снижению ар на
37 кг]мм2, а повышение до
1040° вызывает снижение
Рис. 130. Влияние температуры закал-
ки на прочность стали 40 при изгибе
(при постоянной скорости нагрева)
Рис. 131. Влияние скорости нагрева
при высокочастотной закалке на проч-
ность стали 40 при изгибе (при по-
стоянной температуре закалки)
168
Механические свойства стали
Рис. 132. Влияние температуры закалки
на прочность стали 40Х при изгибе (при
постоянной скорости нагрева)
Рис. 133. Влияние скорости нагрева
при высокочастотной закалке на
прочность стали 40Х при изгибе
(при постоянной температуре закалки)
на 80 кг]мм?, аь сни-
жается на 118 ка]мм?.
Для стали 40Х харак-
тер изменений тот же.
Более интенсивное паде-
ние прочности у стали
40Х начинается лишь с
1000° (при скорости 175°
в секунду). Повышение
температуры до 1080°
вызывает снижение <зр на
114 кг]мм2 по сравнению
е его величиной при
1000^. До 1000° умень-
шение прочности незна-
чительное.
Из приведенных дан-
ных видно, что при неиз-
менной скорости нагрева
Чрезмерное повышение
температуры вредно от-
ражается на показателях
прочности при изгибе.
При скорости нагрева
155° в секунду темпера-
тура для стали 40 не
должна подниматься вы-
ше 920°, для стали 40Х
температура нагрева дол-
жна находиться в преде- ’
лах до 1000° при скоро-
сти 175° в секунду.
Влияние скорости на-
грева при неизменной
температуре показано на
рис. '131 и 133. С увели-
чением скорости нагрева
показатели прочности
повышаются.
Более интенсивное
повышение характерис-
тик прочности наблю-
дается при меньших ско-
рОстях. Увеличение ско-
рости нагрева от 60 до
155° в секунду повышает
у стали 40 а р на
Влияние закалки на прочность конструкционной стаги
169
58 кг!мм2 и а* на 81 кг/мм2. Дальнейшее же увеличение от 155
до 270° в секунду повышает °р на 8 кг/мм2, а оь на 24 кг]мм2.
У стали 40Х интенсивное изменение характеристик прочности
при нагреве до 1000° наблюдается до скорости 175° в секунду.
При увеличении скорости от 50 до 175° в секунду ар возрастает
на 48, а на 103 кг!мм2. В интервале 175—400° в секунду °р
увеличивается на 6 kzJmm2, а на 7 кг 1мм2.
Таким образом; если остановиться для стали 40 на темпе-
ратуре закалки 960°, то увеличение скорости нагрева выше 155°
в секунду следует считать нецелесообразным. При скорости на-
грева 270° в секунду и больше температура закалки должна
быть выше. Интенсивное падение характеристик прочности,
очевидно, начинается не при 920°, а при более высоких темпе-
ратурах.
При высокочастотной закалке стали 40Х на основании полу-
ченных данных можно рекомендовать следующие условия наг-
рева: температура должна быть близка к 960°, скорость нагре-
ва не должна превышать 175° в секунду.
ПРОЧНОСТЬ ПРИ КРУЧЕНИИ
Изучение влияния температуры и скорости высокочастотно-
го нагрева производилось на образцах, получивших сквозную
закалку, как и при испытаниях на изгиб.
Температура закалки изменялась в пределах от 820 до-
1040°. Скорость нагрева во всех случаях составляла 100° в се-
кунду.
Влияние скорости нагрева определялось для интервала 50—
’230° в секунду для стали 40 и 45—260° в секунду для стали 40Х.
Изменение твердости по сечению для случая закалки с наи-
большей скоростью при постоянной температуре и для закал-
ки с наиболее низкой температуры при постоянной скорости по-
казано на рис. 134. В обоих наименее благоприятных для глу-
бокого прогрева случаях получена сквозная закалка. Ро всех
остальных случаях сквозная закалка тем более обеспечена.
Результаты испытаний для стали 40 и 40Х приведены на
рис. 135—138.
Для стали 40 температура нагрева 820° и даже 870° при
большой скорости нагрева оказалась недостаточной, чтобы по-
лучить максимальную прочность. Для выбранной скорости наг-
рева максимальная прочность при кручении достигается лишь,
в случае нагрева до 920°, когда обеспечивается полнота пре-
вращений при нагреве и высокая дисперсность структуры.
С дальнейшим повышением температуры прочность уменьшает-
ся вследствие укрупнения зерна. При закалке с темпера-
170
Механические свойства стали
Рис. 134. Изменение твердости по
сечению образцов для испытаний
на кручение, подвергнутых сквозной
высокочастотной закалке
Рис. 135. Влияние температуры закал-
ки на прочность стали 40 при круче-
нии (При постоянной скорости нагрева)
туры 960° снижается на
3 кг[мм2, на 4 кг/мцг
против соответствующих
показателей при закалке
с температуры 920°.
Еще большее повыше-
ние температуры нагрева
приводит к более значи-
тельному снижению проч-
ности.' Общее снижение
при закалке с температуры
1040° составляет 26 кг [мм2.
Для стали 40Х характер
изменений остается таким
же. Отличие от стали 40
состоит в том, что макси-
мальным значениям и -ь
при скорости 100° в секун-
ду отвечает более высокая
температура (960°). Повы-
шение температуры до
1000° приводит к незначи-
тельному снижению и
~ь .При 1080° снижение
составляет (по сравнению
с показателями при 960°)
для 19 кг!мм2, для
27 кг]мм2.
Из приведенных данных
видно, что в случае неиз-
менной скорости нагрева
чрезмерное повышение тем-
пературы вредно отражает-
ся на характеристиках
прочности при кручении.
Для стали 40 при скорости
нагрева 100° в секунду тем-
пература не должна превы-
шать 920°. Для стали 40Х
при той же скорости нагре-
ва температура должна на-
ходиться в пределах 940-—
980°.
Влияние скорости нагре-
ва при постоянной темпера-
туре закалки показано на
рис. 136 и 138.
Рис. 136. Влияние скорости нагре-
ва при высокочастотной закалке
на прочность стали 40 при кручении
(при постоянной температуре закал,
ки)
Телтерашура Заками Я
Рис. 137. Влияние температуры
закалки на прочность стали 40Х
при кручении (при постоянной
скорости нагрева)
Рис. 138. Влияние скорости нагрева при
высокочастотной закалке на прочность
стали 40Х при кручении (при постоян-
' ной температуре закалки)
172
Механические свойства стали
Увеличение скорости нагрева благоприятно отражается на
характеристиках прочности при крученци. Однако увеличе-
ние прочности для стали 40 отмечено только до скорости 160е"
в секунду, для стали 40Х — до 190° в секунду. По сравне-
нию со скоростью 50° в секунду предел пропорциональности т
у стали 40 увеличивается на 20 кг/мм2, а на 36 кг]мм2. Для
стали 40Х при увеличении скорости нагрева от 45 до 190°
в секунду — соответственно на 19 и 43 кг/мм2. Дальнейшее
увеличение скорости нагрева на прочность при кручении не
влияет. Следовательно, увеличение скорости выше указанных
пределов не имеет смысла.
Знание предела скорости нагрева имеет большое значение для
получения не только прочного закаленного слоя, но и всего из-
делия в целом. При поверхностной закалке чрезмерное увеличе-
ние скорости может привести к ослаблению изделия, так как
прочность закаленного слоя не увеличивается, а переходный слой
получается слишком малым; остаточные растягивающие напря-
жения, сосредоточенные в чрезмерно уменьшенном объеме, от-
рицательно сказываются на работе изделия1*
3. ВЛИЯНИЕ ПОВЕРХНОСТНОЙ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ
ЗАКАЛКИ НА ПРОЧНОСТЬ КОНСТРУКЦИОННОЙ СТАЛИ
Для наиболее рационального и выгодного использования
в. ч. з. при поверхностном упрочнении, кроме тех двух парамет-
ров, влияние которых подробно рассмотрено выше (температура
и скорость нагрева в области фазовых превращений), обязате-
лен правильный выбор третьего параметра поверхностной закал-
ки — глубины закаленного слоя.
Испытания образцов, закаленных при нагреве токами высо-
кой частоты на различные глубины, в отечественных исследова-
ниях раньше не производились. При других же методах поверх-
ностного упрочнения такие испытания выполнялись неоднократ-
но. Поэтому постановка таких испытаний для высокочастотной
закалки представляла, по нашему мнению, несомненный научно-
практический интерес.
В задачу нашего исследования входило отыскание оптималь-
ной глубины закалки, хорошо отвечающей требованиям как по-
вышения прочности, так и сохранения достаточно высокой удар-
ной вязкости. Чтобы при назначении видов испытаний на проч-
ность максимально приблизиться к условиям работы изделйй
1 В настоящее время имеются данные о благоприятном влиянии умень-
шения величины переходного слоя в случае индукционной закалки при на-
греве током машинного генератора. Если при дальнейшем изучении данного
вопроса это положение подтвердится, то сомнения в возможности применения
скоростей нагрева выше указанных нами пределов должны отпасть.
Влияние поверхностной высокочастотной закалки
173
п определить их сопротивляемость создающимся напряжениям,
были приняты следующие испытания:
Ч) на прочность при изгибе,,
2) на прочность при кручении,
3) на усталостную прочность.
На основании результатов указанных испытаний должны
быть выявлены показатели, из которых следует исходить при
назначении важнейшего параметра поверхностной высокочастот-
ной закалки — толщины закаленного слоя. На прочность при
изгибе и кручении была дважды испытана сталь двух марок —
40 и 40Х; на усталостную прочность испытывалась лишь
сталь 40Х.
Так как испытания проводились на образцах разного диамет-
ра, то при выборе глубины закалки в качестве общего параметра
было принято соотношение между площадями закаленного слоя
и незакаленной сердцевины. Это дает возможность судить о не-
обходимой глубине закалки не только по одному какому-либо
виду, а на основе всех принятых видов испытаний. Кроме того,
в ряде исследований по определению зависимости степени
упрочнения от толщины слоя указывается [47], что влияние
оказывает именно соотношение между площадями упрочненного
слоя и неупрочненной средней части.
Данный показатель можно принять в качестве основного
при испытании на образцах различного диаметра, без ущерба
для качества исследования.
Для сравнения высокочастотной закалки с обычной часть
образцов была закалена при обычном нагреве.
Глубины закалки назначались, исходя из принятых соотно-
шений площади закаленного слоя F3.c к площади незакаленной
сердцевины Fc.
При закалке образцов на изгиб и н(а усталость в цилиндри-
ческой части были выдержаны соотношения = 0,25; 0,5;
1,0; 2,0.
На образцах для испытаний на кручение указанные соотно-
шения равнялись: 0,1; 0,25; 0,5; 1,0; 1,5. Большую глубину за-
калки на образцах диаметром 20 мм при имевшихся условиях
получить не удалось.
Условия в. ч. з. для получения закалки той или иной глуби-
ны предварительно1 подбирались на образцах того же типа.
Глубину закалки определяли по виду излома и в отдельных
случаях на шлифах после травления в водном растворе аммо-
нийно-хлористой меди.
174
Механические свойства стали
ПРОЧНОСТЬ ПРИ ИЗГИБЕ
Исходя из принятых соотношений для образцов на изгиб
были назначены и соблюдены при закалке следующие толщины
закаленного слоя:
F3»C —
—— Толщина слоя, мм
Fc
0,25 0,5
0,5 0,9
1,0 1,5
2,0 2,1
На рис. 139 показаны макрошлифы сечений образцов на
изгиб из стали 40. Образцы из стали 40 закаливались при
920—940°, образцы из стали 40Х — при 960—980°.
Рис. 139. Макрошлифы поверхностно-закаленных образцов из стали 40
Результаты испытаний по определению влияния глубины за-
калки на прочность при изгибе представлены на рис. 140 и 14L
Эти данные показывают, что и предел пропорциональности
и предел прочности по мере увеличения закаленной площади
непрерывно растут.
Характер изменения статической прочности примерно оди-
наков для стали обоих марок.
Наибольший рост предела прочности наблюдается до соот-
ношения
F3.c _ J
Fc
Предел пропорциональности возрастает более равномерно —
/* з.с
почти прямо пропорционально росту соотношения .
* с
Наибольшую прочность дает сквозная в. ч. з.
По сравнению с обычной сквозная в. ч. з. у стали 40 повы-
шает предел пропорциональности <зр на 51 кг]мм2, а <зь на
78 кг/мм2.
Предел прочности у стали обеих марок после в. ч. з. на со-
отношение -^- = 2 выше, чем после обычной сквозной закал-
Г С
ки. По этому показателю в. ч. з. приближается к обычной за-
калке уже при соотношении — =1.
Влияние поверхностной высокочастотной закалки
175
Непрерывное возраста-
ние и по мере увели-
чения закаленной части лег-
ко объяснить, если сопоста-
вить показатели для незака-
ленного состояния с данны-
ми для сквозной закалки
при нагреве токами высокой
частоты.
Например, у стали 40
для незакаленного состоя-
ния (после улучшения)
з ==98 кг/мм2, о» =
= 192 кг/мм*.
Для сквозной в. ч. з.1 <зр =
= 253 кг/мм*, а6
=442 кг!мм*.
По мере увеличения
площадь закаленного коль-
ца, имеющего <*р =
=253 кг!мм*, предел про-
порциональности должен
возрастать, так как доля
влияния сердцевины, имею-
щей <зр = 98 кг/мм*, при
этом уменьшается.
Показателем пластично-
сти при изгибе может слу-
жить стрела прогиба. По-
лученные нами данные
весьма показательны. Стре-
ла прогиба при максималь-
ной нагрузке после обыч-
ной закалки равна 2,5 мм,
после сквозной в. ч. з. —
5,5 .ил. По мере увеличения
температуры нагрева при
сквозной в. ч. з. стали 40
стрела прогиба уменьшает-
ся ют 8,2 мм при температу-
ре закалки 840° до 1,5 при
Рис. 140. Влияние глубины закалки на
Рис. 141. Влияние глубины закалки
на прочность при изгибе (сталь 40Х)
температуре закалки 1040°. При закалке с температуры
960° в случае возрастания скорости нагрева от 60 до 270° в се-
1 При обычной сквозной закалке, по данным нашего исследования, сталь
40 имеет следующие характеристики прочности при изгибе ор — 192 кг!мм2,
<>ь == 364 кгfмм2.
176
Механические свойства стали
кунду стрела прогиба увеличивается с 7,4 до 8,6 мм. Можно от-
метить благоприятное влияние в. ч. з. на пластичность.
Таким образом, из всех результатов наших испытаний на
изгиб можно сделать вывод о чрезвычайно положительном
влиянии в. ч. з. на прочность при изгибе. Если она выполняется
Рис. 142. Влияние глубины закалки
на предел пропорциональности при
кручении
правильно, то и пластиче-
ские свойства образцов
значительно выше, чем по-
сле обычной закалки.
ПРОЧНОСТЬ ПРИ КРУЧЕНИИ
Для принятых образцов
(d = 20 мм) при закалке
были получены слон* следу-
ющей толщины;:
ДДР Толщина слоя,
Fc мм
0,1 0,5
0,25 1,2
0,5 1,8
1,0 3,1
1,5 3,6
Глубины закалки были
проверены по макрошлифам •
на пробных образцах того
же диаметра.
Образцы стали 40 закаливались при 920—940°, образцы ста-
ли 40Х— при 960—980°.
Результаты испытаний по определению влияния глубины
закалки на предел пропорциональности при кручении приведены
на рис. 142.
Полученные данные наглядно показывают, что касательные
напряжения, соответствующие пределу пропорциональности, при
возрастании площади закаленного слоя возрастают до соотноше-
р
ния _JL_C = 1. При дальнейшем увеличении закаленной площади
Fc
предел пропорциональности уменьшается.
Характер изменения ~р для стали обеих марок получился
почти одинаковый.
Максимальное . возрастание предела пропорциональности
наблюдается при переходе от соотношения 0,5 ad 1,0. Для стали
40 т возрастает на 16 кг]мм2 (38%), для стали 40Х — на
20 кг]мм2 (35%).
Влияние поверхностной высокочастотной закалки
177
Уменьшение тр при переходе от соотношения 1,0 к 1,5 со-
ставляет для стали 40 — 14 кг/мм2 (21%), для стали 40Х —
.9 кг/мм2 (11%).
Сердцевина образцов после в. ч. з. дает волокнистый вязкий
излом; закаленный слой — хрупкий излом в виде плоского коль-
ца, строго перпендикулярного к образующей. В образцах с глу*
биной закалки 3 мм и больше разрушение Наступает сразу по
всему сечению; при меньшей глубине вначале получает надлом
поверхностный слой, затем образец немного прокручивается,
после чего наступает полное разрушение.
УСТАЛОСТНАЯ ПРОЧНОСТЬ
В последние годы весьма часто обсуждается вопрос о влия-
нии в. ч. з. на усталостную прочность стали.
Кажущаяся невыясненность вопроса задерживает дальнейшее
еще более широкое внедрение в. ч. з.. Такое положение объяс-
няется, повидимому, тем, что первая работа, делавшая попытку
выяснить данный вопрос, опубликованная И. А. Одингом
и Э. В. Шлейером [48] в 1940 г., указывала на отрицательное
влияние в. ч. з. на предел усталости конструкционной легирован-
ной стали. Далее последовала работа Е. А. Найшулера [49],
присоединившегося в своих выводах к данным упомянутого ис-
следования. Более поздняя статья И. А. Одинга [50], не допол-
няя предыдущих новыми экспериментальными данными, пресле-
довала цель теоретически обосновать результаты, полученные
в двух упомянутых работах *.
Необходимо отметить, что и с самого начала исследования
И. А. Одинга и Э. В. Шлейера, а также Е. А. Найшулера неред-
ко оценивались как работы, которые обращали внимание на
необходимость постановки неоднократных и тщательных иссле-
дований по определению предела усталости после в. ч. з., но не
претендовали на такую степень достоверности в данном вопро-
се, чтобы результаты их' можно было использовать при оценке
качества в. ч. з. Выводы, к которым пришли авторы упомянутых
работ, следует объяснить неправильной постановкой определения
влияния в. ч. з. на усталостную прочность, так как они совер-
шенно не учли особенности индукционного нагрева под закалку.
Неосновательны также ссылки на более позднюю работу
американского исследователя Алмена [51]. Следует, прежде все-
го, иметь в виду, что работа Алмена по существу почти ничего
1 В настоящее время И. А. Одинг не придерживается прежде высказан-
ного им мнения. Однако разбор его первых работ здесь необходим, чтобы
выяснить причины получения ошибочных данных. Необходимость такого
разбора обусловлена, кроме того, тем, что сами авторы не раскрывают своих
ошибок.
12 Зак. 115
178
Механические свойства стали
не прибавила к тому, что известно из более ранних работ, про-
веденных советскими исследователями И. Е. Конторовичем и
Л. С. Лившиц [52], а также Д. А. Прокошкиным и Г. К. Шрей-
бер. Отечественные исследования установили характер распреде-
ления остаточных напряжений после в. ч. з. — наличие больших
сжимающих напряжений в поверхностных слоях, их постепен-
ное ослабление и переход в растягивающие напряжения в пере-
ходной зоне. Вопрос об остаточных напряжениях освещен
в разделе 5 настоящей главы.
Прежде чем приступить к изложению результатов работ по
определению влияния в. ч. з. на предел усталости, следует разо-
брать общий вопрос о пределе усталости образцов с твердым
наружным слоем, т. е. о влиянии на усталостную прочность по-
верхностного упрочнения, достигаемого не только путем в. ч. з.,
но и другими методами термической обработки, применявшими-
ся задолго до того, как стал известен метод термообработки
токами высокой частоты.
В этой области было выполнено много работ и в СССР
и за рубежом. Мы сошлемся здесь лишь на некоторые из них,
проведенные в более поздний период.
Е. М. Сидорова [53], изучая влияние на предел усталости
хромоникелевой стали после поверхностного упрочнения, дости-
гаемого путем азотирования, определила, что в результате азо-
тирования предел усталости повышается на 30—40%.
Почти одновременно с работой Е. М. Сидоровой была опуб-
ликована работа Карелиной и Миролюбова [47] по определению
предела усталости на образцах, подвергнутых ацетилено-кисло-
родной закалке. Они также определяли зависимость предела
усталости от глубины закалки. Полученные результаты позволи-
ли авторам сделать заключение, что до определенной глубины,
соответствующей равенству жесткостей упрочненной части сече-
ния (поверхностной части) й неупрочняемой средней части,
предел усталости возрастает. При большей глубине закалки
предел усталости уменьшается.
Несколько ранее (в 1936 г.) И. В. Кудрявцев и В. И. Про-
свирин [54], изучая влияние различных видов химико-термиче-
ской обработки на предел усталости стали, нашли, что по
сравнению с нормализованным состоянием цементация повы-
шает предел усталости1 на 265%, цианирование в 50 %-ной
ванне на 244%, цианирование в 30 %-ной ванне на 209%.
1 Повышение предела усталости при цементации было установлено
и в ряде более ранних работ. Здесь эти работы не рассматриваются, так
как вопрос о влиянии в. ч. з. на усталостную прочность нами освещается
лишь в связи с характеристикой метода в. ч. з.
Влияние поверхностной высокочастотной закалки
179
В 1940 г. Шевандин и Каганович [55] показали, что предел
усталости повышается в результате не только поверхностной
термической обработки, но и всякого вида поверхностного
упрочнения. Например, поверхностный наклеп, созданный пу-
тем обкатки и проковки, тоже повышает предел усталости. По-
верхностное упрочнение, достигаемое обдувкой дробью, значи-
тельно повышает усталостную прочность. По данным И. Т. Се-
менова [56], при, определенном режиме обдувки дробью предел*
усталости гладких образцов повышается на 20% (с 48,5 до-
58 кг/мм2), образцов с надрезом на 50% (с 33 до 49,5 кг/мм2)..
К аналогичным результатам пришли С. И. Ратнер и И. И. За-
харов [57].
Могут быть различия количественного характера, но если
поверхностное упрочнение действительно достигнуто, оно во всех
случаях приводит к увеличению усталостной прочности.
Разногласия существуют лишь в объяснении причин, обусловли-
вающих такое увеличение.
В некоторых работах главная роль отводится собственно,
упрочнению поверхностного слоя. Однако в настоящее время ис-
следователи все больше склоняются к мнению, что повышение
предела усталости обусловлено сжимающими напряжениями, воз-
никающими при поверхностном упрочнении.
Поверхностная в. ч. з., сообщающая наружному слою детали
высокую прочность, создающая остаточные напряжения такого
характера, что у поверхности имеют место сжимающие напря-
жения, также должна повышать усталостную прочность изделий.
В случае равнопрочного изделия разрушение от усталости
начинается у самой поверхности. Микроструктурная картина
возникновения трещины усталости, описываемая Н. Н. Афа-
насьевым [58], показывает, что образование трещины наблю-
дается и в зернах, лежащих у края образца, и в зернах, лежа-
щих на некотором) расстоянии от него, но дальнейшее разви-
тие получают именно те трещины, которые идут от поверх-
ности образца. Они раньше всего раскрываются, у концов их
образуются пакеты сдвигов, обусловливающие разветвление
и удлинение трещин в глубь образца.
У поверхностно-упрочненного изделия разрушение начинает-
ся не о поверхности, а в переходном слое — в подкорковой зоне.
У азотированных образцов начальная точка разрушения лежит
под азотированным слоем. У цементированных и цианированных
образцов первые усталостные трещины возникают и развиваются
под науглероженным слоем. У образцов, поверхностно упрочнен-
ных путем изменения структуры поверхностного слоя, т. е. пу-
тем поверхностной закалки, другой характер образования* и раз-
вития усталостных трещин нельзя предположить. И здесь на-
12*
,180
Механические свойства стали
сальные точки разрушения должны возникать под упрочнен-
ным слоем1.
Таким образом, возникновение усталостных трещин во всех
указанных случаях протекает в иных условиях, чем в случае
равнопрочного изделия, в условиях, затрудняющих возникнове-
ние трещин. Развитие возникших трещин естественно должно
итти в направлении возрастающих усилий, т. е. в направлении
к поверхностным слоям. Встречая на указанном направлении
наиболее прочную часть изделия, трещины развиваются медлен-
нее или при больших внешних нагрузках* 2.
Высокочастотная закалка, создающая условия для получе-
ния в поверхностном слое, наиболее прочной структуры скрыто-
кристаллического мартенсита, должна приводить к еще больше-
му повышению усталостной прочности, чем другие виды поверх-
ностного упрочнения. Мельчайшие зерна скрытокристалличе-
ского мартенсита, имеющие самую различную ориентировку,
обладают наиболее прочной связью. При такой структуре в по-
верхностном слое зерна, ориентировка которых обусловливает
наибольшую восприимчивость к сдвигам, более равномерно рас-
сеяны среди множества других зерен, ориентировка которых
затрудняет образование и развитие линий скольжения. Взаимное
перемещение кристалликов, образование компактных линий
скольжения затруднено большей силой сцепления между зер-
нами.
1 Нетрудно видеть, что выводы И. А. Одинга и Э. В. Шлейера
находятся в противоречии со всеми другими работами по опре-
делению влияния поверхностного упрочнения на усталостную
прочность.
В исследовании И. А. Одинга и Э. В. Шлейера для экспери-
мента был выбран! обычный образец Шенка, весьма часто при-
меняемый при определении предела усталости. Эта работа была
первой попыткой определения влияния в. ч. з. на усталостную
прочность, чем и можно объяснить недостаточно оправданный
выбор образца. Без предварительного выяснения рационально-
го для такого случая режима авторы применили обычный спо-
соб непрерывно-последовательной закалки с неизменной скоро-
стью перемещения образца. В результате закаленный поверхно-
стный слой не только не повторял внешнюю конфигурацию гал-
тели, но даже не приближался к ее форме. Больше того, в месте
Перехода цилиндрической части образца в галтель закаленный
. ; 1 Возникновение трещины на поверхности твердого слоя «может про-
изойти только в результате резкой концентрации напряжений на поверхно-
сти» 1641.
2 Имеется в виду случай, когда свойства сердцевины после поверхно-
стного упрочнения остаются теми же, какими обладал весь образец до
поверхностного упрочнения.
Влияние поверхностной высокочастотнЪй закалки
181
слой прерывался. Такое явление наблюдается не только в слу-'
чае, если нагрев-заканчивается при подходе к галтели, но также
если он идет непрерывно и продолжается на головке образца.
При вводе галтели в цилиндрический индуктор вихревые токи,
индуктируемые на образец, перераспределяются таким образом,
что галтель ими не захватывается, они устремляются в острую
кромку головки, имеющую ббльший диаметр, чем цилиндриче-
ская часть образца, и, следовательно, ближе расположенную
к поверхности индуктора.
При такой конфигурации закаленного слоя создаются допол-
нительные остаточные напряжения, обусловливаемые прекраще-
нием закалки прц переходе в галтель. Зона растягивающих на-
пряжений выходит на поверхйость. Таким образом, участок,
испытывающий максимальное напряжение от приложения внеш-
ней нагрузки (т. е. сечение, в котором происходит разрушение),
не только не был упрочнен, но, наоборот, был ослаблен остаточ-
ными растягивающими напряжениями. Высокочастотная закал-
ка, примененная в таком! виде, вызывает ослабление опасного се-
чения, вместо его упрочнения.
В данном случае должно было, конечно, получиться пониже-
ние предела усталости. Но такой эксперимент не характеризует
влияния упрочнения, достигаемого при высокочастотной закалке
на усталостную прочность. Ошибка экспериментаторов и заклю-
чалась в том, что они не учли указанное обстоятельство. Выбрав
образец Шенка, они должны были разработать такой способ за-
калки, который обеспечивал бы упрочнение галтели.
Е. А. Найшулер применил образец с плавным переходом
(г = 40 мм), но закалке подвергались образцы, имевшие после
предшествовавшей термообработки поводку до 0,25 мм. Вслед-
ствие больших различий в величине зазора между индуктором
и образцом, глубина закаленного слоя получалась весьма нерав-
номерной. Последующей шлифовкой * на глубину 0,6 мм на
участках, имевших закалку меньшей глубины, слой, в котором
концентрировались сжимающие напряжения, полностью или
в значительной части снимался. И в данном случае на поверх-
ности образца имели место растягивающие напряжения, что
и должно было привести к понижению предела усталости
в сравнении с исходным состоянием. Характерно то обстоятель-
ство, что как в работе Е. А. Найшулера, так и во второй статье
И. А. Одинга отмечено, что с повышением глубины закалки то-
ками высокой частоты предел усталости повышается. Это можно
объяснить тем, что при глубокой закалке шлифовкой снимался
не весь закаленный слой, и зона растягивающих напряжений не
выходила на самую поверхность. Отсюда возникло внутреннее
противоречие в выводах обоих авторов. Утверждая, что закалка
токами высокой частоты снижает предел усталости, они пришлй
182
Механические свойства стали
к заключению, что с усилением указанного «отрицательного»
фактора усталостная прочность повышается.
Экспериментальная проверка выводов И. А. Одинга и
Э. В. Шлейера была предпринята нами в 1941 г., т. е. после
Рис. 143. Макрошлифы усталостных образцов
из стали 40Х, подвергнутой высокочастотной
закКлке на разные глубины
опубликования их работы, что позволило учесть допущенные
ошибки.
В наших опытах применялся показанный на рис. 125,а обра-
зец с плавным конусом. Способ закалки — непрерывно-после-
довательный нагрев с охлаждением водой через спрейер, поме-
щенный под индуктором.
Для большей убедительности выводов мы выбрали сталь той
же марки, которая применялась в работе И. А. Одинга и
Э. В. Шлейера, а именно сталь 40Х, химический состав которой
приведен на стр. 120.
Все образцы закаливались при 890—910°. После закалки об-
разцы в течение 2 час. отпускались на 200—220° в масляной
Влияние поверхностной высокочастотной закалки
183
ванне. Твердость на поверхности после в. ч. з. и отпуска состав-
ляла 59—61 Ре-
конфигурация закаленного слоя, получаемая при непрерыв-
но-последовательной закалке на таком образце, показана на
снимке макроструктур (рис. 143).
Как показывают снимки, нам тоже не удалось получить
полного повторения закаленным слоем внешней конфигурации
образца. Опасное сечение имеет меньший закаленный слой, чем
остальная цилиндрическая часть образца, но все же опасное се-
чение было подвергнуто в нашем исследовании упрочняющему
воздействию. Следовательно, испытание на таких образцах в оп-
ределенной мере характеризует влияние в. ч. з. на усталостную
прочность.
Исследование таких
ность, чем иоследование
шаются именно в том
сечении, где оканчи-
вается цилиндрическая
часть, так как имеют
более плавный пере-
ход, чем образцы Шен-
ка.
Отмеченная труд-
ность не исключает
возможности использо-
вания таких образцов,
но требует увеличения
количества образцов
для каждого определе-
ния. Поэтому были
взяты серии с несколь-
ко большим числом
образцов. Образцы,
разрушавшиеся не в надлежащем сечении, исключались из
образцов представляет большую труд-
образцов Шенка; они не всегда разру-
Таблица 3
Результаты испытаний на усталость при
изгибе с кручением
Глубина закалки в цилиндриче- ской части об- разца мм Глубина закалки в опасном сечении •МЛ* Предел усталости °р, кг 1мм2
0,6 0,2 29
0,9 0,4 32
1,5 0,7 48
2,1 1,8 63
Сквозная в.ч.з. 2,1 70
Без закалки — 20
Улучшенные — 24
исследования и не учитывались.
Испытания на усталость при изгибе с кручением были прове-
дены по методу Велера на машине типа «Альфа», с 3500 об/мин.
Результаты испытаний, проведенных на базе 5 млн. циклов,
приведены в табл. 3.
Графически данные табл. 3, отнесенные к принятому нами
„ Ея Г
для всех видов механических испытании соотношению - ° •—
гс
в опасном сечении, представлены на рис. 144.
Результаты испытаний показывают, что по сравнению о улуч-
шением (исходное состояние) даже весьма неглубокая закал-
ка — на 0,2 мм в опасном сечении—приводит к увеличению пре-
184
Механические свойства стали
дела усталости с 24 до 29 кг/мм2, т. е. на 20 %. Увеличение слоя
до 0,4 мм еще больше повышает предел усталости; у образцов,
закаленных на глубину 0,7 мм в опасном сечении, предел уста-
лости увеличивается вдвое. При глубине 2,1 леи, максимально
полученной в нашей работе (на цилиндрической части образца
закалка сквозная), достигнуто
увеличение усталостной прочно-
сти на 290%.
Рис. 144. Влияние глубины за-
кали^ в опасном сечении образ-
цов ~из стали 40Х на предел ус-
талости
той, какая должна
быть при других
Из рис. 144 отчетливо видно,
что с увеличением соотношения
площади закаленного кольца
к незакаленной сердцевине пре-
дел усталости непрерывно растет.
Мы не получили снижения пре-
дела усталости и после опреде-
ленной оптимальной глубины,
что имело место в работах Ка-
релиной и Миролюбова, И. В.
Кудрявцева и В. И. Просвирина
для других видов поверхностного
упрочнения.
Это следует объяснить, пови-
димому, тем, что в опасном се-
чении нами была достигнута глу-
бина, близкая к оптимальной, на
которую указали Карелина и Ми-
ролюбов. Возможно, что в слу-
чае в. ч. з. оптимальной является
глубина, несколько отличная от
видах поверхностного
упрочнения.
Таким образом, наши экспериментальные данные не только
не подтверждают отрицательного влияния в. ч. з. на усталост-
ную прочность, но, наоборот, показывают исключительно благо-
творное ее влияние на работоспособность образца при знакопере-
менной нагрузке.
Надо отметить, что наши результаты нельзя считать оконча-
тельными. Они, вероятно, преуменьшены, и окончательная их ко-
личественная корректировка должна быть получена при такой
закалке усталостных образцов, при которой была достигнута
полная повторяемость закаленным слоем внешней .конфигурации
образца.
Однако качественную сторону — положительное, а не отри-
цательное вияние в. ч. з. на усталостную прочность конструк-
ционной, легированной хромом стали, мы полагаем, можно счи-
тать установленной.
Влияние поверхностной высокочастотной закалки
185
Более поздняя работа Л. С. Лившиц, предпринятая в поряд-
ке проверки наших р.езультатов, подтвердила их правильность.
Анализируя влияние остаточных напряжений на усталостную
прочность, он нашел, что после в. ч. з. предел усталости выше
по сравнению с неупрочненным состоянием во всех случаях, ког-
да на поверхности
имеются сжимающие
напряжения. По ме-
ре снятия поверхно-
стных слоев шли-
фовкой предел уста-
лости снижается, до-
стигая минимума
в том случае, когда
слой сжимающих на-
пряжений полно-
стью снят и на по-
верхности имеются
растягивающие на-
пряжения переход-
ной зоны.
Сказанное, пови-
димому, следует счи-
Рис. 145. Опытные образцы для испытания
на усталость:
а — диаметром 7,52 мм, без надреза: б — диаметром
20 мм, без надреза; в — диаметром 20 мм, с надрезом
тать правильным не
только для образ-
цов, но, и для изде-
лий. По существу
такой же вывод со-
держится и в работе Алмена.
Работа А. М. Вейншток [46] по определению влияния ц. ч. з.
на предел усталости и изучению остаточных напряжений после
поверхностной в. ч. з. также подтвердила положительное влия-
ние в. ч. з. на усталостную прочность. Исследование было про-
ведено па стали двух марок — 40ХНМА и 12ХНЗА. Форма и
размеры образцов показаны на рис. 145, а и б (без надреза) и
на рис. 145, в (образец с надрезом глубиной 0,4 мм). Высоко-
частотная закалка производилась непрерывно-последовательным
способом в цилиндрических индукторах. Охлаждение при закал-
ке осуществлялось эмульсией. Путем подбора был найден поря-
док изменения скорости перемещения образца в индукторе,
обеспечивающий равномерный закаленный слой по всему сече-
нию образца, включая и галтель.
На рис. 146 представлен макрошлиф образца, закаленного
при переключении скорости по схеме, показанной на рис. 125, б.
Закаленный слой хорошо повторяет внешнюю конфигурацию об-
разца. Испытания по определению усталостной прочности, про-
186
Механические свойства стали
веденные А. М. Вейншток на машине УИПМ на образцах, под-
вергнутых улучшению, цементации и в. ч. з., представлены1
в табл. 4.
На основании данных табл. 4 А. М. Еейншток убедилась
в «несомненном и значительном повышении предела усталости
Рис. 146. Макроструктура образца, закаленного при изменении скоро-
сти по схеме рис. 125 б; равномерный слой по всему сечению образца
после поверхностной закалки токами высокой частоты». Был
также сделан вывод о том, что чувствительность к надрезу
у образцов диаметром 20 мм, закаленных токами высокой часто-
ты, почти в два раза меньше чувствительности к надрезу цемен-
тированных образцов. Значительную часть этого эффекта автор
приписывает сжимающим остаточным напряжениям в поверх-
ностном слое образца.
В еще более поздних работах, проводившихся з других орга-
низациях 1 2, положительное влияние в. ч. з. на усталостную проч-
ность образцов полностью подтвердилось.
И. В. Кудрявцев и В. Н. Новиков испытали образцы из стали
50Х (0,51% С; 0,18% Si; 0,67% Мп; 0,90% Сг; 0,026% S;
следы Ni).’
Высокочастотной закалке были подвергнуты образцы, пред-
варительно нормализованные или нормализованные и улучшен-
ные (закалка с температуры 840° в масле и отпуск при 600°
в течение 2 час.). Форма- (и размеры) образца, использованно-
го в указанной работе, изображены на рис. 147, а и б. Оконча-
1 Результаты той же работы описаны в статье С. Г. Хейфец [59], опубли-
кованной годом позднее.
2 В 1946—1947 г. испытания по определению усталостной прочности после
в. ч. з. провели в ЦНИИТМАШ И. В. Кудрявцев и В. Н. Новиков [601.
В предисловии к «Сборнику трудов ЦНИИТМАШ» № 10 содержится утвер-
ждение, что работы ЦНИИТМАШ «впервые с бесспорностью доказали вы-
сокую эффективность этого вида термообработки в смысле повышения уста-
лостной прочности». Это не соответствует действительности. Работы
И. В. Кудрявцева и В. Н. Новикова представляют большую научную и прак-
тическую ценность, так как содержат правильный вывод о положительном
влиянии в. ч. з. на усталостную прочность, основанный на собственных экс-
периментах. Однако впервые такой вывод был сделан в 1941 г, на основании
работы, проведенной в Московском институте стали (опубликована в 1943 г.)
и подтвердился работой других институтов. Работы ЦНИИТМАШ являются
ценным дополнительным подтверждением справедливости указанного вывода.
Влияние поверхностной высокочастотной закалки
187
Таблица 4
Результаты испытаний на усталостную прочность
Испытанные образцы Предел усталости образцов, к? [мм- Повышение предела уста- лости при поверхностной в. ч. з., %
улучшенных цементиро- ванных с поверхно- стной в. ч. з. по сравнению с улучшенны- ми по сравнению с цементиро- ванными
Гладкие 45—48 53 62-63 30-40 19
С надрезом 14 30 60 330 100
тельная механическая обработка рабочей части образцов произ-
водилась до в. ч. з. Одинаковая глубина закаленного слоя на
участках различного сечения, как и в работе А. М. Вейншток,
достигалась изменением скорости поступательного движения об-
разца. При увеличении сечения образца скорость его движения
увеличивалась, при уменьшении сечения уменьшалась. Макро-
шлиф образца в продольном разрезе показан на рис. 147, в. Ис-
пытания проводились на базе 5 млн. циклов. Число образцов
в серии 6—8. Результаты испытаний представлены в табл. 5.
Влияние выточки определялось на образцах, закаливавшихся
на глубину, значительно превышающую глубину выточки, и пос-
ледняя не оказала никакого влияния на форму закаленного
слоя. Меньшую чувствительность к надрезу образцов, подверг-
нутых поверхностной закалке, авторы объясняют возникнове-
нием благоприятных сжимающих напряжений на дне выточки.
Наличие натяжной втулки снижает предел выносливости
улучшенных образцов (весьма значительно. На образцах, же,
поверхностно закаленных, при нагреве токами высокой частоты,
указанное снижение незначительно.
Образцы серии 10 были закалены лишь на длине 50 мм.
Разрушение ог усталости происходит в местах, где кончается
закаленный слой. Это место является наиболее слабым вследст-
вие выхода на поверхность зоны растягивающих напряжений.
На основании полученных результатов авторы исследования,
как и предыдущие исследователи, приходят к выводу, что
«поверхностная закалка токами высокой частоты значительно
повышает усталостную прочность».
Они обнаружили также, что повышение усталостной проч-
ности после в. ч. з. имеет место не только в случае испытания
гладких цилиндрических образцов, но и образцов с различными
концентраторами напряжений — выточками и тугими посадками.
188
Механические свойства стали
Таблица 5
Результаты испытаний образцов из стали 50Х, подвергнутых высокочастотной
закалке
№ п.п Термообработка и вид образцов Предел выносливости
кг/мм* %
1 Нормализованные, гладкие 35,6 100
2 Нормализованные с последующей поверх- ностной закалкой на глубину около 1 мм, гладкие • 46,2 130
3 Улучшенные, гладкие 40,7 114
4 Улучшенные с последующей поверхно- стной закалкой на глубину около 1 мм, гладкие • . 57,8 162
5 Нормализованные с последующей по- верхностной закалкой на глубину около 1 мм с подогревом до 450°, гладкие . . . 48,0 135
6 Нормализованные с круговой выточкой 19,8 56
7 Нормализованные с последующей по- верхностной закалкой с круговой выточкой 49,0 138
8 Нормализованные с последующей по- верхностной закалкой и высоким отпу- ском, гладкие 48,5 136
9 То же, с круговой выточкой 43,8 123
10 То же, что в п. 2, но с частичной (по длине образца) закалкой, гладкие .... 31,3 88
И То же, что в п. 3, но с натяжной втул- кой • 13,7 38
12 • То же, что в п. 4, но с натяжной втул- кой 53,5 150
Можно сделать вывод, что «для деталей, работающих при
переменных напряжениях в условиях, создающих на поверхно-
сти деталей концентрацию напряжений», в. ч. з. следует счи-
тать весьма эффективным методом термообработки.
Благоприятное действие в. ч. з. на усталостную прочность
было подтверждено результатами другой работы И. В. Кудряв-
цева и В. Н. Новикова [62], в которой были испытаны образцы,
изго1 явленные из стали 40, 40Х и ЭЮ. В указанной работе для
испытаний на усталость были использованы образцы диаметром
в рабочей части 10 мм (рис. 147, б). После нормализации или
Влияние поверхностной высокочастотной закалки
189
;улучшения. образцы были подвергнуты поверхностной высоко-
частотной закалке на глубину 1,5 и 2,5 мм, затем отпущены
при 200 и 350°. Испытания проведены на консольной двух-
шпиндельной машине
3000 перемен напря-
жений в минуту. Ре-
зультаты испытаний
на базе 5 млн. цик-
лов представлены
в табл. 6.
ЦИМ, позволявшей осуществлять около
в
Рис. 147. Образцы для испытания на ус-
талость:
а — использованный в работе И. В. Кудрявцева
и В. Н. Новикова при испытании стали 50Х,
б — использованный при испытании стали 40,
40Х и ЭЮ, в — макрошлиф закаленного глад-
кого образца, использованного в работе
И. В. Кудрявцева и В. Н. Новикова
Наибольший? пре-
дел выносливости
для нормализован-
ной стали 40 в. ч. з.
сообщает при тол-
щине закаленного
слоя 1,5 аил с по-
следующим отпу-
ском при 200°. Для
улучшенной стали
40 наибо1льший пре-
дел выносливости
наблюдается при
в. ч. з. на глубину
1,5 или 2,5 мм с по-
следующим отпус-
ком при 350°. Для
улучшенной стали
40Х поверхностная
закалка дает наиболее
закаленного слоя 2,5 мм и последующем отпуске при 200°. По
сравнению с исходным состоянием предел выносливости в дан-
ном случае повышается более чем вдвое. По сравнению £ улуч-
шенным состоянием поверхностная в. ч. з.
в рассматриваемом исследовании повышение
вости с 47,3 до 66,5 кг)'мм2, т. е. на 42%.
Таким образом, положительное влияние в.
ную прочность можно теперь считать доказанным не только на
основании одной работы, но по результатам многих исследова-
ний. в которых была испытана конструкционная сталь различ-
ных марок.
Дальнейшие работы в данной области должны быть направ-
лены на изыскание способов поверхностной закалки конкретных,
изделий для получения наиболее благоприятной формы зака-
ленного слоя и наиболее выгодного распределения остаточных
напряжений.
благоприятный результат при толщине
стали 40Х дала
предела выносли-
ч. з. на усталост-
190
Механические свойства стали
Т а б л и ц а 6
Результаты испытаний образцов из стали 40 и 40Х, подвергнутых
высокочастотной закалке
Термообработка Предел выносливости
кг! мм2 %
Сталь 40 Исходное состояние (нормализация) 29,0 100
Поверхностная закалка на глубину 1,5 мм. Отпуск 200° 44,3 152,8
Ти же. Отпуск 350° 41,3 142,4
Поверхностная закалка на глубину 2,5 мм. Отпуск 200° 36,7 126,6
То же. Отпуск 350° 36,3 125,2
Улучшение (закалка 850°, отпуск 580°) . . . 41,8 144
Улучшение 4- поверхностная закалка на глубину 1,5 мм. Отпуск 200° 40,0 137,9
То же. Отпуск 350° 45,0 155,2
Улучшение 4- поверхностная закалка на глубину 2,5 мм. Отпуск 200° 36,5 125,7
То же. Отпуск 350° 44,0 151,8
Сталь 40Х Состояние при поставке 32,8 100
Улучшение (закалка 900°, отпуск 600°) .... 47,3 144
Улучшение + поверхностная закалка на глубину 1,5 мм. Отпуск 200° 56,5 172
То же. Отпуск 350° 58,8 179
Улучшение 4- поверхностная закалка на глубину 2,5 мм. Отпуск 200° 66,5 203
То же. Отпуск 350° 57,5 175
ИЗНОСОУСТОЙЧИВОСТЬ ПОВЕРХНОСТИ СТАЛИ,
ПОДВЕРГНУТОЙ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ЗАКАЛКЕ
Износоустойчивость поверхности стали одинакового состава
после в. ч. з., как правило, выше, чем после обычной закалки.
А. И. Гардин, определяя износоустойчивость на образцах четы-
рех марок стали, получил для- трех из них лучшие результаты
после в. ч. з. Результаты испытаний А. И. Гардина, проведен-
ных на машине Амслера при нагрузке 50 кг без смазки1 на
пути 4000 jw, приведены в табл. 7.
1 Образцы истирались одним и тем же кольцом, которое подбиралось
для стали каждой марки в отдельности.
Влияние закалки на ударную вязкость стали
191
Однако результаты испытаний, проведенных на образцах,
далеки от эксплоатационных условий и дают лишь относитель-
ную характеристику, иногда не согласующуюся с практикой. По*
этому в ряде исследований была предпринята проверка на изно-
соустойчивость после в. ч. з. самих изделий.
Таблица 7
Результаты испытаний образцов стали, подвергнутых высокочастотной
закалке, на износоустойчивость
Марка стали Нагрев током высокой частоты Нагрев в свинцовой ванне
твердость Rc износ г/км 10 7 твердость *с износ г 1км 10 7
44Х 56—57 3,07 56—58 3,93
34Г2 46—48 13,78 45—47 38,94
36XH3A 52—53 3,79 52—53 4,37
У7А 62,5-63 2,83 63-65 2,50
А. Д. Ассонов [61] приводит сравнительные данные по опре-
делению износа шеек коленчатых валов после обычной термооб-
работки и после в. ч. з. с самоотпуском. В первом случае корен-
ные шейки вала после пробега 40000 км имеют износ 100 р,; во
втором 60 |л; шатунные шейки — соответственно 120 и
50р,.
Таким образом, имеющиеся данные об износоустойчивости
с£мих изделий подтверждают их лучшие эксплоатационные
свойства после в. ч. з. по сравнению с обычной термической об-
работкой.
4. ВЛИЯНИЕ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ЗАКАЛКИ
НА УДАРНУЮ ВЯЗКОСТЬ СТАЛИ
Изучение влияния в. ч. з. на механические свойства стали
бу!дет совершенно неполным!, если ограничиться рассмотре-
нием характеристик прочности при разных видах нагружения
изделий. Одно из основных требований, которое предъявляется
в настоящее время ко многим изделиям,—достаточная вязкость.
Однако в настоящее время не представляется возможным окон-
чательно характеризовать влияние в. ч. з. на ударную вязкость
ввиду отсутствия вполне определенной и надежной , методики
испытаний в применении к особенностям высокочастотного
нагрева. Использование образцов существующих видов не дает
192
Механические свойства стали
Рис. 148. Влияние глубины
закалки при нагреве токами
высокой частоты на ударную
вязкость:
а — сталь 40, б — сталь 40Х
возможности полностью учесть указанные особенности, вслед-
ствие чего изменение типа образца приводит к существенным
различиям данных по ударной вязкости. Поэтому при рассмот-
рении результатов наших испытаний следует иметь в виду, что
они относятся лишь к образцу
данного типа и к принятому спо-
собу закалки. Для относитель-
ных определений влияния глу-
бины в. ч. з. на ударную вяз-
кость нами принят образец, по-
казанный на рис. 124, а.
При назначении глубины за-
калки для такого образца мы ис-
ходили не из его диаметра, а из
диаметра шейки. Поскольку раз-
рушение образца происходит по
шейке, то именно степень ее
упрочнения должна больше все-
го сказаться на величине удар-
ной работы.
Ввиду того, что переход в шей-
ку довольно крут, полного повто-
рения закаленным слоем внеш-
него очертания образца, мы не
получили; сужение закаленного
слоя при переходе в шейку на-
блюдалось. Удалось добиться
лишь некоторого приближения — такого, однако, что глубийа
закалки в шейке лишь незначительно отличалась от глубины
закалки в других сечениях образца. Это позволяет считать по-
лученные результаты более достоверными, чем данные преды-
дущих исследований [48], не давая вместе с тем права считать
их окончательными с количественной стороны. Но так как все
образцы имели одинаковое распределение закаленного слоя, то
полученные результаты можно принять для качественной
оценки.
Результаты испытаний графически представлены на рис. 148.
Как видно из графиков, изменение ударной вязкости в зави-
симости от глубины закалки имеет одинаковую закономерность
для стали обеих исследованных марок. У стали 40Х ударная
вязкость изменяется лишь в несколько большем диапазоне.
При переходе соотношения от 0,25 к 0,5 ударная вяз-
кость возрастает — для стали 40 на 6%, для стали 40Х на 8%.
При переходе от 0,5 к 1,0 ударная вязкость резко понижает-
ся — для стали 40 на 33%, для стали 40Х на 47%. Дальней-
Влияние закалки на ударную вязкость стали
193
шее увеличение глубины закалки вновь приводит к некоторому
росту ударной вязкости.
Сопоставление значений ударной вязкости при сквозной за-
калке показывает значительные преимущества в. ч. з. перед
обычной закалкой:
для стали 40 —7,75 кгм/см2 против 2,84 кгм/см2
для стали 40Х— 7,07 кгм/см2 против 2,77 кгм/см2
Повышение ударной вязкости при переходе соотношения
r с
от 0,25 к 0,5 можно объяснить тем., что при соблюдении принятого
условия закалки (с одной температуры), нагрев тонких слоев
производится при большей мощности и за более короткое время.
Переходный слой в данном случае получается наиболее резкий.
При закалке на большую глубину (с меньшей мощностью) на-
грев производится дальше и переходный слой получается более
плавным. Резкие различия в переходных слоях и обусловили
такое изменение ударной вязкости.
Повышение ударной вязкости при глубине закалки, соответ-
ствующей соотношению > 1, следует объяснить тем, что
глубокая закалка неизбежно производится при меньшей скоро-
сти нагрева. Медленный нагрев до той же температуры приводит
к образованию структуры, обладающей меньшей твердостью.
Сопоставление графиков также показывает, что даже наи-
меньшее значение ударной вязкости, какое дает в. ч. з. (при
соотношении — 1), все же почти вдвое больше, чем при
обычной закалке.
Таким образом, на основании экспериментальных данных
приходим к заключению, что в. ч. з. повышает не только проч-
ность, но и вязкость стали по сравнению с обычной закалкой.
Одновременное повышение этих противоположных свойств при
в. ч. з. не всегда может быть значительным. Они остаются, ес-
тественно, противоположными и при в. ч. з., что ясно видно из
сравнения результатов испытаний на кручение и ударную вяз-
кость. Но в. ч. з. позволяет получить весьма высокую проч-
ность при относительно меньшем понижении вязкости по срав-
нению с результатами, которые дает обычная закалка. Если же
при в. ч. з. получаются значения прочности, не превышающие
ее значений после обычной закалки, то в. ч. з. дает более вы-
сокую вязкость.
Сопоставив данные по определению влияния глубины в. ч. з.
на механические свойства стали, можно сделать вывод о том,
F
какое надо принять соотношение JL2 для наиболее рациональ-
но
13 Зак. 115
194
Механические свойства стали
ного сочетания свойств изделий в условиях приложения к ним
различного вида нагрузок.
Такое сопоставление показывает, что рациональному сочета-
о F
нию свойств отвечает соотношение -8- = 1. Результаты испы-
F с
таний на кручение прямо указывают на такое соотношение.
Предел усталости не понизился до максимальной полученной
глубины, но возрастание его по достижении соотношения =
Fс
•= 1 замедляется. Прочность при изгибе при указанном соотно-
шении достаточно высока, ударная вязкость наименьшая, но
она значительно выше, чем при обычной закалке и достаточна
для хорошей работы изделия.
Простой геометрический пересчет указанного соотношения
дает практическую формулу, которой можно пользоваться при
назначении глубины закалки
Ь = 0,15 D, (50)
где b — глубина закалки до переходного слоя, мм,
D — диаметр изделия, мм.
Найденное соотношение было, использовано нами для изделий
диаметром не более 25 мм.
Пригодность формулы (50) была проверена работой валов
всевозможных приборов в самых различных эксплоатационных
условиях.
Позднее мы убедились, что она применима не только для
валов, работающих на изгиб, кручение и отчасти На ударную
нагрузку, но и для других изделий. Так, при закалке вытяжных
пуансонов, работающих на сжатие и вертикальный изгиб, един-
ственно приемлемыми глубинами закалки для диаметров от 8
до 25 мм оказались глубины, назначаемые рекомендованной
формулой. Мы полагаем, что данное соотношение оправдает
себя для всех цилиндрических изделий в пределах указанной
величины диаметра.
Кроме изучения влияния глубины закалки на ударную вязкость
при неизменной комнатной температуре, были проведены также
серийные ударные испытания по определению критического ин-
тервала хрупкости. Этот показатель, устанавливающий, при
каких скоростях приложения ломающих усилий, или в случае
постоянной скорости — при каких температурах, металл перехо-
дит из вязкого состояния в хрупкое, имеет чрезвычайно важное
практическое значение.
Были проведены, серийные испытания для двух видов обра-
ботки: обычной закалки и в. ч. з. на глубину 2,3 мм, отвечаю-
р
щую соотношению = 1.
F с
Влияние закалки на ударную вязкость стали
195
Оба вида обработки проведены на образцах без надреза
(рис. 124,6) из стали 40Х, получивших предварительное улуч-
шение.
Обычная закалка проводилась после нагрева в печи до 850°
и 15-минутной выдержки, охлаждение — в теплой воде. Поверх-
ностная в. ч. з. на глубину 2,3 мм проведена при мощности
21,5 кет. Нагрев до 960—970° со скоростью 250° в секунду про-
веден с индуктором высотой 8 мм при величине зазора между
индуктором и образцом 4 мм. Охлаждение через спрейер теплой
водой. Результаты серийных испытаний графически представ-
лены на рис. 149.
Переход из вязкого состояния в хрупкое, как и следовало
ожидать при применении ненадрезанных образцов, имеет ди-
скретный характер. Критический интервал хрупкости для обыч-
Рис. 149 Положение критического интервала хрупкости для образцов
диаметром 15 мм без выреза:
F
а — при высокочастотной закалке (соотношение ——с » 1), глубина закалки 2,3 мм,
б — при обычной сквозной закалке
ной закалки обнаружен при температурах 100—120°. Для по-.
р1
верхностной высокочастотной закалки (соотношение _8-с=
Fс
= 1) — при температурах от —5 до +15°.
Поверхностная в. ч. з. по сравнению с обычной закалкой
снижает критический интервал хрупкости на 85—105°.
Для оценки пластических свойств образцов после принятых
нами видов обработки воспользуемся понятием о температурном
запасе вязкости, предложенным! Н. Н. Давиденковым [63].
S = (51)
1 о
13*
Механические свойства стали
где То — абсолютная температура, при которой работает изде-
лие;
—абсолютная температура появления хрупкого излома.
Запас вязкости отсутствует, если ТВ=ТО.
Для того, чтобы понятие о температурном запасе вязкости
использовать в нашем случае, принимаем за То не ту темпера-
туру, при которой изделие работает, а верхнюю границу крити-
ческого интервала хрупкости для образцов после обычной за-
калки (120°), полагая температурный запас вязкости для них
равным нулю. Тогда температурный запас вязкости образцов
после улучшения и в. ч. з. на соотношение -^^-=1, (верхняя
* с
граница критического интервала хрупкости соответствует 15°)
по сравнению с обычной закалкой будет иметь значение
;== 393^-288 ^0 27
393
Благотворное влияние поверхностной в. ч. з. следует отнести
как за счет свойств мартенсита, получающегося после закалки
при нагреве токами высокой частоты, так и за счет вязкой серд-
цевины, свойства которой в данном! случае имеется возмож-
ность регулировать в желательном направлении.
Влияние в. ч. з., вероятно, обусловливается мелкозернисто-
стью получающегося мартенсита, большими силами сцепления
между зернами и, возможно, другими причинами. В подробное
их обсуждение мы сейчас не можем входить, так как другими
экспериментальными данными, кроме первоначальных собствен-
ных, мы не располагаем. Широкая постановка серийных удар-
ных испытаний после различных видов в. ч. з. в будущем помо-
жет полностью выяснить этот вопрос. В нашу задачу входило
лишь экспериментальное доказательство преимуществ поверх-
ностной в. ч. з. перед обычной сквозной закалкой в отношении
вязких свойств. Испытание имело также целью проверку выво-
дов, полученных в работе И. А. Одинга и Э. В. Шлейера, ока-
завшихся, как и следовало ожидать, неверными.
5. ОСТАТОЧНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ ПРИ ПОВЕРХНОСТНОЙ
ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ЗАКАЛКЕ
Вопрос об остаточных напряжениях после в. ч. з., о факто-
рах, определяющих величину и характер их распределения,
чрезвычайно важен для получения изделий с высокими экспло-
атационными свойствами. Полная выясненность всех вопросов,
связанных с напряженным состоянием изделий, подвергнутых
в. ч. з., создала бы возможность для совершенно определенного,
Остаточные напряжения при поверхностной закалке
197
сознательного регулирования свойств изделия, что позволило
бы получать после в. ч. з. изделия с заранее заданным pacnpel-
делением остаточных напряжений. Однако в указанном отно-
шении в. ч. з. изучена еще недостаточно. Имеются лишь отдель-
ные сведения, базирующиеся на частных, весьма немногочислен-
ных экспериментах.
Среди исследований, проведенных в данной области, следует,
прежде всего, отметить работу И. Е. Конторовича и Л. С. Лив-
шица, которая была упомянута выше.
Авторы определяли влияние глубины закаленного слоя на
величину остаточных напряжений, создающихся на поверхности.
Во всех случаях остаточные напряжения на поверхности —
сжимающие. Величина их растет с увеличением глубины закал-
ки до такого значения, которое примерно соответствует равен-
ству площади поперечного сечения закаленного и незакаленного
слоев1 (3—5 мм). С дальнейшим увеличением глубины зака-
ленного слоя у трех марок стали из четырех исследованных бы-
ло отмечено снижение величины остаточных напряжений на
поверхности. Для этого на двух из трех колец, полученных от
одного образца, разрезка по образующей производилась после
сошлифовки Уз и % закаленного слоя. На третьем образце
разрезка производилась при наличии на нем всего закаленного
слоя.
При выявлении характера распределения остаточных напря-
жений по глубине слоя авторы обнаружили, что по мере уда-
ления от поверхности остаточные напряжения уменьшаются
сравнительно равномерно.
В работе А. М. Вейншток остаточные напряжения на образ-
цах, подвергнутых в. ч. з. или цементации и обычной закалке,
определялись методом послойного шлифования по изменению
длины образцов после снятия закаленных слоев. Образцы
,из стали 40ХНМА и 12ХНЗА были изготовлены в виде сплош-
ных цилиндров (d = 22 мм, /=180 мм).
Нагрев токами высокой частоты произведен непрерывно-по-
следовательным способом при помощи цилиндрического индук-
тора с зазором на сторону в 2 мм. Охлаждение эмульсией осу-
ществлялось через спрейер. Путем изменения мощности генера-
тора и скорости перемещения образца были получены две се-
рии образцов, имеющих разные величины закаленного и пере-
ходного слоев (табл. 8).
Образцы третьей серии были подвергнуты газовой цемента-
ции с выдержкой 20 час. при 920°. После охлаждения на воз-
F3 с ,
Д Для кольца указанных размеров соотношению = 1 отвечает
* с
глубина закалки 4,3 мм.
198
Механические свойства стали
Таблица 8
Толщины закаленного и переходного слоев в зависимости от вида
термообработки
Серия Характер обработки Подавае- мая мощность кет Скорость перемеще- ния образца мм)сек Поверх- ностная твердость Rc Глубина закален- ного слоя мм Величина переход- ной зоны мм
I в. ч. з 86,4 9 58 2,2 0,3
II в. ч. з 49,2 3,5 59 1,5 1,8
III Цементация . . — — — 2,3
духе образцы были закалены при обычном нагреве с выдержкой
40 мин. при 810°, и затем отпущены при 200° в течение 80 мин.
Послойное шлифование проводилось на йруглошлифоваль-
ном станке при непрерывном обильном охлаждении. После 20-
часового вылеживания образцы замерялись по длине и диа-
метру в одних и тех же точках.
Общая глубина снятого слоя была доведена до 4,9 мм для
первой серии и до 3,8 мм для второй и третьей серии. Таким
образом, был изучен характер распределения остаточных напря-
жений во всем закаленном слое, в переходной зоне и несколько
далее к центру изделия.
Распределение остаточных напряжений для видов обработки,
представленных в табл. 8, показано на рис. 150, а, б, в.
При обработке токами высокой частоты сжимающие напря-
жения на поверхности достигают большей величины, чем рас-
тягивающие за пределами закаленного слоя.
На основании полученных результатов автор считает более
правильным режим, по которому обрабатывалась первая серия
образцов, т. е. такую закалку, которая обеспечивает получение
большого закаленного слоя и узкой переходной зоны. В данном
случае объем переходной зоны составляет всего 13% объема
закаленного слоя. Закаленный слой составляет 19%, а переход-
ной— 2,5% общего объема образца. Сжимающие напряжения
сохраняются не только во всем закаленном слое, но и в пере-
ходной зоне. Растягивающие напряжения имеют место на глу-
бине более 3,5 мм, т. е. за переходной зоной.
Закалка по второму режиму, дающая переходную зону при-
мерно такого же объема, как и закаленный слой, сообщает
иной характер распределения остаточных напряжений. В за-
каленном слое сжимающие напряжения быстро убывают и
Осевое напряжение в кг/,-м%
Рис. 150. Остаточные напряжения;
а __ при поверхностной закалке токами высокой часто
ты на общую глубину 2,5 мм (закаленный слой 2,2 мм,
переходная зона 0,3 мм); б — при поверхностной за-
калке токами высокой частоты на общую глубину
3,3 мм (закаленный слой 1,5 мм, переходная зона
1,6 мм); в— в цементированном слое (А. М. Вейншток)
2С0
Механические свойства стали
в конце слоя переходят в растягивающие. Растягивающие на-
пряжения охватывают всю переходную зону, почти не умень-
шаясь по величине.
Вывод автора, сделанный на основании результатов исследо-
вания всего пяти образцов на каждый режим и категорическая
характеристика режимов как правильного и неправильного,
представляются нам недостаточно обоснованными. Интересный
результат, полученный в описанной работе, требует многократ-
ной проверки. Необходимо подвергнуть исследованию не только
два соотношения между закаленным слоем и переходной зоной,
но и ряд промежуточных. Можно было бы установить наиболее
оптимальные соотношения, позволяющие получить переход сжи-
мающих напряжений в растягивающие за пределами закален-
ного и переходного слоев.
Представляется также необоснованным утверждение автора,
что при обработке по второму режиму усталостная прочность
при в. ч. з. снижается. Такой вывод в данной работе экспери-
ментально не подтвержден, так как испытания на усталостную
прочность при различных соотношениях между закаленным
слоем и переходной зоной не были поставлены. Все испытания
на усталостную прочность проведены лишь при одном для каж-
дого типа образцов режиме. Вариации режимов и скоростей
перемещения образца преследовали одну лишь цель — получе-
ние равномерного слоя по всему образцу, включая и галтель,
что и было достигнуто. Однако никаких различий в соотноше-
нии между закаленным слоем и переходной зоной на образцах,
предназначенных для определения усталостной прочности, не
было получено.
На основании ряда других работ можно сделать вывод, что
при наличии на поверхности сжимающих напряжений, сообща-
емых поверхностной в. ч. з., предел усталости повышается. Воз-
можно, что при слишком большой переходной зоне увеличение
не столь значительно, как при нормальной, однако убедиться
в этом можно в результате определений усталостной прочности
после в. ч. з. с получением различных соотношений между за-
каленным слоем и переходной зоной.
ГЛАВА VII
ВЫСОКОЧАСТОТНАЯ ЗАКАЛКА
ЦЕМЕНТИРОВАННОЙ СТАЛИ
1. ПРИМЕНИМОСТЬ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ЗАКАЛКИ
ДЛЯ ЦЕМЕНТИРОВАННЫХ ИЗДЕЛИЙ
В главе I был указан ряд преимуществ методов поверхност-
ного упрочнения закалкой перед методами упрочнения насыще-
нием поверхности (цементация, азотирование и т. д.). Переход
от цементации к поверхностной закалке должен сопровождаться’
заменой малоуглеродистой стали (0,15—0,25% С) среднеугле-
родистой сталью (0,40—0,50% С). При поверхностной закалке
упрочнение достигается получение^ структуры мартенсита в за-
каливаемом слое. Содержание углерода в стали должно быть
достаточным для предотвращения превращений эвтектоидного-
типа в случае использования обычных охладителей (вода,
'эмульсия и т. п.). Повышение содержания углерода необходимо
как в случае использования простой углеродистой стали, так
и при использовании легированной стали !.
Отличие поверхностно закаленного изделия от цементирован-
ного состоит в свойствах как сердцевины, так и закаленного
слоя. Сердцевина поверхностно-закаленного изделия обладает
большей прочностью в связи с повышенным содержанием угле-
рода и возможностью придать ей требуемые свойства предва-
рительной обработкой. Сердцевине может быть сообщена вяз-
кость, достаточная по условиям службы изделия. Прочность
поверхностного слоя определяется двумя противоположно дей-
ствующими факторами. Вследствие уменьшения содержания
углерода от эвтектоидного до 0,4—0,5% прочность снижается;
возможность же получения при в. ч. з. чрезвычайно измельчен-
ной структуры скрытокристаллического мартенсита, обладающе-
го большей твердостью, позволяет повысить прочность поверх-
1 В этом случае содержание легирующих элементов остается без изме-
нений, увеличивается лишь содержание углерода в стали.
202
Высокочастотная закалка цементированной стали
костного слоя. В результате можно получить на стали с 0,4—
0,5% С поверхностный слой, обладающий также вполне доста-
точной прочностью. По пластическим же свойствам он значи-
тельна превосходит поверхностный слой(1 полученный после
цементации и обычной закалки.
Таким образом, изделие из стали с 0,4—0,5% С, подвергну-
тое поверхностной высокочастотной закалке, может оказаться
в целом более вязким, чем изделие из стали с 0,15—0,25% С,
подвергнутое цементации и обычной закалке, и вместе с тем
достаточно прочным. Замена цементации поверхностной в. ч. з.
является фактом положительным и для многих случаев вполне
рациональным. Однако такая замена требует тщательной экспе-
риментальной подготовки, как в отношении подбора новой стали,
так и в постановке длительных испытаний в эксплоатационных
условиях или близких к ним. Только полная изученность
вопроса, создающая уверенность в получении изделия -лучших
качеств, может предотвратить ошибцЛи! при такой замене. Стрем-
ление улучшить экономические показатели операции термиче-
ской обработки без достаточного учета условий службы изде-
лия не может быть оправдано. Нельзя считать обоснованным
мнение, что на в. ч. з. можно перевести абсолютно все изделия,
подвергающиеся в Настоящее время цементации. Здесь прежде
всего составляют исключение изделйя весьма сдожной конфигу-
рации. Их равномерное упрочнение при цементации достигается
весьма просто. При индукционной же закалке получить полную
повторяемость закаленным слоем внешней конфигурации изде-
лия в ряде случаев крайне затруднительно, а иногда и невоз-
можно. рСроме того, иногда замена цементации поверхностной
закалкой может оказаться нежелательной вследствие особых
эксплоатационных требований, предъявляемых к изделию. На-
пример, в случае требования особенно высокой износоустойчи-
вости снижение содержания углерода в поверхностном слое
нельзя признать желательным.
Однако в. ч. з. может и ® таком случае найти применение,
неся с собой все основные преимущества, сопутствующие дан-
ному методу. Оставив все операции, предшествующие закалке,
без изменений, не изменяя также состава применяемой стали,
можно достигнуть значительного улучшения экономических по-
казателей термообработки и качества изделий, заменив обычную
закалку цементированных изделий высокочастотной закалкой.
Экономическая выгодность такой замены не нуждается в допол-
нительных объяснениях.
Свойства сердцевины регулируются путем обработки, пред-
шествующей в. ч. з. У изделий небольших сечений их можно
улучшать после цементации путем высокочастотной нормализа-
ции (см. главу IX).
Применимость высокочастотной закалки
203
Цементированный слой при в. ч. з. может получить значи-
тельно лучшие свойства, чем после обычной закалки.
По данным Л С. Мороза и С. С. Шуракова 1[64], повышение
предела прочности цементированного слоя при ।одинаковых свой-
ствах сердцевины значительно повышает разрушающее усилие
при изгибе. Для доказательства были взяты образцы из стали
37ХН и 40Х, весьма близкие по свойствам сердцевины *. Испы-
тание цементированных образцов на статический изгиб дало
весьма показательные результаты. «Разрушающие усилия Рмако
для образцов из стали 37ХН лежат в пределах2 8600—9000 кг,
тогда как для стали 40Х — bi пределах 6000—6200 кг, т. е. на
30% ниже. Точно так же максимальные прогибы 7макс Для 4е’
ментированных образцов из стали 40Х оказались меньше, чем
для образцов стали 37ХН (соответственно 1,13—1,17 и 1,9—
2,1 мм). По величине разрушающих усилий цементированные
образцы из стали 40Х были примерно равноценны образцам из
стали 12ХН, хотя твердость сердцевины первых равна 532,
а вторых 321 ед. Нв. Образцы из стали 40Х претерпевают по-
ломку при пониженных нагрузках, когда пластическая деформа-
ция в подкорковой зоне еще не может возникнуть». Больший
предел прочности цементированного слоя стали 37ХН по сравне-
нию с цем!ентированным слоем стали 40Х был также доказан
прямым экспериментом, для чего были испытаны на изгиб
пластинки из стали указанных марок размерами 3 X 12 X 80 .ил*
после сквозной цементации.
«В цементированном изделии или образце, подвергающемся
изгибу, разрушение может начаться только вследствие возникно-
вения трещины в цементированном слое. После образования
трещины изделие в большинстве случаев является неработоспо-
собным, и образование трещины должно рассматриваться как
выход его из строя. Поэтому решающую роль в сопротивлении
изделия поломке как при статическом, так и динамическом на-
гружении должна играть величина предела прочности цементо-
ванного слоя».
Можно ожидать, что цементированный слой, подвергнутый
в. ч. з. при определенных условиях, будет обладать бблыпим
пределом прочности, чем тот же слой после обычной за-
калки. В результате в. ч. з. такое повышение обусловливает-
ся возможностью получения лучшей структуры. В опытах
Л. С. Мороза и С. С. Шуракова оно было обусловлено
большей легированностью цементированного слоя. Предел проч-
ности всего образца после в. ч. з. должен быть, следовательно,
1 Стали обеих марок обладают примерно одинаковой твердостью и харак-
теристиками прочности при статическом изгибе.
г Испытания проводились на образцах сечением 15 X 15 мм при расстоя-
нии между опорами 80 мм.
204
Высокочастотная закалка цементированной стали
выше, чем после обычной закалки. К экспериментальному дока-
зательству данного положения и была направлена часть нашего
исследования, излагаемая в настоящей главе. В упомянутой ра-
боте Л. С. Мороз и С. С. Шураков приходят к выводу, что
общая прочность изделий при наличии твердой и хрупкой ко-
рочки обеспечивается не пластическими свойствами сердцевины,
а высоким пределом прочности цементированного слоя. «Серд-
цевина изделия должна быть не пластичной, а прочной и твер-
дой, в целях исключения или сведения к минимуму пластической
деформации в подкорковой зоне и связанных с ней перенапря-
жений в подкорковой зоне».
Наше исследование нельзя рассматривать как ревизию экс-
периментальных и теоретических доказательств упомянутых
авторов. Влияние свойств сердцевины в нашей работе не иссле-
дуется. Однако данные о влиянии термической обработки цемен-
тированного слоя неизменного состава на общую прочность
изделия являются подтверждением вывода о роли предела проч-
ности поверхностного упрочненного слоя. Для нас же они
имеют большой теоретический и практический интерес как дока-
зательство положительного влияния в. ч. з. на свойства цемен-
тированной стали.
Поэтому в предпринятом нами исследовании основное вни-
мание уделено вопросу о влиянии параметров в. ч. з. на струк-
туру цементированного слоя и выяснению технологической
последовательности термической обработки, обеспечивающей
наилучшее сопротивление образцов статической и динамической
нагрузкам. Далее было изучено влияние основных параметров
в. ч. з. на глубину закалки и на механические свойства цементи-
рованной стали.
2. ВЛИЯНИЕ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ЗАКДЛКИ
НА СТРУКТУРУ И ПОВЕРХНОСТНУЮ ТВЕРДОСТЬ
ЦЕМЕНТИРОВАННОЙ СТАЛИ
Исследование было проведено на образцах диаметром 12 мм,
длиной 120 мм для цементируемой стали двух марок 20 и 20Х,
химический состав которых приведен в табл. 9.
Для цементации был использован карбюризатор, состоящий
из 80% угля и 20% соды; режим цементации: нагрев до 900—
920°, выдержка ‘13,5 час., охлаждение с ящиком на воздухе.
После цементации стали 20 структура наружного слоя пред-
ставляла пластинчатый перлит с выпавшей по границам зерен
цементитной сеткой1 (рис. 151).
1 Ниже будут указаны причины выбора такой исходной структуры
в цементированном слое.
Влияние закалки на структуру и твердость цементированной стали 205
Высокочастотная закалка производилась при нагреве от 760
до 1200° через каждые 40° с тремя скоростями нагрева в обла-
сти фазовых превращений. В указанном диапазоне температур
закалки были использованы скорости нагрева 90, 225 и 450°
в секунду. Охлаждение произво-
дилось комнаткой водой с темпе-
ратурой 20°.
Закалка с температуры 760°
при всех скоростях нагрева при-
водит лишь к некоторым изме-
нениям перлитной составляющей.
Цементитная сетка остается поч-
ти без изменений. На рис. 452
показана структура после закал-
ки с температуры 760° при наи-
меньшей скорости нагрева 90°
в секунду. Закалка с этой тем-
пературы с большей скоростью
нагрева вызывает еще меньшие
изменения по сравнению с исход-
ным состоянием.
Цементитная сетка при нагре-
ве со скоростью 90° в секунду
еще заметна при закалке с тем-
пературы 840°. При более высо-
ких 9 температурах цементитная
сетка не была обнаружена. При
нагреве со скоростью 225° в се-
кунду разорванная цементитная
сетка наблюдалась после закал-
Рис. 151. Исходная структура
цементированного слоя стали
20 перед высокочастотной за*
калкой (по окончании про-
цесса цементации охлаждение
с ящиком на воздухе)
ки с температуры 880°. При нагреве же со скоростью 450° в се-
кунду она сохраняется почти в исходном виде еще при 920°
Перлитная составляющая в основном превращается в аустенит.
Таблица 9
Химический состав исследованных сталей
Марна стали Содержание, %
С Мп Si Сг Xi Р 1 S
20 0,21 0,53 0,2 — — 0,040 0,040
20Х 0,23 0,35 0,15 0,85 — 0.042 0,045
206
Высокочастотная закалка цементированной стали
В закаленном состоянии имеются мартенсит и цементитная
сетка. Таким образом температуру закалки 920° при скорости
нагрева 450° в секунду следует считать недостаточно высокой,
хотя твердость и достигает максимального значения. При ско-
рости нагрева 225° в секунду указанная температура является
оптимальной; она обусловливает образование мелкоигольчатаго
мартенсита при отсутствии следов цементитной сетки.
Нагрев со скоростью 450° в секунду до 960 и 1000° приводит
к образованию после закалки структуры скрытокристаллическо-
го мартенсита (рис. 153). Эти температуры в данном случае
следует считать наиболее желательными. Закалка с температуры
1100° дает мартенсит, игольчатость которого отчетливо выявляет-
ся (рис. 154). Температура 1200° должна быть признана неже-
лательной .^вследствие образования крупноигольч;атого мартен-
сита (рис. 155).
При меньших скоростях нагрева скрытокристаллический
мартенсит, свободный от цементитной сетки, получить не удает-
ся. Например, скорость нагрева 225° в секунду обеспечивает
исчезновение сетки при 920°. В данном случае, как указано вы-
ше, структура закалки представляет мелкоигольчатый мартенсит.
Более высокие температуры приводят при этой скорости нагре-
ва к значительному росту игл мартенсита, что нельзя признать
желательным.
Сравнение микроструктур показывает, что скорость на-
грева 450° в секунду обеспечивает ту же степень игольча-
тости при закалке с температуры 1100°, какую дает закалка
с температуры 920° при скорости нагрева 225° в секунду’.
При скорости нагрева 90° в секунду оптимальной следует
признать температуру закалки 880°, обеспечивающую получение
мелкоигольчатого мартенсита (рис. 156).
Закалка с температуры 920° дает сравнительно крупноиголь-
чатый мартенсит. Закалка с температуры 960° при скорости 90°
в секунду (рис. 157) приводит к образованию такого же крупно-
игольчатого мартенсита, ка,к при скорости 450° в секунду с тем-
пературы 1200°. Закалка с температуры 1100 и 1200° при ско-
рости нагрева 90° в секунду дает совершенно неудовлетвори-
тельные результаты, что видно из микроструктур рис. 158
и 159.
Рассмотрение структур цементированного слоя стали 20 после
в. ч. з., осуществленной при различных параметрах, позволяет
сделать следующие заключения:
1. Исчезновение цементитной сетки при повышении темпе-
ратуры закалки идет путем уменьшения ее толщины, образова-
1 Из этого не следует, что их твердости также должны быть одинаковы.
Рис. 152. Структура цементи-
рованного слоя стали 20, под-
вергнутой {высокочастотной
закалке при скорости нагрева
90° в секунду и температуре
закалки 760° (при исходной
структуре по рис. 151)
Рис. 153. То же, что на
рис. 152, но при скорости на-
грева 450° в секунду и тем-
пературе закалки 960°
Рис. 154. То же, что на
рис. 152, но при скорости на-
грева 450° в секунду и тем-
пературе закалки 1100°
Рис. 155. То же, что на
рис. 152. но при скорости на-
грева 450° в секунду и тем-
пературе закалки 1200°
Рис. 156. То же, что на
рис. 152, но при скорости на-
грева 90° в секунду и темпе-
ратуре закалки 880°
Рис. 157. То же, что на
рис. 152. но при скорости на-
грева 90° в секунду и темпе-
ратуре закалки 960°
Рис. 158. То же, что на
рис. 152, но при скорости на
грева 90° в секунду и темпе,
ратуре закалки 1100°
Рис. 159. То же, что на
рис. 152. но при скорости на-
грева 90° в секунду и темпе-
ратуре закалки 1200°
Влияние закалки на структуру и твердость цементированной стали 209
ния разрывов, но без коагуляции в карбидные скопления *. Чем
выше скорость нагрева, тем при более высоких температурах
наступает полное исчезновение сетки.
2. В случае наличия в цементированном слое цементитной сет-
ки, в. ч. з. при определенных условиях может обеспечить струк-
туру скрытокристаллического мартенсита без цементитной сетки,
для чего высокочастотный нагрев должен быть произведен
с большой скоростью (примерно 400—500° в секунду) до 960—
1000° или несколько выше. При нагреве с меньшими скоростями
закалка приводит к образованию скрытокристаллического мар-
тенсита при сохранении цемёнтитной сетки. В таком случае тем-
пература, обеспечивающая исчезновение сетки, превосходит тем-
пературу закалки, приводящую к структуре скрытокристалли-
ческого мартенсита. Поэтому мартенсит, свободный от цементит-
ной сетки, имеет заметную игольчатость.
В данном случае как процесс цементации, так и охлаждение
после него были проведены та)ким образом, чтобы получить
заведомо грубую структуру. Необходимо было выяснить, можно
ли, применяя в. ч. з., получить удовлетворительную структуру
в неправильно обработанном цементированном слое. Результаты
металлографического анализа показывают, что при наличии це-
ментитной сетки в цементированном слое стали 20 применение
в. ч. з. дает возможность при высоких скоростях .'нагрева и тем-
пературе закалки получить вполне удовлетворительную струк-
туру.
На стали 20Х медленное охлаждение в ящике после цемен-
тации приводит к образованию в цементированном слое крупных
карбидных скоплений (рис. 160). Такая исходная структура для
в. ч. з. должна быть признана совершенно неприемлемой. Устой-
чивые хромистые карбиды при высокочастотном нагреве сохра-
няются при весьма высоких температурах. При скорости нагре-
ва 90° в секунду закалка с температуры 920° приводит к струк-
туре мартенсита, имеющего отчетливо заметную игольчатость.
Вместе с тем сохраняется довольно большое количество крупных
карбидов (рис. 161). Повышение температуры закалки до 960°
при такой скорости нагрева приводит к образованию слишком
крупноигольчатого мартенсита (рис. 162). Таким образом, полу-
чение скрытокристаллического или хотя бы мелкоигольчатого
мартенсита без крупных карбидов в данном случае невозможно.
При скорости нагрева 225° в секунду .крупные карбиды со-
храняются даже при 1000°. Повышение же температуры закал-
ки до 1100°, обеспечивающее при указанной скорости полное
растворение карбидов, приводит к образованию совершенно не-
1 Это положение ранее высказали К. А. Малышев и В. А. Павлов.
В нашей работе оно находит экспериментальное подтверждение.
14 Зак. 115
Рис. 160. Исходная структура
цементированного слоя стали
20Х перед высокочастоггной
закалкой (по окончании це-
ментации охлаждение с ящи-
ком на воздухе)
Рис. 161. Структура цементи-
рованного слоя стали 20Х,
подвергнутой высокочастот.
ной закалке при скорости на-
грева 90° в секунду и темпе-
ратуре закалки 920° (при ис-
ходной структуре, показанной
на рис. 160)
Рис. 162. То же, что на
рис. 161, но при скорости на-
грева 90° в секунду и тем
пературе закалки 960а
Влияние закалки на структуру и твердость цементированной стали 211
удовлетворительного с точки зрения возможностей в. ч. з. мар-
тенсита.
Это показывает, что в случае применения в. ч. з. для це-
ментированных изделий режиму цементации и охлаждения изде-
лий необходимо уделять большое внимание. Крупные скопления
устойчивых карбидов
недопустимы для ис-
ходного состояния пе-
ред в. ч. з. Примени-
тельно к особенно-
стям в. ч. з. режим
цементации и техноло-
гическую последова-
тельность термической
обработки надо тща-
тельно изучить, чтобы
обеспечить наиболь-
шую раздробленность
карбидов в цементиро-
ванном слое.
Оптимальные пара-
метры в. ч. з., обеспе-
Рис. 163. Изменение поверхностной твер.
дости в зависимости от температуры за-
калки цементированной стали 20 при раз.
личных значениях скорости нагрева
чивающие возможность
получения наибольшей
твердости и хорошей
структуры, следует от-
носить к тому исход-
ному состоянию цементированного слоя, при котором произво-
дилась закалка. Для исходной структуры цементированного
слоя, показанной на рис. 151, влияние температуры в. ч. з. на
поверхностную твердость при трех заданных скоростях нагрева
токами высокой частоты представлено на рис. 163 (сталь 20).
Общие.закономерности, изложенные в главе V, сохраняются,
конечно, и при закалке цементированного слоя. Структурно сво-
бодный цементит, находящийся в виде сетки по границам быв-
ших зерен аустенита, изменяет характер зависимости твердости
от температуры закалки лишь при весьма высоких температурах.
Твердость снижается более значительно, чем при исходной
структуре зернистого перлита (см. рис. 94 для стали У10 и
рис. 163 для цементированного слоя стали 20). Цементит же,
содержащийся в виде весьма крупных скоплений, изменяет эту
зависимость и при средних температурах нагрева под закалку.
При сравнении результатов в. ч. з. стали IIIX9 и цементирован-
ного слоя стали 20Х можно увидеть, что при одном и том же
химическом составе режимы в. ч. з., обеспечивающие наиболее
14*
212
Высокочастотная закалка цементированной стали
высокие твердости, различны в зависимости от состояния исход-
ной структуры.
У стали ШХ9, структура которой в исходном состоянии пред-
ставляла зернистый перлит с небольшими .по величине избыточ-
ными карбидами, после в. ч. з. от температур 880—960° поверх-
ностная твердость составляет 68 7?с. При том же химическом
составе, но крайне грубой структуре цементированного слоя ста-
ли 20Х максимально достигаемая твердость на поверхности со-
ставляет 66 Rc (при 880°). Уменьшение твердости после макси-
мума начинается с более низких температур; при весьма высо-
ких температурах уменьшение твердости также более значитель-
но, чем у стали ШХ9.
3. ИЗМЕНЕНИЕ ТВЕРДОСТИ ПО СЕЧЕНИЮ
ЦЕМЕНТИРОВАННОГО ОБРАЗЦА,
ПОДВЕРГНУТОГО ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ЗАКАЛКЕ
Тщательное изучение вопроса о режиме предварительной об-
работки цементированных изделий (между операциями цемен-
тации и в. ч. з.) для получения исходной структуры, позволяю-
щей наиболее полно* реализовать основные преимущества в. ч. з.,
является весьма важным условием повышения качества изделий
при замене обычной закалки высокочастотной Ч
Однако экспериментальная подготовка такой замены не огра-
ничивается изучением вопроса о наиболее подходящей исходной
структуре. Не менее важен выбор параметров в. ч. з., обеспечи-
вающих закалку всего цементированного слоя и подкорковой пе-
реходной зоны.
При в. ч. з. цементированных изделий в случае неправиль-
ного выбора параметров в изделии могут образоваться дв^ пере-
ходные зоны. При тонкослойной в. ч. з., не охватывающей всего
цементированного слоя, изделие имеет внутри слоя переходную
зону, в которой наблюдаются только структурные изменения,
как и в случае закалки изделия с неизменяющимся по сечению
химическим составом.
Вторая переходная зона лежит между цементированным сло-
ем и нецементированной сердцевиной. Во второй зоне имеют ме-
сто структурные изменения, определяемые различием! в химиче-
ском составе. Наличие двух переходных зон может лишь ухуд-
шить работу изделия в эксплоатации. В таком случае цементиро-
ванное изделие после в. ч. з. может оказаться по эксплоатацион-
ным свойствам хуже, чем даже после обычной закалки. Из этого
1 Данный вопрос подробно освещается в разделе 4 настоящей главы.
Изменение твердости по сечению
213
не следует, что в. ч. з. цементированных изделии не может
улучшить качество их по сравнению с обычной закалкой.
Отсюда можно сделать вывод о необходимости тщательно
прорабатывать вопрос о параметрах в. ч. з., обеспечивающих
закалку всего цементированного слоя и подкорковой зоны. Если
по условиям службы изделия толщина твердого слоя не долж-
на быть слишком большой, то необходимо уменьшить глубину
цементации, но при в. ч. з.
обеспечить обработку всего
цементированного слоя.
Для определения пара-
метров в. ч. з., обеспечиваю-
щих обработку всего слоя,
мы провели измерение твер.
дости по сечению после раз-
личных вариантов режима.
Цементация была осущест-
влена таким образом, что
толщина эвтектоидной зоны
составляла 1,0 мм, переход-
ной зоны — 0,8 мм.
Ниже приведены данные
об изменении твердости по
сечению цементированных
образцов 1 из стали 20 (ди-
аметр образцов 12 мм) пос-
Рис. 164. Изменение твердости по се
чению цементированного слоя стали 20,
подвергнутой высокочастотной закалке
от температуры 760° для трех скоро-
стей нагрева
лс в. ч. з. в широком диапазоне температур закалки для трех
скоростей нагрева — 90, 225 и 450° в секунду.
На рис. 164 показано изменение твердости по сечению цемен-
тированного слоя после в. ч. з. о температуры 760° для ука-
занных скоростей нагрева 1 2. Такая температура нагрева не обес-
печивает закалки всего цементированного слоя при всех приме-
ненных скоростях нагрева. При самом медленном нагреве (90э
в секунду) закаленный слой тоньше 0,5 мм. Увеличение ско-
рости нагрева приводит ,к дальнейшему уменьшению глубины
закалки. Представляет интерес тот факт, что при низкой темпе-
ратуре закалки изменение скорости высокочастотного нагрева не
приводит к заметным) изменениям глубины закаленного слоя.
Уменьшение скорости нагрева в 5 раз (от 450 до 90° в секунду)
не привело к увеличению слоя, обладающего максимальной твер-
1 Замеры твердости производились на приборе Виккерса при нагрузке
5 кг на плоском поперечном шлифе, не имевшем скоса.
2 Данные относятся к случаю использования тока частотой около
300000 пер/сек.
214
Высокочастотная закалка цементированной стали
достью — в обоих случаях он был не толще 0,4 мм. При ско-
рости 90° в секунду лишь незначительно увеличивается пере-
ходная зона внутри цементированного слоя. Температура в. ч. з.
760° должна быть признана неприемлемой как по характеру
получаемой структуры и величине поверхностной твердости, так
и по глубине закаленного
слоя. Именно в данном
случае в образце отмеча-
ются две переходные зо-
ны, на возможность на-
личия которых уже было
указано. Ниже будет по-
казано отрицательное вли-
яние такой обработки на
механические свойства.
На рис. 165 представ-
лено изменение твердости
по сечению после закалки
Расстояние от поверхности в им
Рис. 165. То же, что на рис. 164, при
температуре закалки 840°
с температуры 840° при
тех же значениях скоро-
сти высокочастотного на-
грева. Максимальная
следовало ожидать, одинакова
скоростях нагрела. Это видно
изменения поверхностной твер-
твердость у поверхности, как и
при всех трех использованных
также из сопоставления кривых
дости в зависимости от температуры закалки. Именно при тем-
пературе 840° кривые рис. 163 пересекаются при одном значе-
нии поверхностной твердости.
Скорость нагрева при температуре закалки 840° оказывает
значительно большее влияние как на глубину слоя с максималь-
ной твердостью, так и на величину переходной зоны. При ско-
рости нагрева 450° в секунду слой, обладающий максимальной
твердостью, составляет 0,5 мм. переходная зона (к твердости
в незакаленном состоянии)—0,8 мм. При .скорости нагрева
вдвое меньшей (225° в секунду) закаленный слой составляет
0,7 мм и переходная зона также 0,7 мм. При скорости нагре-
ва в пять раз меньшей (90-° в секунду) и общей глубине
закалки* 1,6 мм две трети занимает слой с максимальной твер-
достью.
Следовательно, повышение температуры закалки от 760 до
840° дает более удовлетворительные результаты по глубине за-
каленного слоя лишь при наименьшей скорости 90° в секунду.
При такой скорости достигнуто не только значительное сближе-
ние двух переходных зон, о которых упоминалось выше, но и
частичное наложение первой на вторую. Однако при скорости
в 2,5 и в 5 раз большей температура закалки 840° дает резуль-
Изменение твердости по сечению
215
Расстояние от гш5ерхности 8шл
Рис. 166. То же, что на рис. 164, при тем-
пературе закалки 960°
таты еще более неприемлемые. Переходные зоны располагают-
ся ближе одна к другой, но все еще не совпадают.
Таким образом, при глубине цементации 1,8 мм температура
закалки 840° достаточна
когда и структура за-
каленного слоя впол-
не приемлема.
На рис. 166 даны
кривые изменения
твердости по сечению
после в. ч. з. с темпе-
ратурой 960°. При ско-
рости 450° в секунду
глубина закаленного
слоя составляет 0,8—
1,0 мм\ переходная зо-
на — до 0,8’
довательно,
указанными
рами может
мм. Сле-
В. Ч. 3. с
парамет-
дать наи-
лучшие результаты на
изделиях, имеющих цементированный слой той же величины, что
в нашем случае. При этом удовлетворяются необходимые тре-
бования как по структуре в поверхностном слое, так и по глу-
бине закаленного слоя. При закалке же изделий, получающих
более глубокую цементацию, скорость 450° в секунду чрезмерно
высока. Несмотря на благоприятную структуру в наружном
слое, применение этой скорости в таком случае не может быть
рекомендовано, потому что не обеспечивается закалка всего
цементированного слоя.
Закалка с температуры 960° при скорости нагрева 225°
в секунду позволяет получить слой максимальной твердости на
глубине 1,0 мм и переходную зону в 0,7 мм. Такое уменьшение
скорости нагрева обеспечивает полное совпадение переходных
зон, но вместе с тем приводит к некоторому ухудшению структу-
ры в цементированном слое — образуется отчетливо игольчатый
мартенсит. Поверхностная твердость также несколько снижается.
Следовательно, не реализуется одно из основных преимуществ
в. ч. з. — возможность получения структуры скрытокристалли-
ческого мартенсита. Применение еще меньшей скорости нагрева
при той же температуре закалки тем более неприемлемо вслед-
ствие получения еще более грубоигольчатого мартенсита.
На рис. 167 и 168 представлены сводки изменений твердости
по сечению цементированных образцов для различных темпера-
тур закалки при двух значениях скорости нагрева — 90 и 450°
в секунду. При таком сопоставлении отчетливо выявляется влия-
216
Высокочастотная закалка цементированной стали
Рис. 167. Изменение твердости по се-
чению цементированного слоя стали 20,
подвергнутой высокочастотной закалке
от различных температур при скорости
нагрева 90° в секунду
Рис. 168. Изменение твердости по ср.
чению цементированного слоя стали 20,
подвергнутой высокочастотной закалке
от различных температур при скорости
нагрева 450° в секунду
ние температуры закалки
при той или иной посто-
янной скорости нагрева
на величину твердости в
поверхностном слое и на
характер изменения-
твердости по сечению
цементированного слоя.
Вместе с тем такое со-
поставление позволяет
выбрать параметры в. ч. з.
для практических целей —
при закалке изделий»
имеющих различную глу-
бину цементации. Общим*
правилом, которого необ-
ходимо придерживаться»
при выборе металловед-
ческих параметров в. ч. з.»
является соблюдение двух
обязательных условий:
1) воздействие в. ч. з. на
весь слой, получивший
увеличение содержания*
углерода при цементации»
и 2) получение наиболее
благоприятной структуры
и максимальной твердо-
сти в слое, имеющем эв-
тектоидную концентра-
цию. Режим в. ч. з. це-
ментированных изделий
надо подбирать таким об-
разом, чтобы величина пе-
реходной зоны оставалась^
такой же, какая получена
при цементации. Приве-
денные графики помога-
ют правильно решать этот
важный вопрос для мно-
гих практических случаев.
В случае необходимости получить чрезвычайно тонкую струк-
туру в закаленном слое и исправить структуру сердцевины це-
ментированного изделия весьма полезно применять перед в. ч. з.
нормализацию при нагреве токами высокой частоты, условия ко-
торой подробно рассматриваются в главе IX.
Изменение твердости по сечению
217
На рис. 166, 167, 168 представляет интерес то обстоятель-
ство, что при высоких температурах закалки максимальная твер-
дость (В закаленном! слое достигается не на поверхности, а на
некотором от нее расстоянии. Данный факт находится в полном
соответствии с характером кривых, показанных на рис. 163. На-
личие максимума твердости внутри закаленного'слоя отмечает-
ся в тех случаях, когда температура закалки превосходит зна-
чение максимума закалочного ряда, взятого для данной скорости
нагрева. Например, при нагреве со скоростью 90° в секунду
температура закалки 960° обеспечивает на поверхности твер-
дость, соответствующую точке а (рис. 163). По мере удаления
от поверхности температура к моменту закалки имеет меньшие
значения и твердость увеличивается соответственно кривой зака-
лочного ряда от точки а. к точке б. Максимальная твердость
достигается на таком расстоянии от поверхности, где темпера-
тура закалки соответствует точке б, т. е. равна примерно 80(Л
С дальнейшим удалением от поверхности температура падает
еще ниже и твердость в этих слоях уменьшается в соответ-
ствии с левой ветвью кривой закалочного ряда. Не следует усма-
тривать в полученном результате какое-либо противоречие с ха-
рактером изменения твердости по сечению, найденным для ста-
лей других марок, что было показано в главе V.
Такое изменение твердости по сечению более отчетливо про-
является в том случае, когда закалочный ряд характеризуется
значительным уменьшением твердости при повышении темпера-
туры закалки выше той, какая соответствует точке б, т. е. за
пределами максимума. Если же снижение незначительно, то раз-
личие в величине твердости в прилегающих к поверхности слоях
может не выявиться, что видно на примере со сталью ХВГ. В та-
ком случае указанное различие находится в пределах ошибки
прибора и его можно выявить лишь путем статистической обра-
ботки результатов большого числа измерений. Но во многих слу-
чаях такое различие не имеет практического значения.
Если при в. ч. з. стали закалочный ряд характеризуется боль-
шой площадкой максимальных значений твердости, т. е. когда
в. ч. з. сильно расширяет интервал оптимальных температур на-
грева, то твердость по сечению не изменяется на довольно боль-
шом расстоянии от поверхности. В данном случае уменьшение
температуры нагрева по мере отдаления от поверхности не со-
провождается изменением твердости до того слоя, температура
которого соответствует нижнему пределу температурного ин-
тервала закалки.
Такой случай иллюстрируется кривой закалочного ряда
и кривыми изменения твердости по сечению для стали ШХ15
(рис. 108 и 118).
218
Высокочастотная закалка цементированной стали.
4. ТЕХНОЛОГИЧЕСКАЯ ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТЬ
ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ ЦЕМЕНТИРОВАННЫХ
ИЗДЕЛИЙ, ПОДВЕРГАЕМЫХ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ
ЗАКАЛКЕ
(Выбор режима охлаждения по окончании процесса цементации)
Вопрос о режиме обработки изделий по окончании процесса
цементации важен не только в случае применения в. ч. з. Извест-
но, что при обычной закалке цементированных изделий для
ответственных условий службы строго обусловливают не только
режим охлаждения после цементации, но применяют, кроме того,
промежуточный высокий отпуск или нормализацию для получе-
ния приемлемой исходной структуры перед закалкой. В случае
же применения в. ч. з. режим обработки между цементацией
и закалкой играет еще более важную роль. Промежуточная
обработка должна обеспечить получение исходной структуры,
дающей возможность наиболее полно реализовать преиму-
щества в. ч. з.
Нами было изучено влияние охлаждения по окончании процес-
са цементации на прочность при изгибе, усталостную прочность
и ударную вязкость. Исследованию были подвергнуты две
распространенные марки цементируемой стали — 20 и 20Х.
Цементация образцов производилась в печи ПН 11 в карбю-
ризаторе, состоящем из 85% древесного угля и 15% соды, по
следующему режиму: для образцов, предназначенных к испыта-
нию на усталость и на изгиб, — нагрев до 920°, выдержка 8 час.
(глубина цементированного слоя 1,5 мм, из них 0,9 мм занима-
ет эвтектоидный участок1); для ударных образцов — нагрев до
той же температуры, выдержка 10 час. (общая глубина слоя
2,3 мм). По окончании цементации каждая серия образцов
подвергалась охлаждению в различных условиях. Было примене-
но охлаждение в печи, охлаждение в ящике на воздухе, охлаж-
дение на воздухе после просеивания карбюризатора и охлаж-
дение в воде сразу по окончании цементации. Кроме того, для
сравнения был применен высокий отпуск на образцах, охлаж-
давшихся после цементации в воде. Далее образцы подвергались
высокочастотной закалке при одинаковых параметрах для
каждого вида испытания.
Так как цементация и в. ч. з. проводились в неизменных
условиях, на механические свойства образцов оказывал влияние
только режим охлаждения по окончании процесса цементации.
1 Глубина цементированного слоя выбрана, исходя из соотношения пло-
щади упрочняемой поверхностной части сечения к неупрочняемой сердцевине.
fe-c = J, значение которого было рассмотрено выше.
•с
Технологическая последовательность термической обработки
219
Аналогичные образцы подвергались после цементации при соот-
ветствующем режиме охлаждения обычной закалке.
Обычная закалка была проведена во всех случаях по режиму:
для стали 20 — температура закалки 800°, время выдержки
22 мин., охлаждение в воде; для стали 20Х — температура
закалки 820°, время выдержки 22 мин., охлаждение в воде.
Параметры в. ч. з. назначались для каждой стали по каждому
виду образцов в отдельности (данные о параметрах в. ч. з.
приведены в табл. 10).
Таблица 10
Результаты испытаний на прочность при изгибе сталей 20 и 20Х,
подвергнутых высокочастотной и обычной закалке
(Температура закалки 900°, для стали 20, 940° для стали 20Х; скорость
нагрева 400° в секунду)
Высокочастотная
вакалка
Обычная вакалка
Обработка
поверх-
ностная
твердость
Rc
1 2 3 4 5 1 2 3 4 5 С 1 Цементация. Охлаждение в печи. Закалка. Низкий отпуск Цементация. Охлаждение в ящике. Закалка. Низкий отпуск Цементация. Охлаждение на воздухе. Закалка. Низ- кий отпуск Цементация. Охлаждение в воде. Закалка. Низкий отпуск Цементация. Охлаждение в воде. Высокий отпуск. Закалка. Низкий отпуск . . С т То же, что для стали 20 г а л ь 2 64 64-65 66,5 66,5 66 аль 2< 65-67 65 65—66,5 66 65 О 250 256 277 276 261 ЭХ 257 262 298 296 274 155 158 170 168 159 156 159 Л 82 178 171 63 63 64 6^-65 64 65 64 64—65 65 64 247 253 255 236 260 253 260 265 257 263 154 156 158 148 164 155 163 166 158 164
220
Высокочастотная закалка цементированной стали
После в. ч. з. или обычной закалки образцы во всех случаях
отпускались в течение 1,5 часа при 180 — 200°.
В табл. 10 приведены результаты испытаний на прочность
при изгибе для стали 20 и 20Х, полученные на цилиндрических
образцах (d = 10 мм, I —100 мм). По каждому варианту
с целью получения наиболее достоверных результатов было
испытано 4 — 5 образцов.
Испытания на статическую прочность при изгибе показали,
что режим охлаждения после цементации в случае применения
в. ч. з. оказывает большее влияние, чем при обычной закалке.
На результатах в. ч. з. состояние исходной структуры сказывает-
ся более чувствительно.
Если при обычной закалке стали 20Х максимальное колебание
в значениях предела прочности для примененных нами промежу-
точных режимов составляет 12 кг/мм2, то при в. ч. з. оно соста-
вляет 41 кг/мм2. При сравнении тех же режимов (первый и тре-
тий табл. 10) для стали 20 обычная закалка дает изменение
предела прочности 8 кг/мм2, в. ч. з. — 27 кг/мм2.
Наибольшее увеличение прочности при статическом изгибе
в. ч. з. дает в случае охлаждения по окончании процесса цемен-
тации на воздухе и в воде. У стали 20Х при охлаждении по
третьему режиму увеличение составляет 39 кг/мм2 для предела
прочности и 26 кг/мм2 для предела пропорциональности (по
сравнению с первым режимом). У стали 20 соответственно — 27
и 15 кг/мм2.
Результаты испытаний образцов, обработанных по четвертому
режиму, еще отчетливее иллюстрируют преимущества в. ч. з.
цементированных изделий перед обычной закалкой. При обычной
закалке в нашем исследовании охлаждение в воде дало наиболее
низкие характеристики прочности.
При в. ч. з. статическая прочность значительно возрастает
по мере увеличения скорости охлаждения по окончании цемен-
тации, имеет максимум при охлаждении на воздухе и сохра-
няется на таком уровне при охлаждении в воде. Следовательно,
в отношении Статической прочности в случае применения в. ч. з.
наиболее желательно охлаждение по третьему или четвертому
режиму. Это дополнительно расширяет возможность увеличения
производительности термообработки в случае использования
для закалки цементированных изделий нагрева токами высокой
частоты.
Объяснение указанных различий влияния режима промежу-
точной обработки на прочность цементированной стали после
в. ч. з. дают фотографии микроструктур стали 20 на рис.
169— 172. На рис. 169 показана структура цементированного
слоя при охлаждении по окончании процесса цементации в печи.
Рис. 169. Исходная структу- рис. 170. То же, что на
ра цементированного слоя рИС 169^ в случае охлаждения
стали 20 в случае охлаждения образцов с ящиком на воздухе
образцов по окончании про
цесса цементации в печи
Рис. 171. То же, что нз Рис. 172. То же. что на
рис. 169, в случае охлаждения рис. 169, в случае охлаждения
образцов на открытом воздухе образцов в воде
222
Высокочастотная закалка цементированной стали
Карбиды располагаются в виде коагулированных скоплений или
в виде толстой цементитной сетки по границам зерен. При в. ч. з.
цементированного слоя с такой структурой карбиды не успевают
раствориться при температуре нагрева, позволяющей получить
в основной массе скрытокристаллический мартенсит. Мартенсит
в. ч. з. содержит меньше углерода, вследствие чего обладает
меньшей прочностью. Уменьшение толщины цементитной сетки,
наблюдающееся с увеличением скорости охлаждения после
цементации (рис. 170, 171), обеспечивает лучшую растворимость
ее при высокочастотном нагреве. Высокоуглеродистый мартенсит»
полученный при в. ч з. в наиболее дисперсном состоянии, сооб-
щает цементированному изделию наибольшую прочность. На
рис. 172 показана структура цементированного слоя, охлажденного
по окончании процесса цементации ф воде. Цементитная сетка не
наблюдается совсем, все поле снимка занимает крупноигольча-
тый мартенсит. При в. ч. з. происходит полная перекристаллиза-
ция, в результате которой образуется скрытокристаллический
мартенсит, содержащий весь углерод, полученный поверхност-
ным слоем при цементации. Характер изменения структуры после
в. ч. з. при различных промежуточных режимах иллюстрируется
микроструктурами на рис. 173—176. Поскольку в. ч. з. произве-
дена во всех случаях при одинаковых параметрах, основное мар-
тенситное поле не имеет существенных отличий. Как и следовало
ожидать, по внешнему виду разница заключается лишь
в величине карбидной сетки. В случае охлаждения с • печью
цементитная сетка остается и после в. ч. з. С ускорением ох-
лаждения после цементации исходная структура улучшается»
что приводит к более совершенной структуре после в. ч. з.;
наиболее совершенная структура образуется в случае охлажде-
ния по окончании процесса цементации на воздухе или в воде.
Для стали 20Х улучшение исходной структуры с ускорением
охлаждения после цементации выявляется так же отчетливо.
Крупные скопления карбидов, обнаруживаемые после охлажде-
ния с печью, по мере ускорения охлаждения становятся мельче,
а при охлаждении в воде не были обнаружены. Высокочастотная
закалка дает наилучшую структуру, когда в исходном состоянии
карбидЫ-Наиболее измельчены.
В табл. 11 приведены результаты определения ударной рабо- •
ты при динамическом разрушении для в. ч. з. и обычной закалки
цементированных образцов, имевших различную скорость охлаж-
дения по окончании процесса цементации. Обычная закалка
ударных образцов была проведена по тому же режиму, что и для
образцов, предназначенных к испытанию на изгиб. В таблице
даны средние значения из пяти определений.
Результаты ударных испытаний также показали преиму-
щество большой скорости охлаждения после цементации в слу-
Рис. 173. Структура по рис. 169
после высокочастотной закал-
ки при скорости нагрева 400°
в секунду и температуре за-
калки 900°
Рис. 174. Структура по рис. 170
после высЪкочастотной за-
калки при скорости нагрева
400° в секунду и температу-
ре закалки 900°
Рис. 175. Структура по рис. 171
после высокочастотной закал-
ки при скорости нагрева 400°
в секунду и температуре за-
калки 900°
Рис. 176. Структура рис. 172
после высокочастотной закал-
ки при скорости нагрева 400°
в секунду и температуре за-
калки 900°
224
Высокочастотная закалка цементированной стали
Таблица ц
Результаты определения ударной работы при испытаниях образцов стали,
подвергнутых высокочастотной и обычной закалке
{Температура закалки 900° для стали 20, 940° — для стали 20Х; скорость
нагрева 200° в секунду)
я § о Обработка Высокочастотная закалка Обычная закалка
поверхностная твердость Rc ударная работа р кгм поверхностная твердость Rc ударная работа р кгм
Сталь 20
1 Цементация. Охлаждение в печи. Закалка. Низкий отпуск 64 4,4 62 2,1
2 Цементация. Охлаждение в ящике. Закалка. Низкий отпуск 65—бб 4,2 63 2,4
3 Цементация. Охлаждение на воздухе. Закалка. Низ- кий отпуск 64—65 7,2 62,5 3,7
4 Цементация. Охлаждение в воде. Закалка. Низкий отпуск 63,5—65 5,0 62 2,8
Сталь 20Х
д 65,5 4,0 63 3,7
2 65 7,6 63,5 4,4
3 То же, что для стали 20 65 8,8 63,5 4,5
4) 64,5 8,5 63 5,8
чае применения в. ч. з; По сравнению с медленным охлажде-
нием в печи охлаждение на воздухе повышает работу разруше-
ния у стали 20 на 2,8 кгм, у стали 20Х на 4,8 кгм.
По сравнению с обычной закалкой при охлаждении после це-
ментации на воздухе в. ч. з. увеличивает работу разрушения
у стали 20 на 3,5 кгм и у стали 20Х на 4,3 кгм, т. е. почти
вдвое. Однако наибольшая скорость охлаждения (в воде) при-
водит после в. ч. з. к незначительному уменьшению ударной ра-
боты как для стали 20, так и для стали 20Х.
Результаты определения влияния режима охлаждения после
цементации на усталостную прочность 1 закаленных образцов из
стали 20 приведены в табл. 12. Число образцов в серии было
принято равным 6 — 7.
1 Определение предела усталости проведено на базе 5 млн. циклов на
образцах, показанных на рис. 125,а.
Технологическая последовательность термической обработки
225
В данном случае в задачу испытаний входило лишь нахожде-
ние наиболее желательного режима охлаждения после цемента-
ции. Результаты определения предела усталости ясно указывают,
что наибольшая прочность при знакопеременной нагрузке имеет
место в случае охлаждения на воздухе. При в. ч. з. в этом случае
предел усталости остается на том же уровне, что и в случае
охлаждения в воде. При обычной же закалке скорость охлаж-
дения выше той, которая дается воздухом, приводит к значи-
тельному снижению предела усталости.
Обращает на себя внимание тот факт, что при первом режиме
в. ч. з. не дала никакого повышения усталостной прочности,
а при втором и третьем дала меньшие значения предела уста-
лости, чем обычная закалка.
Следует иметь в виду, что на данном этапе исследование не
преследовало цели отыскания таких режимов в. ч. з., которые
сообщают образцам наибольшую усталостную прочность. Исполь-
зован был лишь один вариант параметров в. ч. ,з. (тот же самый,
что и для образцов на изгиб), который нельзя признать удачным
для усталостных образцов. Вследствие перераспределения тока
при входе в индуктор конической части образца опасное сечение
прогревается на меньшую глубину, чем в цилиндрической части.
Следовательно, и закалка опасного сечения производится на
Таблица 12
Результаты определения усталостной прочности при испытаниях образцов
стали, подвергнутых высокочастотной и обычной закалке
(Температура закалки 900°, скорость нагрева 400° в секунду)
Высокочастотная
закалка
Обычная закалка
Режим
Обработка
предел
усталости
ст кг/мм%
предел
усталости
поверхностная
твердость
«с
поверхностная
твердость
1 Цементация. Охлаждение в печи. Закалка. Низкий отпуск 64 51 63 50
2 Цементация. Охлаждение в ящике. Закалка. Низкий отпуск 64-65 52 63 59
3 Цементация. Охлаждение на воздухе. Закалка. Низ- кий отпуск . . * 66—67 56 64,5 61
4 Цементация. Охлаждение в воде. Закалка. Низкий отпуск 66,5 55 64—65 50
15 8ак. 115
226
Высокочастотная закалка цементированной стали
меньшую глубину, чем в цилиндрической^ части. Скорость нагре-
ва оказалась слишком большой для обеспечения закалки всего
цементированного слоя; упрочнению подвергнута лишь часть
слоя. При обычной же закалке в мартенсит переводится весь
цементированный слой. Не останавливаясь здесь на подробном
освещении вопроса, так как ему посвящен раздел 5 настоящей
главы, укажем лишь, что в данном случае значения предела
усталости для в. ч. з. и обычной закалки нельзя сравнивать,
потому что величина твердого упрочненного слоя в опасном
сечении неодинакова. При обработке по четвертому варианту
цементированный слой получает закалку по окончании процес-
са цементации на всю глубину. Последующая в. ч. з. сообщает
поверхностной части цементированного слоя дальнейшее улуч-
шение структуры, что приводит к некоторому повышению преде-
ла усталости по сравнению с получаемым при обычной закалке.
На данном этапе исследования стояла задача определения
наиболее рационального режима охлаждения после цементации,
обеспечивающего достаточно удовлетворительную структуру в
цементированном слое. Результаты испытаний на прочность при
статическом изгибе и усталостную прочность, а также определе-
ний величины работы динамического разрушения показывают,
что такую структуру дает охлаждение на воздухе. Получается
наиболее выгодное сочетание характеристик прочности и показа-
теля вязкости. Вполне приемлемые характеристики в случае
применения в. ч. з. дает и охлаждение в воде.
Общий вывод состоит в том, что в случае применения в. ч. з.
цементированных изделий скорость охлаждения по окончании
процесса цементации должна быть не ниже той, какая полу-
чается при охлаждении на воздухе. Если при обычной закалке
надо заботиться о том, чтобы скорость охлаждения изделий
после цементации не была слишком высока, то при в. ч. з.
следует обращать внимание на то, чтобы скорость не была
слишком мала. Во всяком случае более медленное охлаждение,
чем воздушное, нежелательно.
5. ПАРАМЕТРЫ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ЗАКАЛКИ
ЦЕМЕНТИРОВАННОЙ СТАЛИ
Выше были показаны результаты определения влияния от-
дельных этапов! термической обработки на структуру и свойства
цементированной стали. Влияние всех прочих факторов исключа-
лось тем, что изменение давалось лишь в какой-либо одной
стадии обработки.
Влияние параметров в. ч. з. на структуру и твердость Стали
изучалось на образцах, охлаждавшихся по окончании процесса
Параметры высокочастотной закалки
227
цементации в одних условиях (в печи). На тех же образцах изу-
чалось влияние параметров в. ч. з. на глубину закаленного и пе-
реходного слоев. Влияние скорости охлаждения после цемента-
ции на механические свойства определялось на образцах, под-
вергнутых в. ч. з. при одинаковом термическом режиме.
Для выяснения влияния термического режима в. ч. з. на ме-
ханические свойства цементированной стали необходимо принять
одинаковыми условия обработки на всех других этапах. Исполь-
зуя выводы, изложенные в разделах 2, 3 и 4, мы считали необ-
ходимым принять следующие основное положения при обра-
ботке механических образцов:
1. Состояние структуры перед в. ч. з. должно быть во всех
случаях примерно одинаковым и наиболее выгодным. Для этого
все образцы после цементации по одному режиму 1 охлаждали в
одинаковых условиях: по окончании процесса цементации образ-
цы вынимали из ящиков и охлаждали на воздухе.
2. Варьирование параметров в. ч. з. должно осуществляться
в таких пределах, которые дают возможность сравнить по край-
ней мере три состояния после закалки — частичную закалку це-
ментированного слоя, закалку всего слоя с получением структу-
ры скрытокристаллического или мелкоигольчатого мартенсита,
закалка всего слоя с получением структуры более крупноигольча-
того мартенсита, чем во втором случае.
Исходя из такой установки, для образцов, предназначенных к
испытанию на изгиб, были назначены следующие параметры:
1) при скорости нагрева в области фазовых превращений
300° в секунду, температура закалки принята 800, 880, и 96СР;
2) при 200° в секунду температура закалки принималась 800,
880, 960 и 1040°;
3) при 400Р в секунду температура закалки составляла 960,
1020 и 1100°.
Охлаждение при закалке производилось во всех случаях бо-
ной, при температуре 20°, подаваемой через спрейер. После
в. ч. з. образцы подвергались низкому отпуску при 180 — 200°
в течение 1,5 час.
ВЛИЯНИЕ ПАРАМЕТРОВ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ЗАКАЛКИ
НА ПРОЧНОСТЬ ПРИ ИЗГИБЕ
Результаты испытаний на изгиб цементированных образцов,
подвергнутых высокочастотной закалке1 2, представлены графи-
чески на рис. 177 и 178.
1 Режим цементации описан в разделе 4 настоящей главы.
2 Для каждого варианта испытывалось по три образца.
15*
228
Высокочастотная закалка цементированной стали
Графическое изображение полученных результатов наглядно
показывает, что каждой скорости нагрева соответствует своя тем-
пература закалки, обеспечивающая максимальную прочность при
статическом изгибе. В стали 20 для скорости нагрева 100° в се-
Рис. 177. Влияние основных параметров вы-
сокочастотной закалки на характеристики _
прочности цементированной стали 20 при
статическом изгибе
Рис. 178. Влияние основных параметров
высокочастотной закалки на характеристи-
ки прочности цементированной стали 20Х
при статическом изгибе
кунду максималь-
ная прочность до-
стигается в случае
закалки с темпера-
туры 880°, для ско-
рости 200 и 400Р в
секунду с темпера-
туры 9601°. Откло-
нение от указанных
температур приво-
дит к снижению ха-
рактеристик прочно-
сти при изгибе. От-
четливо видно так-
же, что закалка с
температуры 960°
при скорости нагре-
ва 2009 в секунду
сообщает большую
прочность, чем за-
калка с температу-
ры 880° при скоро-
сти 100° в секунду.
В первом случае
предел прочности
больше на 18 кг/мм2,
а предел пропор-
циональности на
14 кг/мм2\ чем во
втором.
Увеличение ско-
рости нагрева до
400° в секунду не
дает существенного
улучшения характе-
ристик прочности.
Таким образом,
для принятых условий цементации наиболее оптимальными па-
раметрами в. ч. з. являются: температура закалки 960°, скорость
нагрева 2009 в секунду. В случае неглубокой цементации можно
применять скорость нагрева до 400р в секунду, обеспечиваю-
щую высокую прочность при меньшей глубине закалки.
Параметры высокочастотной закалки
229
У стали 20Х различие в температурах закалки, обеспечиваю-
щих максимальную прочность при различных скоростях нагрева,
выявилось еще более отчетливо. При скорости нагрева 100° в се-
кунду оптимальной температурой закалки является 880°, при
200° в секунду — 9609. Во втором случае предел прочности на
30 кг/мм? больше, чем в первом. Повышение предела пропор-
циональности незначительное. Возрастание прочности в данном
случае следует объяснить улучшением структуры цементиро-
ванного слоя после высокочастотной закалки.
Смещение превращений в область более высоких температур
при большей скорости нагрева приводит к образованию наиболее
мелкозернистого аустенита и большей его легированности за счет
диссоциирующих карбидов. В результате закалки получается
мелкоигольчатый мартенсит более прочный, чем мартенсит, обра-
зующийся в случае закалки с температуры 880° при скорости на-
грева 100° в секунду.
При скорости нагрева 400° в секунду наибольшая прочность
достигается в случае закалки с температуры 1020°. Однако ука-
занные параметры в. ч. з. не могут быть признаны наилучшими:
предел прочности на 30 кг/мм2, а предел пропорциональности
на 22 кг/мм2 ниже, чем при нагреве со скоростью 200° в секунду
и температуре закалки 960°.
Температура закалки 1020’° чрезмерно высока даже при ско-
рости нагрева 400° в секунду. В данном случае структура цемен-
тированного слоя представляет собой сравнительно крупноиголь-
чатый мартенсит, обладающий несколько меньшей прочностью.
Снижение же температуры закалки при скорости нагрева 400° в
секунду приводит к еще большему понижению прочности, так
как образующийся мартенсит, хотя и является мелкоигольчатым,
однако, легированность его за счет карбидов недостаточна для
придания наибольшей прочности образцу. Карбиды остаются
почти в том же виде, как до закалки. Поэтому для стали 20Х
применение такой скорости нагрева следует признать нежела-
тельным.
Для всех трех использованных нами скоростей отчетливо выя-
вился тот факт, что при частичной закалке цементированного
слоя, приводящей к неполному упрочнению образца, характерис-
тики прочности снижаются. Некоторое упрочнение, достигаемое
благодаря переводу поверхностной части цементированного слоя
в мартенсит, частично ослабляется вследствие образования вто-
рой переходной зоны внутри указанного слоя.
Нетрудно видеть, что максимум прочности при данной скоро-
сти нагрева соответствует закалке с той температуры, которая
обеспечивает воздействие в. ч. з. на весь цементированный слой.
230
Высокочастотная закалка цементированной стали
Но и при закалке всего слоя могут быть получены различные
характеристики прочности в зависимости от структуры, приобре-
тенной им в результате в. ч з. Об этом красноречиво свидетель-
ствует разное положение максимумов в случае применения раз-
личных параметров.
Наиболее выгодны по условиям статической прочности при из-
гибе для стали 20Х те же параметры в. ч. з., что и для стали 20:
температура закалки 960°, скорость нагрева 200° в секунду. Но у
стали 20Х дальнейшее повышение скорости нагрева нежелатель-
но, в то время как у стали 20 можно получить высокую прочность
и при большей скорости нагрева.
ВЛИЯНИЕ ПАРАМЕТРОВ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ЗАКАЛКИ
НА ВЕЛИЧИНУ РАБОТЫ УДАРНОГО РАЗРУШЕНИЯ
Влияние параметров в. ч. з. на работу ударного разрушения
цементированной стали 20 и 20Х изучалось на гладких цилин-
дрических образцах диаметром 15 мм, длиной 80 мм.
Цементация была проведена по режиму, описанному в разде-
ле 4, охлаждение по окончании процесса цементации на
i возду-
хе. Далее образцы подвергались окончательной шлифовке (был
снят слой не более
затем в. ч. з. при
ных параметрах и
отпуску 180—200°
ние 1,5 часа.
Для получения
лее достоверных результа-
тов по каждому вариан-
ту параметров в. ч. з. было
взято 5—6 образцов.
Данные определений
ударной вязкости приведе-
ны на рис. 179 и 180. Для
Рис. 179. Влияние основных параметров
высокочастотной закалки на ударную
вязкость цементированной стали 20
0,1 мм),
различ-
низкому
в тече-
наибо-
стали 20 при скорости на-
грева 100° в секунду подъ-
ем температуры в. ч. з
сверх 800° приводит к не-
значительному снижению ударной работы. Более резкое умень-
шение ударной работы наблюдается при закалке с 1040°, что
связано с большим перегревом цементированного слоя, так как
скорость нагрева невелика. При скорости 200° в секунду мак-
симальной ударной вязкостью обладают образцы, закаленные
с температуры 880^, а при 400° в секунду образцы, закаленные
с температуры 960°. Графики показывают также, что при боль-
ших скоростях нагрева максимумы соответствуют большим
значениям ударной работы.
Параметры высокочастотной закалки
231
На образцах, подвергнутых в. ч. з. при скорости нагрева 100°
в секунду и температуре закалки 8001°, работа разрушения равна
7,5 кгм, при 200° в секунду и 880° она равна 7,9 кгм, а при
400° в секунду и 960° работа составляет 8,2 кгм.
Закалка с меньших температур дает меньшие значения удар-
ной работы вследствие недостаточного растворения цементита,
а также в связи с образованием второй переходной зоны внутри
Температура закалки в'С
Рис. 180. Влияние основных параметров вы-
сокочастотной закалки на ударную вязкость
цементированной стали 20Х
цементированного слоя. Закалка с температур, выше оптималь-
ных, приводит к еще бблыпему снижению ударной работы вслед-
ствие образования в цементированном слое ' крупноигольчатого
мартенсита. У стали 20Х характер изменения величины ударной
работы совершенно иной (рис. 180). При всех использованных
скоростях нагрева максимум ударной работы соответствует тем-
пературе закалки 960°. Возможно, что и в данном случае имеют-
ся различия в температурах закалки, дающих максимальную ве-
личину ударной работы, но при переходе от одной температуры к
другой через 80° различия не обнаруживаются. Очевидно, у ста-
ли 20Х температуры закалки, обеспечивающие образцам наиболь-
шее сопротивление динамическому разрушению при разных ско-
ростях нагрева, находятся ближе одна к другой, чем у стали 20,
и во всяком случае близки к температуре 960°.
Наибольшее значение ударной работы имеют образцы, зака-
ленные с температуры 960Р при скорости нагрева 400° в секунду.
По сравнению со скоростью 100° в секунду превышение состав-
ляет 1,4—3,4 кгм. Большая величина ударной работы разруше-
ния в случае максимальной скорости нагрева объясняется
наибольшей тонкостью структуры мартенсита в основной метал-
лической массе.
232
Высокочастотная закалка цементированной стали
То обстоятельство, что для стали 20Х при температурах за-
калки 800 и 880° ударная работа меньше, чем при закалке с
температуры 960° даже при малых скоростях нагрева, следует
объяснить большей устойчивостью карбидов цементитного типа,
содержащих хром, по сравнению с обычным цементитом!. Это
обусловливает меньшую легированность мартенсита, полученного
при закалке с температур ниже 960°. Кроме того, оказывает, по-
видимому, некоторое влияние и уменьшение теплопроводности в
цементированном слое стали 20Х по сравнению с цементирован-
ным слоем, не содержащим хрома. По указанной причине глуби-
на закалки у стали 20Х при тех же параметрах в. ч. з. меньше,
чем у стали 20. Если у стали 20 температура закалки 880° при
скорости 200° в секунду достаточна для перевода в мартенсит
всего цементированного слоя, то у стали 20Х при тех же пара-
метрах закаливается лишь часть цементированного слоя, обра-
зуется вторая переходная зона внутри него, что и приводит к не-
полному повышению величины ударной работы. Закалка всего
слоя у стали 20Х наблюдается лишь при температуре закалки
960° или близкой к ней даже при минимальной, использованной
нами скорости 100° в секунду.
Таким образом, в случае необходимости обработки изделий на
максимальную ударную вязкость в интервале скоростей нагрева
100 — 400° в секунду наиболее приемлемой температурой в. ч. з.
является 960°. Такая температура закалки должна назначаться
как для изделий, цементируемых на небольшую глубину (ско-
рость нагрева при в. ч. з. должна быть на верхнем пределе), так
и для изделий, цементируемых на глубину 2 — 2,5 мм (скорость
Нагрева должна быть на нижнем пределе).
Результаты нашего исследования показали также весьма
благотворное влияние двойной в. ч. з. на величину ударной ра-
боты для цементированной стали 20Х.
Для определения указанного влияния часть образцов (5 шт.)
после цементации и охлаждения на воздухе была подвергнута
двойной в. ч. з. Первая закалка была осуществлена при парамет-
рах, обеспечивающих воздействие не только на цементированный
слой, но и на сердцевину (температура закалки 1040°, скорость
нагрева 200° в секунду); вторая, проведенная вслед за первой,
при температуре закалки 900°, скорости нагрева 400° в секунду,
т. е. при параметрах, обеспечивающих воздействие только на це-
ментированный слой. Поверхностная твердость после второй за-
калки составляла 61—63 Rc- Среднее значение величины удар-
ной работы1 составило 18,6 кгм, т. е. на 6,4 кгм выше, чем при
одинарной в. ч. з. при температуре закалки 960° и скорости на-
1 Повышение характеристик прочности при статическом изгибе двойная
высокочастотная закалка по сравнению с одинарной дает незначительное.
Параметры высокочастотной закалки
233:
грева 400° в секунду и на 9,8 кгм выше, чем при закалке 960°
и скорости нагрева 100° в секунду; По сравнению же с одинар-
ной обычной закалкой превышение составляет 14,1 кгм, т. е.
в 4,1 раза.
Объяснение данного факта следует искать прежде всего в
различии структуры цементированного слоя после двойной в. ч. з.
и одинарной обычной закалки. На рис. 181, 182, 183 показаны
фотографии микроструктур цементированного слоя стали 20Х для
указанных трех случаев. Наиболее благоприятную структуру да-
ет двойная в. ч. з. Первый нагрев, осуществленный при меньшей
скорости и до более высокой температуры, обеспечил полное рас-
творение хромистых карбидов и максимальную легированность
твердого раствора. Закалка при таком нагреве сообщает образ-
цам пониженную ударную вязкость вследствие образования
крупноигольчатого мартенсита. Второй нагрев — при большей
скорости и до. меньшей температуры — обеспечивает лишь пере-
кристаллизацию твердого раствора. Крупноипольчатый мар'тен-
сит цементированного слоя переводится в скрытокристалличе-
ский, обладающий наибольшей ударной вязкостью по сравнению
с любым другим строением мартенсита.
Одинарная в. ч. з., рассчитанная на обработку всего цементи-
рованного слоя, при отсутствии воздействия на сердцевину даег
структуру, представленную на рис. 182. Основная металлическая
масса представляет игольчатый мартенсит. Однако часть карби-
дов еще сохраняется. Меньшая легированность и более грубое
строение мартенсита обусловливают меньшее сопротивление об-
разцов динамическому разрушению.
Обычная закалка дает еще более грубый мартенсит, ударная
вязкость которого еще ниже. Значительное возрастание величины
ударной работы после двойной в. ч. з. в какой-то мере обуслов-
лено, повидимому, и лучшим строением сердцевины, что обеспе-
чивается первым высокочастотным нагревом.
Таким образом, можно установить, что наиболее рациональ-
ное сочетание прочности и вязкости стали 20Х получается в слу-
чае обработки в следующем порядке: цементация с последующим,
охлаждением изделий на открытом воздухе, двойная в. ч. з. Пер-
вая в. ч. з. должна производиться при нагреве с небольшой ско-
ростью до более высокой температуры. Задача состоит лишь в
полном растворении избыточных хромистых карбидов в цементи-
рованном слое; получение удовлетворительного мартенсита не
является необходимым и в большинстве случаев невозможно.
Попутно решается задача улучшения структуры в сердцевине,
поскольку при таком! нагреве образец прогревается на глубину,
большую толщины цементированного слоя. Вторая в. ч. з. произ-
водится при нагреве с наибольшей скоростью до меньшей тем-
Рис. 181. Структура цементи-
рованного слоя стали 20Х
после двойной высокочастот-
ной закалки: первая закалка
при скорости нагрева 200°
в секунду и температуре за-
калки 1040°; вторая закалка
при скорости нагрева 400°
в секунду и температуре за-
калки 900°
Рис. 182. Структура цементи-
рованного слоя стали 20Х пос-
ле одинарной высокочастотной
закалки при скорости нагрева
400° в секунду и температуре
закалки 960°
Рис. 183. Струк-
тура цементиро-
ванного слоя ста-
ли 20Х. подверг-
нутой обычной за-
калке
Параметры высокочастотной закалки
235
пературы. Параметры в. ч. з. назначаются, исходя из необходи-
мости обработки только цементированного слоя. При этом пре-
следуется единственная задача — улучшение строения мартенси-
та в цементированном и переходном слоях, получение структуры
скрытокристаллического мартенсита.
Применение описанной технологии обработки сообщает изде-
лию достаточно высокую статическую прочность. По величине по-
казателя ударной работы такая технология значительно превос-
ходит все другие, использованные в нашем исследовании.
>
ВЛИЯНИЕ ПАРАМЕТРОВ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ЗАКАЛКИ
НА УСТАЛОСТНУЮ ПРОЧНОСТЬ
В разделе 4 настоящей главы описаны результаты испытаний,
позволивших установить, что наибольшей усталостной прочностью
как при обычной, так и при высокочастотной закалке обладают
образцы, охлажденные по окончании цементации на воздухе.
Однако при тех параметрах в. ч. з., которые были приняты на
описанном этапе исследования, она не дала лучших результа-
тов, чем обычная закалка. Скорость нагрева и температура
закалки оказались недостаточными для обработки всего цементи-
рованного слоя в опасном сечении. Такие результаты дают воз-
можность судить о желательной скорости охлаждения по Оконча-
нии цементации, но по ним нельзя еще вынести полного сужде-
ния о положительных возможностях в. ч. з. в отношении уста-
лостной прочности. Было бы грубой ошибкой на основании при-
веденных данных делать вывод, что в. ч. з. сообщает цементиро-
ванным образцам или изделиям меньшую усталостную прочность.
Окончательный вывод можно будет сделать лишь при более об-
ширном технологическом обследовании вопроса.
Естественное развитие экспериментов нам представлялось в
направлении изыскания параметров в. ч. з., обеспечивающих
упрочнение всего цементированного слоя в опасном сечении и
получения возможно лучшей структуры указанного слоя.
Исходя из сказанного, дальнейшие испытания на усталость
по стали 20 были проведены при в. ч. з. со следующими парамет-
рами нагрева: при скорости 100° в. секунду нагрев осуществлтялся
до 800, 880, 960°, при 200° в секунду до 800, 880, 960, 1040, при
400° в секунду — до 900, 960, 1020 и 1100°. Цементация во всех
случаях произведена в одинаковых условиях (см. раздел 4), ох-
лаждение по окончании цементации — на воздухе. После в. ч. з.
образцы были подвергнуты низкому отпуску в течение 1,5 часа
при 180—200°.
По каждому варианту параметров в. ч. з. было обработано
6 — 8 образцов. Перед в. ч. з. образцы подвергались шлифовке.
Для предотвращения неточностей в месте перехода цилиндри-
236
Высокочастотная закалка цементированной стали
ческой части образца в коническую шлифовка' производилась
камнем, одно ребро которого предварительно было сточено на
тот же угол, какой имеет конус образца
Результаты испытаний на базе 5 млн. циклов приводятся в
табл. 13 и на рис. 184.
Таблица 13
Результаты испытаний на усталостную прочность образцов,
подвергнутых высокочастотной закалке с различными
параметрами
п. п. Скорость нагрева °/сек. Температура v закалки °C Поверхност- ная твердость *с Предел усталости ®р кг!мм.ъ
1 100 800* 63—65 58
2 100 880 63—64,5 65-66
3 100 960 61—62 66
4 200 800 63-64,5 50
5 200 880 64—65 63
6 200 960 64-65 64
7 200 1040 59—61 62
8 400 900 64-65,5 56
9 400 960 65 63
10 400 1020 62-63,5 61
11 400 1100 60-61 60
* Температура указана для участков образца при прохождении через
индуктор цилиндрической части.
Максимальное значение предела усталости при каждой из
трех принятых скоростей нагрева наблюдается в случае в. ч. з. с
температуры .960°. Закалка при нагреве до более высоких темпе-
ратур сообщает меньшую усталостную прочность. Закалка с тем-
пературы ниже 960° дает значительно меньший предел усталости
лишь при большей скорости нагрева. При меньших же скоростях
нагрева (100 и 200° в секунду) образцы, закаленные с темпера-
туры 880®, имеют практически такой же предел усталости, как
при закалке с 960°. Лишь значительное снижение температуры
закалки (до 800°) приводит к уменьшению усталостной прочности.
Как в случае в. ч. з. при скорости нагрева 400° в секунду и тем-
пературе закалки 900?, так и при 100 или 200° в секунду
и температуре закалки 800° недостаточная усталостная проч-
ность объясняется отсутствием воздействия в. ч. з. на весь це-
ментированный слой в сечении, подвергающемся разрушению.
Образцы с более тонким твердым слоем при наличии второй
Параметры высокочастотной закалки
237
переходной зоны внутри цементированного слоя обладают
меньшей усталостной прочностью, чем после в. ч. з. с темпера-
туры 960°, обеспечивающей при скорости нагрева 100 или 200°
в секунду упрочнение всего или почти всего цементированного
слоя. Некоторое уменьшение глубины закалки при скорости
нагрева 400? в секун-
ду, несмотря на ту же
температуру нагрева
(960°), следует объяс-
нить той же причиной.
Уменьшение предела
усталости на образ-
цах, закаливающихся
с температур, превы-
шающих ЭбО*3, можно
объяснить более гру-
бой структурой в уп-
рочненном поверхност-
ном слое.
Результаты опре-
делений предела уста-
лости для цементиро-
ванной стали 20 нахо-
дятся в удовлетвори-
Рис. 184. Влияние основных параметров
высокочастотной закалки на усталостную
прочность цементированной стали 20
тельном соответствии с
найденными характеристиками прочности при статическом изги-
бе (см. рис. 177) при рассмотрении данных для каждой скорости
нагрева отдельно. Однако при сопоставлении результатов для
разных скоростей нагрева (при той же температуре закалки 960°)
наблюдается несоответствие в том, что наибольшая усталостная
прочность достигается при нагреве с меньшими скоростями, тогда
как наибольшая статическая прочность имеет место при нагреве
с наибольшей примененной нами скоростью. Данный факт объ-
ясняется тем, что характер изменения глубины закалки в опас-
ном сечении образца, предназначенного для испытания на уста-
лость, при увеличении скоростн нагрева несколько иной,
чем при в. ч. з. ровного цилиндрического образца для ста-
тического изгиба. Вследствие перераспределения вихревых токов
при входе в индуктор конической части образца опасное сечение
нагревается до более низкой температуры и закаливается на
меньшую глубину, чем цилиндрическая часть его, на которой ве-
дется определение температуры (см. рис. 143). Уменьшение глу-
бины закалки в опасном сечении при увеличении скорости на-
грева, очевидно, более значительно, чем при зак'алке ровных ци-
линдрических образцов, предназначенных для испытаний на ста-
тический изгиб. Улучшение структуры основной металлической
238
Высокочастотная закалка цементированной стали
массы с повышением скорости нагрева оказывает положительное
воздействие и в случае закалки образцов, предназначенных для
испытания н!а усталость, но оно парализуется уменьшением тол-
щины твердого слоя.
По указанной причине в случае закалки цементированных из-
делий с галтелями, если для них наибольшее значение имеет
усталостная прочность, более целесообразно применять меньшую
скорость нагрева токами высокой частоты.
Результаты исследования влияния основных параметров
в. ч. з. на усталостную прочность цементированной стали 20 по-
казывают, что правильный выбор параметров обеспечивает повы-
шение предела усталости по сравнению с обычной закалкой.
Наибольший предел усталости после в. ч. з. в нашем эксперимен-
те равен 66 кг/мм2, в то время как обычная закалка дает =
= 61 кг/мм2. Это является весьма важным обстоятельством, по-
скольку при других параметрах в. ч. з. приводит к значительному
понижению предела усталости.
В условиях нашего исследования максимальное уменьшение
предела усталости составило 11 кг/мм2 (при скорости нагрева
200° в секунду, температуре закалки 800°). Однако, как было
указано выше, из этого нельзя делать общего вывода об отри-
цательном воздействии в. ч. з. на усталостную прочность це-
ментируемой стали. Понижение после в. ч. з. усталостной проч-
ности конкретных изделий объясняется неправильным выбором
параметров нагрева при в. ч. з. Следует также отметить, что
оно является не единственной причиной, могущей понизить
усталостную прочность. Неправильный выбор режима охлаж-
дения по окончании цементации может также привести к сни-
жению усталостной прочности вследствие неудовлетворительной
исходной структуры в цементированном слое перед в. ч. з.
(см. раздел 4).
И, наконец, не менее важен правильный выбор цементиру-
емых изделий для перевода на закалку новым методом. Для ва-
лов, у которых крутые галтели или острые углы нельзя сгладить
по конструктивным соображениям, применение в. ч. з. может
оказаться нецелесообразным.
Наиболее полной реализации преимуществ в. ч. з. можно до-
стигнуть лишь при тщательном предварительном обследовании
вопроса и правильном учете изложенных выше факторов.
ГЛАВА VIII
ОТПУСК СТАЛИ, ПОДВЕРГНУТОЙ
ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ЗАКАЛКЕ
Отпуск стали после высокочастотной закалки требует не
менее широкого теоретического и практического изучения, чем
отпуск стали, закаленной обычным путем.
Особенности структуры1 сталей после в. ч. з., проведенной по
оптимальным режимам, предопределяют существенные отличия
в поведении их при отпуске от поведения сталей, подвергнутых
обычной закалке. Фазовые изменения также имеют при в. ч. з.
несколько иной характер по их кинетике, чем при обычной за-
калке, что оказывает определенное влияние на свойства сталей
после отпуска.
Предстоит также широко и тщательно изучить влияние усло-
вий отпуска на изменение напряженного состояния изделий,
поверхностно-закаленных при нагреве токами высокой частоты
на различные глубины. Общее качественное представление, что
после поверхностной в. ч. з. отпуск должен производиться с мень-
шими выдержками и при более низких температурах, чем после
обычной закалки, является совершенно недостаточным для соз-
нательного назначения режима отпуска. Указанное представле-
ние основывается на том, что отпуск необходим только для
закаленного и переходного слоев поверхностно-закаленных изде-
лий. Остается совершенно неизученным ряд практических вопро-
сов, касающихся температур и продолжительности отпуска для
получения заданных свойств при различных соотношениях объе-
мов закаленного и переходного слоев, характера изменений
Напряжений при различном отношении величины всего обрабо-
танного слоя к необрабатываемой сердцевине и пр.
Поэтому одной из первоочередных задач металловедческих
исследований, связанных с изучением свойств изделий, зака-
ливаемых при нагреве токами, высокой частоты, является все-
стороннее, глубокое изучение влияния на них условий отпуска.
В настоящей главе излагаются результаты нескольких работ,
проведенных в Уральском институте физики металлов и в Мос-
240
Отпуск стали, подвергнутой высокочастотной закалке
ковском институте стали им. И. В. Сталина. Они не могут
претендовать на полное разрешение проблемы отпуска после
в. ч. з. Однако изложение их содержания и результатов необхо-
димо для выяснения путей более глубокого изучения данной
проблемы.
1. ВЛИЯНИЕ ОТПУСКА НА СТРУКТУРУ
И МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
КОНСТРУКЦИОННОЙ СТАЛИ,
ПОДВЕРГНУТОЙ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ЗАКАЛКЕ
Влияние отпуска на структуру и механические свойства
конструкционной стали, закаленной при различных режимах
нагрева электрическим током, изучалось в работе К. А. Малы-
шева и В. А. Павлова [65]. Исследовались стали 48Х и 43XH3M,
химический состав которых приведен в табл. 14.
Таблица 14
Химический состав исследованных сталей
Марка стали Содержание, %
С Мп Si Сг Ni р S Мо
48Х 0,48 0,61 0,29 0,97 — 0,018 0,013 —
43XH3M 0,43 0,45 0,27 1,14 3,46 0,034 — 0,39
Исходное состояние перед закалкой представляло феррито-
перлитовую структуру для стали 48Х (нормализованная) и
структуру сорбита, ориентированного по мартенситу, для стали
43XH3M (улучшенная). Закалка произведена при нагреве элек-
трическим током со средней скоростью 200° в минуту и 150°
в секунду, охлаждение в масле. Температура отпуска варьирова-
лась в пределах 200—600°. Выдержка во всех случаях — 30 мин.
Отпуску подвергались образцы, которые закаливались с темпе-
ратур в пределах от 800 до 1100°. Для ударных испытаний бы-
ли приняты призматические образцы 10 X 10;Х 55 мм с выре-
зом на одной грани. Испытания на разрыв произведены на
образцах диаметром 5 мм.
На рис. 185 показано влияние температуры закалки на вели-
чину ударной работы и твердости Ни при нагреве в пени
и при электронагреве со скоростью 150° в секунду.
Ход кривых твердости полностью подтверждает выводы более
ранних исследований, что в случае электронагрева с большой
Влияние отпуска на структуру конструкционной стали
241
скоростью полная закалка достигается при более высокой темпе-
ратуре, чем в случае обычного медленного нагрева в печи.
С изменением величины твердости полностью согласуются
результаты определений ударной работы, впервые полученные
в рассматриваемом иссле-
довании. Закалка при на-
греве электрическим током
со средней скоростью 1503
в секунду (при температуре
закалки 925°), обеспечива-
ющая такую же твердость
как и обычная закалка, со-
общает стали 48Х вдвое
большую ударную вязкость.
Низкий отпуск (при
220Р) не привел к сущест-
венным изменениям в ха-
рактере закономерностей,
полученных для закаленно-
го состояния.
На рис. 186 и 187 пока-
зано изменение твердости
и величины ударной работы
после отпуска при 350
и 600°, в зависимости от
температуры закалки.
Из рассмотрения дан-
ных указанного исследова-
ния, можно сделать общий
Рис. 185. Твердость Нг и ударная
вязкость стали 48Х после обычной
закалки и после закалки при нагре-
ве током со средней скоростью 150°
в секунду (без отпуска)
вывод, что на величину
твердости и ударной работы отпуск оказывает наибольшее воз-
действие в случае закалки при электронагреве со средней ско-
ростью 150° в секунду.
Закалка при электронагреве со скоростью 200° в минуту
занимает, как правило, промежуточное положение между обыч-
ной закалкой и закалкой при электронагреве со скоростью 150°
в секунду.
Например, после закалки от температуры 975—1000° повыше-
ние температуры отпуска с 350 до 600° приводит к уменьшению
твердости на 240 Н (от 525 до 285) в случае электронагрева
со скоростью 150° в секунду и лишь на 195 единиц (от 520 до
325) в случае обычного нагрева. Ударная вязкость в первом
случае увеличивается на 6,7 кам/слг2 (от 1,8 до 8,5), а во вто-
ром случае—на 4,5 кгм/смг (от 0,5 до 5).
16 Зак. 115
Температура закалки. в°С
800 300 ШГИОО 'ШО
Температура. закалки ОТ
Рис. 187. То же, что на рис. 186,
после отпуска при 600°
Рис. 186. Твердость и удар-
ная вязкость стали 48Х, за-
каленной и отпущенной при
350о
Влияние отпуска на структуру конструкционной стали
243
Закалка от той же температуры при электронагреве со
скоростью 200° в минуту в случае увеличения температуры
отпуска от 350 до 600° приводит к увеличению ударной вязкости
на 5 кгм]см? (от 1—1,5 до 6—6,5).
После закалки от температуры 900° при трех указанных ско-
ростях нагрева различие в величине твердости и ударной вязко-
сти при тех же условиях отпуска оказалось меньше.
Наибольшее уменьшение твердости и соответственно увели-
чение ударной вязкости наблюдается в случае закалки от тем-
пературы 950—1 000° при электронагреве со скоростью 150°
в секунду. Особенно отчетливо это проявилось при отпуске 550
и 600Р.
Более быстрое снижение твердости при отпуске мартенсита,
полученного электрозакалкой, авторы объясняют меньшей его
устойчивостью и более быстрым выделением карбидов «ввиду
недостаточной гомогенности исходного состояния». При закалке
с температур 950—1 000а, «когда перлитовидная структура вы-
тесняется нормальным мелкоигольчатым мартенситом, скорость
распада твердого раствора уменьшается».
В объяснении причин повышенной ударной вязкости мар-
тенсита, полученного при электрозакалке, авторы полностью
сходятся с более ранними нашими выводами о том, что решаю-
щую роль здесь играет большая мелкозернистость аустенита,
образующегося при электронагреве.
Авторы считают, что наиболее выгодным для электронагрева
под закалку стали 48Х является интервал температур 950—
1 000° при скорости нагрева 150° в секунду и 900—950° при
200° в минуту, так как при указанных температурах мартенсит
теряет перлитный узор и приобретает нормальное мелкоиголь-
чатое строение. При закалке от меньших температур «не до-
стигается полноты закалки, а полученный продукт закалки
быстро теряет свою твердость при отпуске». Ударная вязкость
получается неудовлетворительная, несмотря на пониженные
значения твердости.
Электрозакалка стали 43XH3M должна производиться от
более низких температур, так как содержащийся в ней никель
снижает критические точки. Однако при скорости 150° в секун-
ду даже нагрев до 1 100° не приводит к укрупнению зерна.
Вследствие менее значительного роста зерна с температурой
при электронагреве стали 43XH3M уменьшение ударной вязкости
почти не наблюдается, в то время как при обычной закалке
ударная вязкость с увеличением температуры закалки значи-
тельно понижается. При температуре отпуска 350° электрозакал-
ка обеспечивает в два-три раза большую ударную вязкость, чем
16*
244
Отпуск стали, подвергнутой высокочастотной закалке
Твердость Hv
Рис. 188. Твердость и ударная
стали 43XH3M после закалки
вязкость
от 950°
(930—960°) и отпуска в интервале 200—
600° в течение 30 мин. (К. А. Малышев
и В. А. Павлов)
обычная закалка Ч Наибольшее возрастание величины ударной
работы сообщает отпуск до 550° и выше.
Кривыми рис. 188, показывающими зависимость ударной вяз-
кости закаленной и отпущенной стали 43XH3M от твердости,
преимущества электро-
закалки иллюстрируются
весьма отчетливо. Элек-
трозакалка от темпера-
туры 950Р сообщает ста-
ли бдльшую ударную
вязкость, чем обычная
при той же твердости.
На основании резуль-
татов определения твер-
дости и ударной работы
после закалки от различ-
ных температур и отпуска
авторы приходят к за-
ключению, что «при
обычном нагреве в печи
оптимальным интервалом
температур закалки яв-
ляется S00—850Р, для
электронагрева со скоро-
стью 200Р в минуту опти-
мальным интервалом является 850—900°, а при скорости 150°
в секунду 900—950°».
Испытания на растяжение, проведенные в рассматриваемой
работе, показали, что характеристики прочности — предел проч-
ности, предел текучести и предел пропорциональности после
электрозакалки i 2 лишь незначительно отличаются от тех же по-
казателей при обычной закалке.
Определения же сужения площади поперечною сечения
ф % (показали, что после электрозакалки от температур 950° и
выше значения ф не понижаются или даже повышаются, в то
время как после обычной закалки они резко убывают. Если
при обычной закалке нагрев до 950° и выше связан со значи-
тельным ростом зерен аустенита, то при электронагреве «зерно
остается мелким и одновременно происходит более полное
выравнивание состава аустенита». Таким образом, возможность
i После обычной закалки отпуск до 350° дает сильное снижение ударной
вязкости (провал вязкости), что не имеет места при отпуске до той же тем-
пературы после электрозакалки.
2 Испытания проведены лишь после высокого отпуска до 550 и 600°.
Влияние температуры отпуска на структуру стали
245
получения более мелкого зерна при электронагреве дает воз-
можность создать в стали наиболее благоприятное сочетание
высокого предела прочности и сужения площади поперечного
сечения при высокой твердости и вязкости.
2. ВЛИЯНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ ОТПУСКА НА СТРУКТУРУ,
ТВЕРДОСТЬ И ВЕЛИЧИНУ УДЕЛЬНОЙ УДАРНОЙ
РАБОТЫ ИНСТРУМЕНТАЛЬНОЙ СТАЛИ,
ПОДВЕРГНУТОЙ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ЗАКАЛКЕ
Влияние условий отпуска на свойства инструментальной ста-
ли после высокочастотной закалки нами изучалось [66] на ста-
лях 9ХС и ХВГ. Их химический состав приведен на стр. 120.
Основная цель исследования состояла в изучении влияния
параметров в. ч. з. на поведение стали при отпуске. Скорость
нагрева в области фазовых превращений изменялась от 50 до
200° в секунду.
Чтобы исключить совместное влияние двух структурных со-
стояний, что неизбежно при поверхностной закалке, в нашем
исследовании все образцы получали сквозную в. ч з., для чего
были найдены соответствующие температуры закалки1. При
скорости нагрева 50° в секунду структура мартенсита во всем
сечении образца достигается в случае закалки с температуры
920°. При скорости нагрева 100° в секунду необходимая темпе-
ратура закалки 960°. При 150 и 200° в секунду температура
закалки соответственно равна 1 000 и 1040°. В качестве охлаж-
дающей среды во всех случаях была использована подогретая
вода (25—30°). По каждому из принимаемых вариантов парамет-
ров в. ч. з. производилась закалка 40 образцов. Каждая партия
одинаково закаленных образцов разбивалась на 8 серий по
5 образцов в серии для одной температуры отпуска. Температу-
ра отпуска1 2 принималась в пределах от 150 до 500° через каж-
дые 50°. Таким образом, поведение стали после в. ч. з. по тому
или иному режиму было изучено при восьми температурах от-
пуска. Выдержка при температуре отпуска во всех случаях
была принята в 1,5 часа.
Закаленные и отпущенные образцы без последующей шли-
фовки были подвергнуты ударному разрушению на ЗО-каж копре
Шарли, после чего определяли поверхностную твердость (на раз-
битых образцах) и проверяли микроструктуру.
Часть образцов из стали ХВГ была выделена для сравнитель-
ного определения указанных свойств после обычной закалки
1 Исследование проведено на цилиндрических ударных образцах без
выреза (d = 15 мм, 1 = 80 мм).
2 Отпуск производился в лабораторной муфельной электрической печи.
246
Отпуск стали, подвергнутой высокочастотной закалке
и отпуска -в одинаковых условиях, с отпуском после в. ч. з.
Обычная закалка проводилась в той же охлаждающей среде,
что и высокочастотная закалка.
Обычная закалка производилась с температуры 840° при на-
греве в лабораторной муфельной электрической печи в течение
20 мин.
На рис. 189 и 190 показана зависимость величины удельной
ударной работы и твердости от температуры отпуска исследован-
Рис. 189. Влияние температуры
отпуска на твердость и ударную
вязкость стали ХВГ, закаленной
при нагреве токами высокой
частоты
Параметры закалки: 1 — скорость
нагрева 50о в секунду и температура
закалки 920°, 2 — 100о в секунду
и 960о, з — 1505 в секунду и 1000О;
4 — 2000 в секунду и 1040о
Рис, 190. Влияние температуры
отпуска на твердость и ударную
вязкость стали 9ХС. закаленной
при нагреве токами высокой ча-
стоты
Параметры закалки: 1 — скорость на-
грева 50о в секунду и температура за-
калки 920<>: 2 — 100о в секунду
и 9600, 3 — 150о в секунду и ЮООО;
4 — 2000 в секунду и 10400
ных марок стали после в. ч. з., проведенной при нагреве с раз-
личными параметрами. Более высокие параметры в. ч. з. обеспе-
чивают большую удельную ударную работу при всех температу-
рах отпуска. Так как переход от одних параметров к другим
сопровождается не только изменением скорости нагрева, но
-также изменением температуры, в нашем случае невозможно
^отнести отмеченное явление за счет влияния какого-либо одного
фактора. Параметры в< ч. з. назначались из условия получения
сквозного прогрева образцов. Принятые температуры закалки
являются минимальными для получения сквозной закалки образ-
Влияние температуры отпуска на структуру стали
247
ца диаметром 15 мм при значениях скорости нагрева, принятых
в данном исследовании. Влияние температуры закалки при
неизменной скорости нагрева не исследовалось, ибо при данном
образце получаемая зависимость устанавливала бы влияние
лишь таких температур закалки, которые далеко превышают
оптимальные условия получения удовлетворительной структуры.
Такое исследование не имеет практического смысла, ибо задача
состоит в изучении влияния условий отпуска на возможно более
благоприятную структуру, получаемую при в. ч. з.
Переход от низких параметров к более высоким сопровож-
дается противоположным влиянием скорости и температуры
нагрева на величину зерна аустенита. Повышение скорости наг-
рева приводит к образованию более мелкозернистого аустенита,
повышение же температуры способствует росту зерен. Измерить
величину зерна аустенита после в. ч. з. при тех параметрах,
которые нами были использованы, не удалось. Однако можно
предположить, что большое различие в величине зерен аустени-
та после в. ч. з. с четырьмя указанными выше параметрами,
повидимому, не имело места.
Различия в величине удельной работы ударного разрушения
можно отнести за счет размеров неоднородностей в мартенсите
закалки. При закалке с более высокими параметрами неоднород^
ности мельче, что обусловливает наименьшую устойчивость
мартенсита. Возможно, что это вызывается изменением темпе-
ратурных условий уменьшения степени тетрагональное™ мар-
тенсита, полученного в результате в. ч. з. и частичным его распа-
дом в троостит при более низких температурах отпуска. Опреде-
ленное решение данного вопроса может быть получено в резуль-
тате постановки тщательных рентгенографических исследований
особенностей мартенсита высокочастотной закалки.
Представляет интерес полученный в нашем исследовании
эффект провала величины удельной работы ударного разру-
шения при температуре 300°, усиливающийся по мере повыше-
ния параметров в. ч. з. Наиболее отчетливо указанное явление
наблюдается у стали ХВГ, что позволяет отнести его за счет
распада Остаточного аустенита, образующегося в стали в боль-
шем количестве вследствие присутствия марганца. Однако не
исключается возможность наиболее интенсивного образования
дисперсных карбидов именно в указанном районе температур.
То обстоятельство, что при обычной закалке сталь ХВГ не дает
такого эффекта, он наблюдается слишком слабо при низких
Параметрах в. ч. з. и усиливается по мере их повышения, позво-
ляет считать, что в. ч. з. с высокими параметрами нагрева обу-
словливает, по крайней мере, две* особенности закаленного
состояния.
248
Отпуск стали, подвергнутой высокочастотной закалке
Первая особенность состоит в том, что при более высоких
параметрах нагрева образуется большее количество остаточного
аустенита. Кроме того, можно предположить, что образующийся
мартенсит ^следствии наибольшей измельченности неоднородно-
стей при температурах отпуска 250—300° наиболее интенсивно
выделяет дисперсные карбиды. Наличие влияния обоих факторов
можно наблюдать при сопоставлении кривых для стали ХВГ
и 9ХС. В стали 9ХС имеет значение лишь второй фактор, так
как распад остаточного аустенита задерживается присутствием
в стали кремния. Поэтому уменьшение удельной ударной работы
менее значительно. В стали ХВГ существенное влияние оказы-
вает не только выделение дисперсных карбидов из мартенсита,
но и другой фактор, действующий в том же направлении, — рас-
пад больших количеств остаточного аустенита, что вызывает зна-
чительное уменьшение удельной ударной работы, — тем большее,
чем при более высоких параметрах нагрева была произведена
в. ч. э.
После закалки с наиболее высокими параметрами отпуск
в температурном интервале 150—200° приводит к резкому
уменьшению твердости, после чего наблюдается остановка
в изменении величины твердости. Отпуск при температуре выше
300° снова дает значительное уменьшение твердости. Как уже
было отмечено, возможность получения при в. ч. з. более высокой
твердости, чем после обычной закалки, определяется, невидимо-
му, наибольшей измельченностью неоднородностей аустенита,
создающейся при больших скоростях нагрева. Можно полагать,
что мартенсит в. ч. з., содержащий множество мельчайших не-
однородностей, является наиболее благоприятным состоянием
для образования метастабильных карбидных фаз Fer С, и Fe^C1
и более интенсивного их перехода в нормальный цементит.
Скопления атомов углерода, создававшие в закаленном состоя-
нии мельчайшие неоднородности, выделяются из твердого рас-
твора, образуя в начальной стадии соединение FexC и Fe^C.
Повышение вязкости и снижение твердости стали при 150—200°
обусловлено, повидимому, значительной ликвидацией неодно-
родностей по углероду в основной мартенситной массе.
1 Первая из указанных метастабильных фаз была обнаружена М. Арбу-
зовым и Г. В. Курдюмовым |67] при отпуске мартенсита, полученного
в результате обычной закалки высокоуглеродистой стали. Фаза FevC была
обнаружена И. В. Исайчевым [68]. В работе Я. С. Уманского и Е. И. Они-
щика [691, на основе анализа экспериментальных данных Г. В. Курдюмова
и И. В. Исайчева, метастабильные карбидные фазы были не только более
полно изучены, но и выяснены температурные условия, при которых они
существуют. Было установлено, что обе фазы могут существовать при тем-
пературе 130—150°.
Влияние температуры отпуска на структуру стали
249
С другой стороны, понижение твердости при температуре
отпуска 150—200° можно объяснить возникновением при высо-
кочастотном нагреве, проведенном с большой скоростью, боль-
ших структурных напряжений, не успевающих полностью
испытать релаксацию. Кристаллическая решетка аустенита
более деформирована, чем при обычном медленном нагреве.
Наличие многочисленных искажений в решетке аустенита долж-
но привести к повышенной искаженностн решетки образующе-
гося при закалке мартенсита. Такой мартенсит должен обладать
повышенной твердостью, но вместе с тем и большим стремле-
нием к ослаблению структурных напряжений при отпуске, что
способствует интенсивному выделению метастабильных карбид-
ных фаз.
Ликвидации неоднородностей и ослаблению структурных
напряжений должно сопутствовать такое уменьшение твердости,
которое в значительной мере снимает эффект повышенной
твердости, полученный непосредственно после в. ч. з. Твердость
должна уменьшиться на большую величину, чем при аналогичных
условиях отпуска после обычной закалки. Этим, мы полагаем,
можно объяснить значительное падение твердости при температу-
рах, предшествующих интервалу отпускной хрупкости. При
отпуске после обычной закалки, связанной с образованием
мартенсита, не обладающего таким большим количеством столь
мелких неоднородностей, а кроме того, и менее напряженного,
эффекта провала твердости при температурах, предшествующих
интервалу отпускной хрупкости, не наблюдается. Указанный
эффект ослабляется также при в. ч. з. в том случае, если нагрев
производится с меньшей скоростью.
Обнаруженный эффект провала твердости выявляется одина-
ково отчетливо как для стали ХВГ, так и для стали 9ХС, хотя
повышение вязкости у последней менее значительно. Это дает
возможность предполагать, что указанный эффект зависит лишь
от процесса ликвидации неоднородностей мартенсита и ослаб-
ления структурных напряжений в нем, но не сопровождается
какими-либо процессами в остаточном аустените, в связи с чем
наиболее характерным для температур отпуска 150—200°
является лишь значительное уменьшение твердости.
Повышение температуры отпуска до 300° приводит к образо-
ванию мельчайших карбидов Fe3C и других карбидов, что наря-
ду с распадом остаточного аустенита усиливает отпускную
хрупкость стали ХВГ, закаленной при нагреве токами высокой
частоты, а для стали 9ХС является основной причиной некоторо-
го снижения вязкости при указанной температуре отпуска.
Твердость при температуре отпуска до 300° повышается незна-
чительно; при более же высоких температурах отпуска она
250
Отпуск стали, подвергнутой высокочастотной закалке
понижается резко, в полном соответствии с значительным увели-
чением величины удельной работы ударного разрушения.
Интенсивное возрастание величины работы ударного разру-
шения при температурах отпуска выше 300° объясняется коагу-
ляцией карбидов.
Преимущества в. ч. з. инструментальной стали по сравнению
с обычной закалкой наглядно иллюстрируются кривыми зависи-
мости твердости и величины
удельной работы ударного
разрушения для стали ХВГ,
что показано на рис. 191.
Соотношения твердости и
величины удельной работы
ударного разрушения показа-
ны для обычной закалки и
в. ч. з. стали ХВГ при различ-
ных параметрах. Если сравни-
вать в. ч. з. с обычной закал-
кой, то ясно видно, что боль-
шие значения твердости при
тех же величинах удельной ра-
боты ударного разрушения на-
блюдаются при всех трех пока-
занных вариантах параметров
в. ч. з. В данном случае, кро-
Рис. 191. Твердость и удельная ра-
бота ударного разрушения стали
ХВГ после закалки и отпуска
Параметры высокочастотной закалки: 1 —
скорость нагрева 50° в секунду н темпе-
ратура закалки 920°; 2 — 100© в секунду
и 9600, 3 — 2000 в секунду и 1040О
ме того, имеется возможность
проследить влияние парамет-
ров в. ч. з. на соотношение
твердости и вязкости.
Закалка с более высокими
параметрами обеспечивает наи-
более выгодные соотношения
твердости и вязкости. При одинаковой величине удельной рабо-
ты ударного разрушения высокие параметры в. ч. з. обеспечи-
вают большую твердость, чем низкие параметры. При одинако-
вой твердости—например, 60Rс—образцы после обычной закал-
ки имеют величину удельной ударной работы 2,4 кгм/см2, а пос-
ле в. ч. з. при температуре закалки 920° и скорости нагрева 50°
в секунду 2,9 кгм/см2; при 960° и скорости нагрева 100° в секун-
ду 3,7 кгм!см2; при 1040° и скорости нагрева 200° в секунду
5,1 кгм/см2. Аналогичный анализ для любой другой твердости
приводит к тому же выводу. Наиболее резкие различия величин
удельной работы ударного разрушения наблюдаются для низких
значений твердости. Например, при твердости 44 Rc удельная
ударная работа после обычной закалки 6,2 кгм/см2, после в. ч. з.
по первому варианту 11,6 кгм/см2, по второму варианту
Влияние температуры отпуска на структуру стали
251
13,2 кгм/см2, по четвертому 16,2 кгм/см2, т. е. почти в три раза
больше, чем после обычной закалки.
Возможность наиболее благоприятного сочетания твердости
и вязкости после в. ч. з. является важнейшим ее преимуществом,
имеющим большое практическое значение.
Данное исследование позволяет сделать вполне определен-
ные выводы относительно температур отпуска после в. ч. з. Для
наилучшей работы режущего инструмента необходимо удов-
летворить, по крайней мере, двум требованиям: 1) обеспечить
достаточную износоустойчивость, что требует сохранения
высокой твердости, и 2) для предотвращения преждевременной
поломки сообщить инструменту по возможности большую вяз-
кость. Оба условия удовлетворяются в случае применения низ-
кого отпуска — при 150—200°. Если второе условие важно для
успешной работы инструмента, то параметры в. ч. з. должны
быть приняты максимальными. 1
Наше исследование было проведено на образцах, получивших
сквозную закалку, что было необходимо для выявления влия-
ния условий отпуска на свойства собственно мартенсита, обра-
зующегося при в. ч. з. и имеющегося в наличии по всему сече-
нию образца. Однако это обстоятельство приводило к тому, что
приходилось назначать параметры в. ч з., дающие в результа-
те закалки не наилучший вид мартенсита. Например, при ско-
рости 200° в секунду для стали ХВГ лучшая структура полу-
чается в случае закалки от температуры 880—940°, для стали
9ХС — 880—960°. Сталь имеет максимальную твердость до
66 Rc. В нашем же исследовании при такой скорости нагрева
принята температура закалки 1040°. Структура закалки в дан-
ном случае образуется из более крупнозернистого аустенита,
твердость ее на 3—4 Rc ниже1.
В реальных условиях при в. ч. з. инструмента далеко не во
всех случаях требуется сквозной прогрев и сквозная закалка
на мартенсит. В ряде случаев может удовлетворить поверх-
ностная закалка, что дает возможность назначать параметры
в. ч. з. более близкие к оптимальным, чем в нашем исследовании.
Таким образом, результаты закалки конкретных видов инстру-
мента могут быть еще лучше, чем те, которые были получены
нами на образцах. Сказанное дает право утверждать, что заме-
на обычной закалки инструмента высокочастотной чрезвычайно
выгодна не только по производительности и общим условиям
работы в термическом цехе, но и по качеству закаленного
инструмента.
‘ 1 На понижение твердости влияет не только увеличение зерна аустени-
та, но и более полный переход карбидов в твердый раствор.
252
Отпуск стали, подвергнутой высокочастотной закалке
3. ОТПУСК ПРИ НАГРЕВЕ ЭЛЕКТРИЧЕСКИМ ТОКОМ
Влияние отпуска, осуществленного при нагреве электрическим
током, на свойства конструкционной стали различных марок
было исследовано в работах В. Д. Садовского и его сотрудников
[ 70, 71 ]. В указанных работах были приняты следующие теоре-
тические предпосылки, позволяющие ожидать улучшения свойств
стали в результате электроотпуска.
В закаленном состоянии сталь содержит наряду с мартен-
ситом остаточный аустенит. Интенсивность распада мартенсита
непрерывно усиливается по мере повышения температуры отпу-
ска. Распад же остаточного аустенита совершается по сложному
закону, в основном повторяющему кинетику распада переохлаж-
денного аустенита. «Так, например, в хромоникелевой стали мар-
ки Х4Н распад остаточного аустенита происходит с большой
скоростью при отпуске в интервале 300—350°, замедляется при
более высоких температурах (450°) и вновь ускоряется при 550°
и выше». Если нагрев при отпуске провести до 450° и выше с
такой большой скоростью, чтобы процесс распада в первом кри-
тическом интервале был в основном подавлен, то можно полу-
чить новое структурное состояние — мартенсит, отпущенный на
450° при сохранении почти всего остаточного аустенита. Пред-
полагалось, что путем нагрева с большой скоростью можно
устранить отпускную хрупкость и получить значительное повы-
шение пластических свойств в отпущенном состоянии.
По сравнению с обычным отпуском при медленном нагреве
улучшения свойств стали после электроотпуска можно было
ожидать также на том основании, что и характер распада мар-
тенсита должен несколько измениться. При отпуске хромонике-г
левой стали на 350—450°, как было показано [72], из мартенсита
выделяется цементит (РезС), который при 'более высоких темпе-
ратурах (580—650°) обогащается хромом в результате дальней-
шего распада мартенсита и остаточного аустенита. Образуются
карбиды, обогащенные хромом за счет поглощения его из ос-
новной массы феррита. Структура состоит из карбидов, богатых
хромом, и феррита, почти не содержащего хрома.
Авторы предполагают, что при электроотпуске можно соз-
дать условия, в результате которых структура будет состоять
из богатого хромом феррита и вкрапленного в него РезС, для
чего надо осуществить медленный нагрев и большую выдержку
при температуре 350—450°, затем быстрый нагрев до 600—65ОСТ
и короткую выдержку при этой температуре. Разница в
количестве растворенного в феррите хрома обеспечит и разли-
чие свойств стали в отпущенном состоянии.
Отпуск при нагреве электрическим током
253
Возможность легко регулировать скорость нагрева электри-
ческим током в любом температурном интервале позволила бы
в значительной степени подавить вредные процессы, вызывающие
повышение хрупкости и понижение прочности стальных изделий
в отпущенном состоянии.
В. Д. Садовский и Б. Г. Сазонов [701 провели большую ра-
боту по определению влияния условий электроотпуска на
ударную вязкость и прочность стали марок Х4Н, 48Х, 43XH3M,
38ХГС.
Опыты проводились на уменьшенных ударных образцах 6Х6Х
Х60 мм с надрезом1 глубиной 1 мм или без надреза. Нагрев
при отпуске производился прямым пропусканием электрического
тока через образец, зажатый концами в контакты понижающего
трансформатора. Скорость нагрева при отпуске была назначена
0,01; 0,1; 1; 100 или 150; 800—1000 и более 10000° в секунду.
Охлаждение после отпуска в воде.
Закалка стали Х4Н производилась с температуры 1 100° в
масле. Повышением температуры закалки против нормальной
в данной работе преследовалась цель получения крупного зерна
аустенита при нагреве; при этом отпускная хрупкость проявляет-
ся более отчетливо.
При скорости нагрева 0,01°/сек вследствие весьма длительного
пребывания при опасных температурах (300—350 и 500—550°)
процессы, приводящие к отпускной хрупкости, успевают пройти
полностью. Кривая ударной вязкости имеет дв.а глубоких прова-
ла, разделенных высоким максимумом2. По мере увеличения
скорости нагрева наблюдается постепенное сглаживание кривой
изменения ударной вязкости. Такое сглаживание показывает, что
йутем увеличения скорости нагрева вредные процессы, идущие
при отпуске, можно в значительной мере подавить.
На рис. 192 дано сопоставление ударной вязкости стали 48Х
после обычной закалки и отпуска, после обычной закалки с
электроотпуском и после электрозакалки с электроотпуском. На
одинаковых ступенях твердости наименьшей вязкостью обладают
образцы после обычной закалки и обычного отпуска, наиболь-
шей — после электрозакалки и электроотпуска. Авторы объяс-
няют данный факт уменьшением размера зерен аустенита при
электронагреве под закалку. Чем мельче зерно аустенита перед
закалкой, тем меньше проявляется отпускная хрупкость. Совме-
щение электрозакалки, обеспечивающей наибольшую мелкозер.
1 Нормальный надрез имеет глубину 2 мм.
8 Испытания проведены на ударных образцах 6X6 X Ю мм без над-
реза. Был использован копер 5 кгм. Расстояние между опорами 40 мм.
254
Отпуск стали, подвергнутой высокочастотной закалке
нистость с электроотпуском, ослабляющим явление хрупкости,
должно давать наиболее благоприятное сочетание твердости
и вязкости.
На рис. 193 показано влияние температуры электроотпуска,
осуществленного со скоростью нагрева 0,1; 1: 10 и 100° в секунду
Рис. 192. Сопоставление ударной вяз-
кости стали 48Х, подвергнутой обычной
закалке и отпуску, обычной закалке с
электроотпуском и электрозакалке с
электроотпуском (В. Д. Садовский,
Б. Г. Сазонов)
Температура отпуска. 6°Q
Рис. 193. Влияние скорост»
нагрева при отпуске на удар
ную вязкость стали 43XH3M
в зависимости от температуры
отпуска. Закалка в масле от
880° (В. Д. Садовский
Б. Г. Сазонов)
на ударную вязкость стали 43XH3M, а на рис. 194 — влияние
скорости нагрева на ударную вязкость той же стали в зависимо-
сти от твердости. Превосходство электроотпуска тем больше, чек®
с большей скоростью производится нагрев. Для стали 43XH3M
в описываемом исследовании было изучено также влияние
выдержки (от 10 до 1000 сек.) при электроотпуске, осуществлен-
ном с различными скоростями нагрева. На рис 195—198 показа-
но влияние выдержки при электроотпуске со скоростью нагрева
1, 10, 100 и 1000° в секунду. Более сильное влияние выдержки
обнаруживается при более высоких скоростях нагрева. Благо-
приятное влияние выдержки в данном случае наблюдалось при
очень низком (до 250°) и высоком! (выше 500°) отпуске. При
температурах отпуска 300------500° выдержка оказывает отрица-
тельное воздействие, снижая ударную вязкость.
Результаты испытаний, полученных авторами на стали 38ХГС,
подтвердили преимущества электроотпуска перед обычным отпу-
ском при медленном нагреве.
Рис. 194. Влияние скорости на-
грева при отпуске на ударную
вязкость стали 43XH3M в зави-
симости от твердости. Закалка
в масле от 850°. Отпуск без вы-
держки (В. Д. Садовский»
Б. Г. Сазонов)
Рис. 195. Влияние выдержки при
электроотпуске со скоростью нагре-
ва 1° в секунду на ударную вязкость
стали 43XH3M. Закалка в масле от
880°. Скорость нагрева при отпуске
1° в секунду (В Д. Садовский.
Б. Г. Сазс-иов)
Тр.мпеоатипа отпуска 84
Рис. 196. То же. что на
рис. 195, при скорости нагрева
10° в секунду
Рис. 197. То же, что на
рис. 195. при скорости на-
грева 100о в секунду
256
Отпуск стали, подвергнутой высокочастотной закалке
Механические испытания стали ХС274, как и четырех других,
показали, что в случае электроотпуска отпускная хрупкость
значительно ослабляется, смещаясь в область более высоких
температур на 150—200° (для скорости нагрева 200° в секунду).
Для стали ХС274 кроме ударных испытаний были проведены
обычного отпуска и электроотпуска.
Магнитные измерения показали,
что при электроотпуске, как и при
обычном отпуске, с интервалом
хрупкости совпадает интервал рас-
пада остаточного аустенита. При
скорости нагрева 200° в секунду
распад остаточного аустенита по
сравнению с обычным отпуском
сдвинут на 150—200Р в область бо-
лее высоких температур.
Данных об испытаниях на рас-
тяжение после обычного отпуска
и электроотпуска, содержащихся
в рассматриваемой работе, мы не
приводим. Нагрев путем прямого
пропускания электрического тока
магнитные измерения после
Температура 3 *С
Рис. 198. То же, что на
рис. 195, при скорости нагре-
ва 1000° в секунду
через разрывной образец приводит
к большим различиям температур в различных сечениях образ-
ца. Имеющееся в работе несоответствие результатов ударных
испытаний и определения характеристик пластичности при рас-
тяжении должно быть отнесено за счет указанного недостатка
в методике нагрева. В работе учитывается температура нагрева
лишь в средней части образца, хотя она и не определяет пол-
ностью условий отпуска при таком способе нагрева.
Испытания на растяжение должны быть, по нашему мнению,
поставлены вновь. Указанный недостаток, отмеченный и самими
авторами, должен быть устранен, или, по крайней мере, значи-
тельно ослаблен.
Различия свойств стали после электроотпуска по сравнению
с обычным отпуском авторы относят исключительно за счет
высокой скорости нагрева при отпуске. Никакого специфического
действия тока или магнитного поля на структурные превращения
авторы не допускают. Структурные превращения при отпуске,
протекающие с весьма большой скоростью, «успевают происхо-
дить в условиях отпуска без выдержки, при скоростях нагрева,
измеряемых сотнями градусов в секунду». Процесс структурных
превращений «становится вполне возможным» лишь при более
высоких температурах. Наиболее интенсивный распад остаточно-
Отпуск при нагреве электрическим током
257
го аустенита наступает при 550—600°, в то время как при обыч-
ном отпуске с медленным нагревом он наблюдается при 300—
350°. Сглаживание первой зоны хрупкости при увеличении ско-
рости нагрева объясняется подавлением реакции распада оста-
точного аустенита. Легирующие элементы, «способствующие
устойчивости остаточного аустенита в первой зоне ускоренного
распада, будут особенно способствовать подавлению этой реак-
ции в условиях электроотпуска», что и подтвердилось испыта-
ниями стали 38ХГС, содержащей 1,5% кремния.
Работа Р. М. Леринмана и В. Д. Садовского [711 дополняет
предыдущее исследование изучением электроотпуска стали 45.
и более широкой постановкой магнитных измерений, что позво-
лило проследить влияние отпуска с электронагревом на кинети-
ку распада остаточного аустенита для стали марок 43XH3M
и 38ХГС. В отличие от обычного отпуска, при котором для ста-
ли 43XH3M резко выделяются
две зоны1 ускоренного распада
остаточного аустенита (первая
зона в интервале 250—300°, вто-
рая зона — в интервале 500—
600°) при электроотпуске раз-
двоение интервала ускоренного
распада выражается более слабо.
Электроотпуск с малой скоростью
нагрева (Г в секунду) приводит
к выравниванию степени распада
остаточного аустенита в первой
и второй зонах, а при более вы-
соких скоростях нагрева (10°
в секунду и выше) наибольшее
развитие получает вторая зона
распада аустенита.
Увеличение скорости нагрева
Рис. 199. Максимальный при-
рост интенсивности намагничи-
вания при отпуске стали
43XH3M с электронагревом
в зависимости от логарифма
скорости нагрева (В. Д. Са-
довский, Р. М. Леринман)
сдвигает начало распада остаточ-
ного аустенита в область более высоких температур. «Отпуск
с электронагревом приводит к частичному подавлению распада
остаточного аустенита: наибольшая степень распада понижается
примерно обратно пропорционально логарифму скорости нагре-
ва2» (рис 199). 1 2
1 Наибольшее развитие при обычном отпуске имеет первая зона.
2 Экстраполируя полученные данные в область более высоких скоростей
нагрева, авторы определяют скорость, при которой распад остаточного
аустенита -подавляется полностью. Такой скоростью они считают 100000°
в секунду.
17 Зак. 115
258
Отпуск стали, подвергнутой высокочастотной закалке
Результаты изучения влияния скорости электронагрева при
отпуске на твердость стали показали, что при данной темпера-
туре отпуска степень смягчения стали тем меньше, чем выше
скорость электронагрева. При скорости нагрева 1° в секунду по-
нижение твердости стали 43XH3M до определенного значения
Рис. 200. Твердость стали
43XH3M. отпущенной с элек-
тронагревом в зависимости от
наступает при температуре на
50—70° выше, а при скорости 1000°
в секунду на 150—180° выше, чем
при обычном отпуске. «Твердость
этой стали для каждой температу-
ры отпуска в интервале 250.—650°
увеличивается с логарифмом скоро-
сти нагрева примерно по линейно-
му закону» (рис. 200).
Влияния скорости электрона-
грева в интервале 10—1000° в се-
кунду при заданной температуре
отпуска на твердость стали 45
в рассматриваемой работе не от-
мечено.
В главе VI были приведены
результаты серийных испытаний по
глогарифма скорости
(В. Д. Садовский, Р.
ринман)
выполненные нами
нагрева определению критического интерва-
М. Ле- ла хрупкости после в. ч. з. на опре-
деленную глубину и после обычной
закалки. Указанные определения,
в Московском институте стали, показали
значительное смещение критического интервала хрупкости
в область более низких температур (с 100—120° до —5
+ 15°) в случае применения в. ч. з. В рассматриваемой здесь
работе Р. М. Леринмана и В. Д. Садовского были получены
весьма интересные сведения о влиянии электроотпуска (после
обычной закалки) на ударную вязкость при различных темпера-
турах испытания.
Сталь 45 после закалки от 1050° в масле была подвергнута
отпуску на одинаковую твердость. Электроотпуск осуществлен со
скоростью 10 и 1000° в секунду до максимальных температур
отпуска: 710 и 670°. В первом случае твердость составляла 300—
325 Ни, во втором — 330—360 Ни.
При обычном отпуске в соляной ванне с выдержкой в 1 час
одинаковые значения твердости были достигнуты при 515 и 540°.
На рис. 201 показано влияние температуры испытания на
ударную вязкость стали 45 для указанных четырех случаев.
Для стали ЗОХГС хладноломкость исследована после отпу-
Отпуск при нагреве электрическим током
259
Рис. 201. Влияние температуры испытания на
ударную вязкость стали 45 после обычного
отпуска (пунктир) и отпуска с электронагре-
вом при различных скоростях (сплошные
кривые):
а — обычный отпуск на твердость 300—325 Hz
(540°, 1 час) и электронагрев со скоростью 10° в се-
кунду на ту же твердость; б — обычный отпуск на
твердость 330—360 Н у (515о, 1 час) и электро-
нагрев со скоростью ЮООо в секунду на ту же твер-
дость (В. Д. Садовский, Р. М. Леринман)
ска в диапазоне значений твердости, отвечающих первой зоне
хрупкости. Образцы, закаленные от 980° в масле, были отпуще-
ны в соляной ванне при 390° с выдержкой в 1 час на твердость
435—495 Нг. Вторая партия образцов отпущена при элек-
тронагреве со скоростью 1000° в секунду до температуры 470—
540° (на ту же твердость). В первом случае прирост намагниче-
Рис. 202. Влияние тем-
пературы испытания на
ударную вязкость стали
ЗОХГС после обычного
отпуска на твердость
450—480 Я и (390°,
1 час; пунктирная кри-
вая) и после отпуска
с электронагревом при
скорости 1000° в секунду
на ту же твердость
(В. Д. Садовский.
Р. М. Леринман)
ния по отношению к закаленному состоянию составил 5—7%
(остаточный аустенит распался полностью) х во втором 1,5—
2,5%.
Результаты испытаний представлены на рис. 202. «Сопостав-
ление температурного хода кривой ударной вязкости после
17*
260
Отпуск стали, подвергнутой высокочастотной закалке
отпуска с обычным и электронагревом как ' при получении
структуры сорбита, так и при получении значений твердости,
отвечающих первой зоне хрупкости, показывает, что наблюда-
ющееся при электронагреве преимущество в ударной вязкости
сохраняется до самых низких температур испытания (до
— 160°)».
Из сопоставления наших данных и результатов рассмотрен-
ной работы Уральского института физики металлов можно
сделать предположение, что по сравнению с обычной закалкой
и обычным отпуском термическая обработка, состоящая из
в. ч. з. и электроотпуска, может дать еще более благоприятные
результаты в отношении работоспособности изделий при дина-
мической нагрузке в условиях пониженных температур.
4. САМООТПУСК ПРИ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ
ПОВЕРХНОСТНОЙ ЗАКАЛКЕ
Большое значение для рационализации технологического
процесса термич1ескюй обработки имеет вопрос о применении са-
моотпуска при высокочастотной поверхностной закалке. Этот
вопрос периодически возникает в практике работы термических
цехов, внедряющих, или внедривших высокочастотную закалку.
Однако глубокая экспериментальная проверка, позволяющая
установить точную и надежную технологию процесса самоотпус-
ка, до недавнего времени не предпринималась. Весьма удачная
попытка разрешения была недавно сделана К. 3. Шепеляков-
ским и М. О. Рабиным [73], освоившими процесс самоогпуска
при в. ч. з. на большом числе деталей автомобилей. Самоотпуск
осуществлен за счет тепла, созданного в изделии при высоко-
частотном нагреве под закалку и частично сохраняемого путем
ограничения принудительного охлаждения. Благодаря умелому
отысканию режима нагрева и принудительного охлаждения
авторам удалось полностью ликвидировать брак по ряду дета-
лей, в частности удалось устранить откалывание углов кулачка
при в. ч. з. кулачкового валика. Самоотпуск предохраняет
деталь от закалочных трещин, могущих возникнуть на детали
непосредственно во время закалки или сразу после нее.
На Московском автозаводе им. И. В. Сталина [61] в течение
многих лет успешно применяется (в. ч. з. с самоотпуском при тер-
мической обработке коленчатых валов на закалочных станках
системы ЗИС - Вологдин. Замена обычной закалки с обычным
отпуском высокочастотной закалкой с самоотпуском позволила
значительно сократить технологическое время термической o6paj
ботки коленчатого вала. В настоящее время технологический
Самоотпуск при поверхностной закалке
261
процесс в. ч. з. с самоотпуском на этом заводе освоен для до-
вольно большого круга изделий.
Авторам удалось показать, что изделия, подвергнутые само-
отпуску при в. ч. з., нисколько не уступают по свойствам изде-
лиям, подвергнутым в. ч. з. и обычному отпуску.
Разработка технологического процесса самоотпуска при в.ч .3.
имеет важное значение не только для уменьшения брака и по-
вышения качества продукции термического цеха (хотя уже и
это играет большую роль в деле еще более широкого распро-
странения в. ч. з.). Освоенный процесс самоотпуска облегчает
перевод высокочастотной термообработки в линии механической
обработки без нарушения поточности производства, сокращает
время пребывания изделия на операциях термической обработки
и, таким образом, является дополнительным средством увеличе-
ния оборачиваемости оборотных средств предприятия. Сказан-
ное обусловливает необходимость широкой постановки производ-
ственных и лабораторных экспериментов, позволяющих устано*
вить обоснованную и надежную технологию совмещения в. ч. з.
с процессом самоотпуска. По нашему мнению, вопрос о самоот-
пуске при в. ч. з., поставленный К. 3. Шепеляковским и
М. О. Рабиным, заслуживает большого внимания исследовате-
лей и цеховых работников.
ГЛАВА IX
НОРМАЛИЗАЦИЯ ПРИ НАГРЕВЕ ТОКАМИ
ВЫСОКОЙ ЧАСТОТЫ
Нормализация, состоящая в нагреве выше верхней критиче-
ской точки и охлаждении в спокойном воздухе является’доволь-
но распространенной операцией термической обработки. Практи-
ческое применение нормализации определяется необходимостью
улучшения путем перекристаллизации структуры изделия и неко-
торого улучшения его механических свойств. Такая обработка
применяется не только для исправления структуры перегретой
стали, но и для улучшения свойств прутковой средйёуглеро-
дистой стали после протяжки.
Теоретические соображения, определившие возможность ис-
пользования, токов высокой частоты для нагрева при закалке
стали, могут быть распространены и на случай нагрева при нор-
мализации.
Исключительно благоприятное влияние в. ч. з. на механиче-
ские свойства стали объясняется главным образом коренным раз-
личием условий нагрева. Можно было предположить, что
и нормализация при нагреве токами высокой частоты и охлажде-
нии в тех же условиях, что ,в случае обычной нормализации
(в спокойном воздухе), приведет к определенному улучшению
свойств стали.
1 УСЛОВИЯ ИНДУКЦИОННОГО НАГРЕВА
ПРИ НОРМАЛИЗАЦИИ СТАЛИ
Индукционный нагрев стали для нормализации, как и в
случае нагрева под закалку, осуществляется теплом внутреннего
источника. Оно развивается непосредственно в детали, а не
передается извне, как при обычном нагреве в печах. Это обу-
словливает возможность значительного ускорения нагрева не
только для поверхностной закалки, где необходимо осуществить
нагрев лишь поверхностного слоя, подлежащего упрочнению, но
Условия индукционного нагрева
263
и в случае сквозного прогрева заготовок большого диа-
метра.
В последние годы сквозной индукционный нагрев находит
все большее применение в кузнечно-штамповочном производст-
ве. Его преимущества определяются здесь не только значитель-
ным улучшением условий работы штампов, что удлиняет срок
их службы bi несколько раз но и коренным изменением харак-
тера работы по осуществлению процесса нагрева, что обуслов-
ливает ряд других преимуществ.
Оборудование для индукционного нагрева развивает необ-
ходимую полную мощность сразу после включения. Большая
экономия времени, рабочей силы и горючего создается уже
благодаря исключению предварительного разогрева печи и оста-
вления печи под нагревом во время перерывов.
Благодаря большой скорости нагрева создается большая
экономия металла в связи с почти полным отсутствием окалины.
Большая скорость нагрева обусловливает также возможность
замены нескольких нагревательных печей одним нагре-
вательным устройством и, следовательно, позволяет значительно
сократить рабочие площади. Кроме того, весьма существенным
является преимущество, не имеющее прямого ценностного
выражения, — отсутствие в цехе печей с высокой температурой,
дымящего пламени и коммуникаций для подводки жидкого
или газового топлива, что коренным образом улучшает условия
труда рабочих, занятых в цехе.
Все указанные преимущества,, реализуемые в ряде слу-
чаев в кузнечно-штамповочных цехах1 2, а также в закалочынх
отделениях термических цехов, могут быть успешно реализо-
ваны и на участках нормализации стальных изделий.
Эффективное применение индукционного нагрева для норма-
лизации зависит от правильного выбора оборудования — гене-
раторов и нагревательных устройств. Так как при нормализации
необходим сквозной прогрев, то условия его выполнения для
заготовок и деталей различного веса и размера оказывают
существенное влияние как на экономические показатели, так
и на свойства нормализованных изделий. Если при поверхност-
ной закалке стальных изделий любых размеров или при сквоз-
ной закалке изделий малых сечений частота тока может быть
выбрана в весьма широком диапазоне, то для сквозного про-
1 Удлинение срока службы штампов определяется тем, что при индук-
ционном методе вследствие большой скорости нагрева не образуется ока-
лины.
2 Вопрос об использовании индукционного нагрева в кузнечно-штампо-
вом деле должен быть предметом специального рассмотрения. В нашей
работе этот вопрос не затрагивается.
264
Нормализация при нагреве токами высокой частоты
грева при нормализации использование тока слишком высо-
кой частоты нерационально. В первом случае нагрев, как пра-
вило,, осуществляется таким образом, чтобы лишь в сравнитель-
но тонком слое температура к моменту закалки не выходила
за пределы оптимального интервала. Во втором же случае
к моменту окончания нагрева температура в точках, отстоящих
одна от другой на значительном расстоянии, не должна выходить
за пределы оптимального интервала, так как необходимо стре-
миться .к минимальной разности температур на поверхности
и в центре изделия достаточно крупного сечения. Поверх-
ностная закалка, осуществляемая при нагреве с большой ско-
ростью, расширяет, кроме того, и оптимальный интервал тем-
ператур в различных точках закаливаемого слоя, что нельзя
распространить на) случай нормализации.
Для поверхностной закалки нагрев можно осуществлять как
током относительно невысокой частоты (1000—^10000 пер/сек.),
так и током весьма высокой частоты (100000 пер/сек. и более).
Необходимую глубину закаленного слоя, регулируемую главным
образом температурой и скоростью нагрева (см. главу X), легко
получить в обоих случаях. Если глубина проникновения при
температуре выше точки Кюри, т. е. слой, активно нагреваемый
электрическим током, меньше толщины слоя, подлежащего
закалке (при весьма большой частоте тока), то нагрев осталь-
ной части слоя путем теплопроводности обеспечивается при
небольшом температурном градиенте1.
При сквозном же нагреве изделий сравнительно больших
сечений (50—200 мм) величину слоя, в котором идет активный
нагрев током при температурах выше точки Кюри, предпочти-
тельно иметь большую. Поверхностный слой, активно прогре-
ваемый током, является своеобразной печью для глубоких
слоев, получающих теплю путем теплопроводности. Чем боль-
ше глубина активно нагреваемого слоя, тем больше тепла
в единицу времени можно передавать на единицу объема
в лежащие глубже слои. При правильном выборе режима глубо-
кий Нагрев токами невысокой частоты осуществляется быстрее
и с меньшим температурным градиентом, чем в случае исполь-
зования тока весьма высокой частоты.
Улучшение свойств стали после высокочастотной нормализа-
ции в сравнении с обычной нормализацией достигается в связи
с возможностью получения более мелкозернистого строения ста-
ли. Для получения наиболее мелкозернистого аустенита во
всем сечении заготовки необходимо соблюдать при нагреве два
условия: 1) нагрев необходимо производить с возможно
1 Это справедливо для случая закалки на небольшую глубину.
Условия индукционного нагрева
265
большей скоростью и 2) разность температур у поверхности
и в центре заготовки принимать наименьшей. Указанным требо-
ваниям лучше отвечает нагрев током невысокой частоты.
Как было указано в главе II, при нагреве стали одного и то-
го же состава глубина проникновения изменяется обратно про-
порционально корню квадратному
из частоты. При понижении часто-
ты в 100 раз глубина проникнове-
ния тока в сталь, нагретую выше
точки Кюри, возрастает в 10 раз.
На рис. 203 представлен график
изменения глубины проникновения
тока в низколегированную кон-
струкционную сталь. Если при ча-
стоте тока 250000 пер/сек глубина
проникновения при температуре
выше точки Кюри равна 1 мм. то
при частоте 2500 пер/сек. она воз-
растает до 10 мм. В последнем
случае благодаря большему объему
активно нагреваемого поверхностно-
го слоя нагрев удаленных слоев
совершается быстрее. К моменту
окончания нагрева разность темпе-
Рис. 203. График изменения
глубины проникновения вих-
ревых токов в низколегиро-
ванную конструкционную
ратур на поверхности и в центре из-
делия сокращается до минимума.
Следовательно, при нагреве круп-
ных заготовок для нормализации
более рационально применение ма-
сталь в процессе нагрева от
20° до температуры выше
точки Кюри при частотах тока
/ е= 2500 пер/сек. и
/ = 250000 пер/сек.
шинного генератора, вырабатывающего ток частотой 1000—
10000 пер/сек.1.
Скорость сквозного индукционного нагрева под ковку или при
нормализации существенно должна быть отлична от скорости
нагрева при поверхностной в. ч. з. Значительное уменьшение
вюзможной скорости нагрева несколько сужает допустимый интер-
вал его температур. Подъем температуры сверх установленной
для данной скорости нагрева на свойствах стали сказывается
отрицательно, как и при обычной нормализации. Высокочастот-
ная нормализация позволяет заканчивать нагрев в, более широ-
ком диапазоне температур, чем обычная, но опасность перегре-
ва при высокочастотной нормализации так же реальна, как
и при обычной.
1 Это справедливо также для случая закалки изделий больших сечений
на большую глубину.
266
Нормализация при нагреве токами высокой частоты
Для осуществления сквозного индукционного нагрева при
нормализации можно использовать те же нагревательные устрой-
ства, которые применяются при ковке и штамповке. На рис. 204
показана схема конструкции горизонтального индуктора для
нагрева цилиндрических заготовок. Индуктор 1 изготовляется
Рис. 204. Схема конструкции горизонтального индук-
тора для нагрева цилиндрических заготовок под ков-
ку и штамповку или при нормализации
в виде многовитковой цилиндрической спирали из профилиро-
ванной медной трубки прямоугольного сечения. Витки индуктора
обматываются специальной лентой 2, изолирующей витки индук-
тора один от другого. Внутри индуктора укрепляется труба 3
из шамота или набивной огнеупорной футеровки, обеспечиваю-
щая тепловую йзоляцию. Заготовка помещается на направляю-
щих шипах 7 из жароупорного сплава, наплавленных на на-
правляющие трубки 6, изготовленные из аустенитной стали.
Снаружи индуктор закрывается кожухом 8 и при помощи
латунных болтов 4 и текстолитовых накладок 5 прочно фикси-
руется относительно трубы 3. В процессе нагрева направляю-
щие трубки 6 и витки индуктора охлаждаются водой. Такая
конструкция описана в работе В. И. Калинина [74].
Производительность нормализации при высокочастотном
нагреве значительно выше, чем при обычном нагреве в печи.
В случае применения нейтральных сред при высокочастотном
нагреве нормализация не сопровождается образованием даже
Условия индукционного нагрева
267
тонкого слоя окалины (что может иметь место без применения
таких сред). Благодаря этому создается возможность значитель-
ного снижения припусков на последующую механическую
обработку.
Как свидетельствуют данные, приведенные в работах
К. 3. Шепеляковского [75], В. Н. Глушкова [76] и А. И. Гар-
дина (77], стоимость индукционного нагрева заготовок снарядов
составляет 60—65% от стоимости нагрева в нефтяных и газовых
печах.
Однако преимущества высокочастотной нормализации не
ограничиваются экономической стороной вопроса и целым рядом
технологических удобств по сравнению с обычной нормализаци-
ей. Как было отмечено выше, коренное изменение условий на-
грева позволяет улучшить и свойства нормализованной стали.
Для экспериментального выяснения данного вопроса мы npoi-
вели работу по изучению влияния параметров высокочастотного
нагрева при нормализации на структуру и механические свойст-
ва среднеуглеродистой конструкционной стали марки 45. Сталь
для нормализации была взята в состоянии поставки.
Исследование проведено на
ставлена на рис. 205. Диаметр
греве током высокой частоты
образцах, форма которых пред-
образцов в средней части при на-
был равен 12 мм (рис. 205, а).
После нагрева и охлажде-
ния образцы были перето-
чены на диаметр 10 мм
(рис. 205, б). Незначительная
переделка образцов была
необходима в связи с тем,
что индукционному нагреву
целесообразнее подвергать
образцы, имеющие плавный
конус вместо крутой прямо-
угольной заточки у головки.
Само же испытание выпол-
няется на образцах с пря-
моугольной заточкой. Так
как образцы подвергались
сквозному нагреву, структу-
ра и свойства после нормализации во всех слоях одинаковы,
следовательно, снятие наружного слоя не могло сколько-нибудь
существенно отразиться на результатах испытаний.
- 120
220 -
Г
- 15\-~ЗЬ
120
220
Рис. 205. Образец для определения
влияния параметров высокочастотной
нормализации на свойства стали при
растяжении:
а — форма образца при индукционном
нагреве, б — форма образца для испы-
таний на растяжение
Параметры высокочастотного нагрева — температура и ско-
рость — были назначены, исходя из необходимости получить
сквозной прогрев образцов. Скорость нагрева в температурной
области фазовых превращений была принята 50, 100, 150, 200
268
Нормализация при нагреве токами высокой частоты
и 250° в секунду. Температура нагрева изменялась от 800 до
1080° через каждые 40°.
Для выявления свойств стали после высокочастотной норма-
лизации по каждому режиму обрабатывалось 3—4 образца. Один
из них использовался в качестве металлографического, осталь-
ные— для испытаний на растяжение. Одновременно проходили
испытания образцов из этой стали, с нагревом в печи до 820?
и выдержкой в течение 1 часа после прогрева.
2. ВЛИЯНИЕ ПАРАМЕТРОВ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ
НОРМАЛИЗАЦИИ НА СТРУКТУРУ СТАЛИ
На рис. 206 показана структура стали, полученная после на-
грева в печи. Перлит равномерно распределен между зернами
феррита. Обе структурные составляющие представлены в виде
довольно крупных зерен. Такая структура является удовлетвори-
тельной для обычной нормализации.
На рис. 207 показана структура после высокочастотной норма-
лизации, проведенной при оптимальных для данного размера из-
делий (d= 12 мм) параметрах высокочастотного нагрева (ско-
рость нагрева 150° bi секунду, температура закалки 960°). Отли-
чие от предыдущей структуры состоит в том, что общее количе-
ство свободного феррита несколько меньше, однако он распре-
делен весьма равномерно по всему толю шлифа. Уменьшение
количества структурно свободного феррита следует объяснить,
повидимому, тем, что после нагрева с большой скоростью, при-
ведшего к образованию мелкозернистого аустенита, обособление
феррита при охлаждении несколько затруднено. В перлите
остается несколько больше феррита, чем требуется для образо-
вания эвтектоида. В отдельных участках образуется более тон-
кий перлит, близкий к строению сорбита. Такая структура стали
45 должна иметь несколько повышенную твердость по сравне-
нию с твердостью, получаемой в результате обычной нормали-
зации. Механические ее свойства — прочность и пластичность —
также должны быть несколько^ лучше.
На рис. 208 изображена структура, полученная при нагреве
с той же оптимальной скоростью (150° в секунду) до более вы-
сокой температуры (1040°). Структурно свободный феррит рас-
полагается в виде крупной сетки по границам зерен перлита.
Общее количество свободного феррита и в данном случае
несколько меньше, чем можно ожидать после обычной нормали-
зации. Сталь с такой структурой имеет повышенную твердость.
Однако характер распределения феррита и перлита указывает
на ухудшение пластических свойств стали и, следовательно, на
нежелательность нагрева до столь высокой температуры.
Рис. 206. Структура стали 45
после нормализации при на-
греве в печи
Рис. 207. Структура стали 45
после нормализаций при ин.
дукционном нагреве со ско-
ростью 150° в секунду до
температуры 960°
Рис. 208. То же, что на
рис. 207, при скорости нагрева
150° в секунду до температуры
1040°
Рис. 209. То же, что на
рис. 207, при скорости нагрева
50° в секунду до температуры
880°
270
Нормализация с нагревом токами высокой частоты
Нагрев до 960°, создавший весьма удовлетворительную струк-
туру при скорости нагрева 150° в секунду, нельзя, однако, реко-
мендовать, если скорость нагрева составляет 50° в секунду.
В последнем случае сталь имеет структуру примерно аналогичную
той, которая была получена при нагреве до 1040° со скоростью
150° в секунду.
Таким образом, при нагреве с меньшей скоростью перегрев
наблюдается при более низких температурах, чем при нагреве
с большей скоростью. Для скорости нагрева 150° в секунду тем-
пературой перегрева можно считать примерно 1040°, для ско-
рости 50° в секунду температура перегрева снижается до 960°.
Удовлетворительная структура для скорости 50° в секунду
наблюдается в результате нагрева до 880° (рис. 209).
Дальнейшие исследования показали, что нагрев выше 1000°
нежелателен не только при скорости 50—150° в секунду, но
Рис. 210. То же. что на
рис. 207, при скорости нагрева
250° в секунду до температуры
1000°
Рис. 211. То же, что на
рис. 207, при скорости нагрева
250° в секунду до температуры
1080°
и при больших значениях скорости. В случае нагрева со скоро-
стью 250° в секунду до 1000° образуется еще более или менее
удовлетворительная структура (рис. 210). Однако при повышении
температуры до 1040 и 1080° структура резко ухуд-
шается (рис. 211). При нагреве со скоростью 250° в секунду до
1040° намечается явная тенденция к образованию ферритной
Влияние параметров на структуру стали
271
Рис. 212. Влияние параметров высокочас-
тотной нормализации ьга твердость стали 45
сетки, а при нагреве до 1080° почти весь структурно свободный
феррит располагается в виде сетки по границам перлитных
образований. Такое явление свидетельствует о наличии пере-
грева и приводит к ухудшению пластичности металла. Твердость
в последних двух случаях
с уменьшением общего
кол и ч еств а стр у ктур н о
свободного феррита.
Предположения, вы-
текающие из анализа
структур, которые по-
лучаются в случае вы-
С0|коч а статной нор м а -
лизации при нагревах
с различными параме-
трами, были далее про-
верены измерением!
твердости и испытани-
ями на растяжение.
Чтобы уловить раз-
личия в, значениях
твердости на нормали-
зованных образцах, из-
мерение было проведено
на приборе, позволяющем с большой
точностью измерять получаемые отпечатки, которые делались на
разрывных образцах из каждой серии, предназначенной для
испытаний на растяжение. При нагреве образцы имели в сред-
ней части диаметр 12 мм. После нормализации образцы, назна-
ченные для измерения твердости, с двух сторон сошлифовыва-
лись до размера между лысками в 10 мм.
Твердость измерялась в единицах Бринеля стальным шари-
ком диаметром 2,5 мм при нагрузке 187,5 кг на приборе типа
бривископ, снабженном специальным экраном для точных изме-
рений получаемых отпечатков в увеличенном виде.
Влияние температуры и скорости высокочастотного нагрева
на твердость стали показано на рис. 212-. Полученные кривые
свидетельствуют, что нагрев при нормализации до определенных
температур (зависящих от скорости нагрева) не вызывает
значительного изменения твердости. Нагрев выше указанных
температур приводит к интенсивному возрастанию твердости,
повышающейся по мере увеличения скорости высокочастотного
нагрева. При скорости 50—100° в секунду горизонтальный
участок кривой заканчивается при повышении температуры до
920°, при скорости 250° в секунду рост твердости происходит
272
Нормализация при нагреве токами высокой частоты
после нагрева до температур выше 960°. Как показывает харак-
тер изменения структуры, повышение твердости при нагреве вы-
ше указанных температур нельзя считать желательным. Твердость
в этих случаях повышается вследствие образования сорбита
и сорбитообразного перлита. Однако образующаяся при таких
параметрах высокочастотного нагрева ферритная сетка отрица-
тельно сказывается на пластических свойствах стали.
При нагреве до высоких температур наблюдается интенсив-
ный рост зерен аустенита даже при сравнительно высокой
скорости нагрева. Если при в. ч. з. такой рост зерен аустенита
приводит к образованию крупноигольчатого мартенсита и неко-
торому снижению твердости, то при высокочастотной нормали-
зации вследствие образования сорбита и сорбитообразного пер-
лита,, а также вследствие уменьшения количества .свободного
феррита, твердость стали несколько возрастает. Так как струк-
турно свободный феррит выделяется в виде сетки, то получа-
емую структуру нельзя признать желательной, на что было
указано выше.
Характер изменения структуры и твердости после высоко-
частотной нормализации свидетельствует о том, что наиболее
удовлетворительная структура образуется в случае нагрева до
более высокой температуры, чем при обычной нормализации.
При скорости высокочастотного нагрева 50—100° в секунду,
разница температур составляет примерно 50° (880° против
830°), при скорости 150—250° в секунду приблизительно
100°. Твердость остается практически на том же уровне, что
и после обычной нормализации, однако другие свойства стали
должны измениться в благоприятном направлении, так как
в случае нормализации при нагреве токами высокой частоты
величина зерен перлита и феррита меньше.
3. ВЛИЯНИЕ ПАРАМЕТРОВ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ
НОРМАЛИЗАЦИИ НА МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА СТАЛИ
На рис. 213—215 графически представлены изменения меха-
нических свойств при испытании на растяжение в зависимости
от скорости высокочастотного нагрева при трех различных
температурах нормализации: 880, 960 и 1040°.
Полученные данные облегчают решение вопроса о наиболее
выгодных параметрах высокочастотного нагрева при нормали-
зации изделий небольших сечений из среднеуглеродистой стали.
Высокочастотная нормализация при нагреве до 880° по сравне-
нию с обычной нормализацией сообщает значительное повыше-
ние предела текучести, относительного удлинения и поперечного
Рис. 213. Влияние параметров вы-
сокочастотной нормализации на
прочность при растяжении стали 45
Рис. 214. Влияние параметров высо.
ко частот но й • ^нормализация на от-
носительное удлинение стали 45
нагрева в °/се*.
Рис. 215. Влияние параметров высокочас.
тотной нормализации на поперечное суже-
ние при растяжении стали 45
18 Зак. 115
274
Нормализация при нагреве токами высокой частоты
сужения при всех скоростях нагрева выбранного нами диапазо-
на. Предел прочности выше обычного лишь в случае нагрева
с малой скоростью (50° в секунду); с повышением ее предел
прочности понижается, приближаясь к значению, которое он
имеет при обычной нормализации.
Таким образом, при температуре высокочастотной нормали-
зации 880° выгодно применять только нагрев с малой скоростью,
близкой к 50° в секунду.
В результате нагрева до 960° характеристики прочности мало
зависят от скорости нагрева в диапазоне скоростей 50—250°
в секунду, но оказываются во всех случаях выше, чем после
нормализации с нагревом в печи. В характеристиках пластич-
ности обнаруживаются некоторые изменения. Относительное
удлинение имеет максимальное значение в случае нагрева со
скоростью 150° в секунду и в этом случае оно несколько боль-
ше, чем после нормализации с нагревом в печи. Поперечное
сужение для всех скоростей нагрева в случае высокочастотной
нормализации выше, чем при обычной. Максимальное значение
поперечного сужения (как и для относительного удлинения)
получено также в результате нагрева со скоростью 150° в секун-
ду и превышает значения, полученные при нормализации
с нагревом в печи, на 5,6%.
Высокочастотная нормализация с нагревом до 1040° иначе
влияет на изменение характеристик прочности. С увеличением
скорости нагрева они увеличиваются, достигая при скорости
нагрева 250° в секунду значений для <зь 67,1 кг/мм2, для
44,0 кг/мм2. По сравнению с обычной нормализацией предел
прочности, таким образом, увеличивается на 6,7 кг/мм2, предел
текучести на 9 кг/мм2. Относительное удлинение при скорости
высокочастотного нагрева 150° в секунду до температуры 1040°
остается примерно на том же уровне, что и в случае обычной
нормализации, поперечное сужение повышается на 4,6%.
При высокочастотной нормализации с нагревом до 960
и 1040? хара|Ктеристики пластичности возрастают с увеличением
скорости нагрева до 150° в секунду. В указанном диапазоне
скоростей преимущества высокочастотной нормализации прояв-
ляются особенно четко, так как наблюдается одновременное
повышение прочности и пластичности. При скорости же, превы-
шающей 15СГ в секунду, повышение характеристик прочности
сопровождается снижением характеристик пластичности. Ука-
занные характеристики изменяются в противоположных направ-
лениях, как и при термической обработке с нагревом в печах.
Однако значения характеристик прочности и поперечного суже-
ния остаются на более высоком уровне, чем после обычной
нормализации.
Влияние параметров на механические свойства стали
275
Таким образом, наиболее удовлетворительными параметрами
высокочастотной нормализации стали 45 для деталей диаметром
до 15 лш, в которых сквозной прогрев можно получить при
большой скорости нагрева, следует считать температуру нагре-
ва 920—960°, скорость нагрева 150° в секунду. При дальнейшем
повышении температуры до 1040° характеристики прочности
остаются на высоком уровне, а характеристики пластичности,
снижаются. Высокочастотная нормализация при нагреве до
температуры более низкой (880°) сообщает бблыпую прочность
по сравнению с нормализацией при нагреве в печи лишь в том
случае, если нагрев токами высокой частоты производится
с небольшой скоростью (50° в секунду). В данном случае попе-
речное сужение выше, но относительное удлинение не отли-
чается существенно от получаемого при нормализации с нагревом
в печи. Только повышение скорости высокочастотного нагрева
до температуры 880° приводит к значительному возрастанию
относительного удлинения и поперечного сужения, но характе-
ристики прочности (особенно предел прочности) резко сни-
жаются.
Приведенные данные об изменении механических свойств
в зависимости от температуры и скорости высокочастотного
нагрева находятся в полном соответствии с данными металло-
графического анализа. Одновременное повышение прочности
и пластичности наблюдается лишь при таком возрастании тем-
пературы и скорости нагрева, которое обеспечивает уменьшение
величины зерна аустенита при нагреве, а при охлаждении не
сопровождается образованием ферритной сетки. Нагрев должен
обеспечить превращение в мелкозернистый аустенит всего объе-
ма нормализуемого изделия. Если в мелкозернистый аустенит
превращается только перлитная составляющая, а свободный
феррит почти не затрагивается, то следует ожидать лишь некото-
рого улучшения пластических свойств, прочность же должна оста-
ваться на том же уровне или незначительно повышаться. Такой
именно характер изменения свойств наблюдается в случае нагре-
ва до 880°.
Нормализация от температуры 880° ни при какой скорости
нагрева к образованию ферритной сетки не приводит; вслед-
ствие уменьшения величины зерна по мере возрастания скорости
нагрева повышается пластичность стали, но прочность ее при-
ближается к значениям, полученным для нормализации с нагре-
вом в печи. Снижение прочности от наибольшего значения (при
скорости 50° в секунду) по мере увеличения скорости
нагрева объясняется уменьшением доли объема образца, пре-
вращающегося при нагреве в аустенит. При скорости 100°
в секунду нагрев до 880°, повидимому, обеспечивает превраще-
18*
276
Нормализация при нагреве токами высокой частоты
ние в аустенит лишь перлитной составляющей, феррит же
остается почти незатронутым, сохраняя исходную величину зерна.
В соответствии с этим прочность имеет ту же величину, что
и при нормализации с обычным нагревом в печи.
Дальнейшее повышение скорости нагрева не приводит к еще
большему снижению предела прочности. Нагрев до температуры
880° и при указанных скоростях обеспечивает переход в аусте-
нит всей перлитной составляющей. Представление об отсутствии
превращений в тех частях объема, где располагается структурно
свободный феррит, или о значительном ограничении превраще-
ния феррита при нагреве с большой скоростью согласуется
с экспериментальными данными и теоретическими соображения-
ми, приведенными в главе IV.
Смещение превращений в область более высоких температур
в данном случае ощущается особенно отчетливо при скорости
нагрева 10СР в секунду и выше. При меньшей скорости
нагрева (50° в секунду), температура 880° достаточна для пре-
вращений во всем объеме образца; при большей скорости она
достаточна лишь для превращения в аустенит перлитной состав-
ляющей. Ввиду того, что феррит остается почти в исходном со-
стоянии как по величине зерна, так и по его количеству, превра-
щения при охлаждении идут лишь в той части объема, где до
нагрева был перлит, т. е. он образуется вновь. Отличие такого
перлита от исходного состоит в большей мелкозернистости. Фер-
рит же при! охлаждении выделиться не может и, следовательно,
нельзя ожидать образования ферритной сетки. Такое объяснение
характера изменений механических свойств при высокочастотной
нормализации с нагревом до 880° представляется нам достаточ-
но логичным.
Нагрев до 960° приводит к возрастанию прочности и пластич-
ности лишь при скорости нагрева 150° в секунду. Нагрев до 960°
с меньшей скоростью приводит к большей величине зерна и к
образованикхферритной сетки.
Прочность остается на том же уровне, что и при скорости
150° в секунду, некоторое укрупнение зерен компенсируется
уменьшением количества свободного феррита. Пластические же
свойства ухудшаются, так как на них отрицательно сказываются
оба фактора—увеличение величины зерна и образование фер-
ритной сетки. Нагрев до 960° с большей скоростью приводит
к дальнейшему измельчению зерен, что способствует увеличению
прочности, но вследствие уменьшения количества свободного
феррита пластические свойства снижаются.
Кривые для температуры высокочастотной нормализации
1040° располагаются также вполне закономерно. Прочность по-
вышается значительно лишь при нагреве с максимальной скоро-
стью, когда наряду с уменьшением количества свободного фер-
Влияние параметров на механические свойства стали 277
рита вступает в силу другой фактор — уменьшение величины
зерна. Пластические свойства изменяются в той же последова-
тельности, что и при нагреве до 960% однако кривые оттгоситель-
ного удлинения и поперечного сужения располагаются ниже.
Снижение характеристик пластичности при нормализации с на-
гревом до 1040° по сравнению с нормализацией при нагреве до
960° объясняется дальнейшим уменьшением количества струк-
турно свободного феррита и усиленной тенденцией к образова-
нию ферритной сетки. Наблюдаемое при возрастании скоро-
сти нагрева до 1040° некоторое уменьшение величины зерна
оказывает на свойства стали менее благоприятное воздействие
чем отрицательное воздействие образующейся ферритной сетки.
Металлографическое изучение и данные механических испы-
таний свидетельствуют о том, что правильный выбор параметров
высокочастотной нормализации имеет чрезвычайно важное
значение для получения наиболее благоприятных свойств стали.
Возможная скорость нагрева определяется размером изделия.
Для получения сквозного прогрева сечения конкретного изделия
ее численное значение должно быть максимальным. Температура
нагрева должна быть найдена экспериментально в соответствии
с принятой скоростью нагрева в температурной области фазовых
превращений. Объем экспериментальной работы и методика ее
проведения не обязательно должны ограничиваться теми рамка-
ми, которые были приняты нами. При постановке такой работы
для конкретных целей испытания должны назначаться, исходя
из требований, предъявляемых к осваиваемому изделию.
В связи с тем, что влияние параметров высокочастотной
нормализации на свойства стали должно изучаться лишь для
таких вариантов температуры и скорости нагрева, которые обес-
печивают сквозной прогрев, все испытания могут быть проведены
на стандартных образцах, без усложнений, необходимых в слу-
чае изучения поверхностной в. ч. з. Образцы, предназначенные
для нагрева при высокочастотной нормализации, должны быть
приняты с учетом особенностей индукционного нагрева: они
должны быть, как правило, цилиндрическими, без крутых галте-
лей, выточек и острых граней. Однако после нормализации их
можно переделать на образцы стандартной формы и проводить
испытание на стандартных образцах.
Так как производится сквозной нагрев, структура и свойства
стали в средних слоях сечения не должны сколько-нибудь суще-
ственно отличаться от состояния поверхностных слоев, свойства
их должны быть одинаковыми по всему сечению изделия. Если
такой результат не достигается, следует пересмотреть вопрос
о параметрах высокочастотного нагрева. Но если параметры
выбраны правильно для изделия сравнительно большого сечения,
278
Нормализация при нагреве токами высокой частоты
то на образцах, обладающих значительно меньшим сечением
сквозной прогрев безусловно достигается. Таким образом, неко-
торое увеличение сечения образца против стандартной его фор-
мы для осуществления индукционного нагрева вполне допустимо.
Например, при освоении высокочастотной нормализации
изделий диаметром 40 мм были найдены такие параметры на-
грева, которые обеспечивают сквозной его прогрев.
Если необходимо выяснить, как влияет такой нагрев при вы-
сокочастотной нормализации на ударную вязкость, то нет
необходимости проводить испытание на нестандартных образцах,
как было изложено для случая высокочастотной закалки в гла-
ве VI. Для нагре®а при высокочастотной нормализации назна-
чается круглый образец такого минимального диаметра, чтобы
из него можно было изготовить обычный образец 1 — квадрат-
ный сечением 10 X Ю мм. Диаметр образца для нагрева должен
быть равен 15 мм. Нагрев его токами высокой частоты (при
параметрах, обеспечивающих сквозной прогрев изделия диамет-
ром 40 мм), безусловно обеспечивает получение одинаковых
структуры и свойств во всем сечении.
Образцы для испытаний на растяжение можно выбирать тех
же форм и размеров, какие были приняты в рассмотренном
здесь исследовании. Для определения усталостной прочности
можно принимать образцы с плавным переходом для осущест-
вления нагрева, затем перетачивать их на стандартную форму
для проведения самих испытаний.
Таким образом, изучение условий высокочастотной норма-
лизации не нуждается в применении особой методики, как изу-
чение влияния на свойства стали высокочастотной закалки.
Применение высокочастотной нормализации в ближайшие
годы должно широко распространиться на машиностроительных
заводах. Она может быть использована не только как предва-
рительная термическая обработка перед закалкой, но в ряде
случаев и как окончательная обработка изделий. '
Особенно полезное применение высокочастотная нормализация
может найти в калибровочных цехах металлургической промыш-
ленности для повышения качества выпускаемой проволоки
и прутков различных диаметров.
Параметры высокочастотной нормализации могут быть подо-
браны таким образом, чтобы необходимый прогрев обеспечивался
при той же скорости продвижения прутка через индуктор, какую
он имеет по выходе из фильеры. Таким путем качество продук-
ции металлургического завода может быть повышено без какого-
либо снижения его производительности.
1 Вырез на этом образце может быть сохранен также стандартный.
Влияние параметров на механические свойства стали
Вполне возможно также применение в калибровочных цехах
высокочастотного улучшения — закалки и высокого отпуска
прутков при нагреве токами высокой частоты. Индукторы для
нагрева под закалку и для нагрева до температуры отпуска дол-
жны быть подобраны так, чтобы закалка и отпуск производились
при одинаковой скорости продвижения прутка, т. е. за один про-
ход его. Выполнение данной операции, как и в случае высоко-
частотной нормализации, можно синхронизировать с работой
основного оборудования калибровочного цеха.
ГЛАВА X
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ПРЕИМУЩЕСТВА
МЕТОДА ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ЗАКАЛКИ.
ОСВОЕНИЕ МЕТОДА В ЗАВОДСКИХ
УСЛОВИЯХ
В предыдущих главах были рассмотрены преимущества спосо-
бов! высокочастотного нагрева, относящиеся к улучшению струк-
туры, а следовательно, и к улучшению свойств стали. Были изу-
чены основные условия высокочастотного нагрева, позволяющие
наиболее полно реализовать его преимущества.
Результаты обширных исследований по выяснению влияния
трех основных параметров в. ч. з. — температуры закалки, ско-
рости нагрева и глубины закаленного слоя — дали возможность
сделать определенные рекомендации, практически применимые
при закалке изделий. Была доказана возможность повышения
характеристик прочности и вязкости не только для улучшаемой
конструкционной, углеродистой и легированной стали, но и для
конструкционной цементируемой стали, что открывает перспекти-
вы для более широкого применения метода в. ч. з. в термиче-
ских цехах.
Отдельно были рассмотрены вопросы, связанные с отпуском
стали после электрозакалки, а также условия пррведен|ия норма-
лизации при нагреве токами высокой частоты и влияние их на
механические свойства стали. Изложение имеющихся экспери-
ментальных данных по указанным операциям термической обра-
ботки совершенно необходимо, поскольку отпуск является заклю-
чительной операцией, определяющей конечные свойства изделий»
выдаваемых в работу. Исследование же условий высокочастот-
ной нормализации имеет значение для выбора технологии полуь
чения надлежащей исходной структуры перед в. ч. з. Результа-
ты исследования могут иметь самостоятельное значение для полу-
чения повышенных механических свойств на заготовках и изде-
лиях, не подвергающихся последующей термической обработке.
Автоматизация процесса
281
Общий и несомненный вывод из всего изложенного выше
состоит в том, что изделия, прошедшие электротермическую
обработку, по эксплоатационным качествам превосходит изде-
лия, подвергнутые термической обработке при обычном нагреве.
Однако преимущества электротермообработки сказанным не
исчерпываются. Высокочастотная закалка улучшаемой или це-
ментируемой стали, нормализация при нагреве токами высокой
частоты имеют ряд технологических преимуществ, принципиально
изменяющих условия работы термических цехов на машиностро-
ительных заводах и во многих случаях в черной металлургии.
В настоящей главе излагаются важнейшие технологические
преимущества метода в. ч. з. и* основные принципы, которых на-
до придерживаться при его освоении. Мы рассматриваем лишь
металловедческую сторону освоения метода и технологические
преимущества, реализуемые в термическом цехе. Электротехни-
ческая сторона вопроса здесь не освещается, так как она доста-
точно полно освещена в литературе.
1. АВТОМАТИЗАЦИЯ ПРОЦЕССА,
ВЫСОКАЯ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬ,
ПОВТОРЯЕМОСТЬ РЕЗУЛЬТАТОВ ЗАКАЛКИ
Кратковременность нагрева при в. ч. з. определяет чрезвы-
чайно высокую ее производительность. Ею обусловливается не-
обходимость применения хорошо разработанной' автоматизации
процесса закалки, так как при нагреве теплом внутреннего ис-
точника вследствие огромной концентрации энергии в нагревае-
мом объеме незначительные колебания в продолжительности на-
грева приводят к большим различиям свойств изделий в зака-
ленном состоянии. Наибольшего экономического эффекта и пол-
ной реализации технологических преимуществ в. ч. з. можно до-
стигнуть лишь при условии, что весь процесс закалки полностью
автоматизирован. Автоматизация позволяет исключить влияние
субъективных качеств исполнителя работы на результаты закал-
ки и достигнуть полной повторяемости результатов.
Высокочастотной закалке нередко подвергают небольшие
партии деталей, а иногда отдельные детали; преимущества, со-
здаваемые в. ч. з. изделий, могут быть хорошо реализованы.
Однако основное и наиболее правильное применение в., ч. з.
й полный эффект ее использования достигаются в случае закалки
больших партий однотипных изделий.
В отечественной литературе описано много примеров высокой
автоматизации процесса закалки в случае использования нагрева
токами высокой частоты.
282
Преимущества методов высокочастотной закалки
В лаборатории завода «Светлана» были разработаны автома-
тические устройства для массовой закалки дисковых фрез
(рис. 216). На центрирующий выступ 1 подвижной каретки 2
укладывают изделие, автоматически подаваемое под индуктор 3.
Электромагнит 4, находясь в нижнем положении, притягивает из-
Рис. 216. Автоматическое устройство
для массовой закалки дисковых фпез
делие и вводит в индуктор. По истечении определенного проме-
жутка времени подача тока в индуктор прекращается, одновре-
менно размыкается цепь электромагнита. Изделие, нагретое до
необходимой температуры и на заданную глубину, под действием
собственного веса падает в масляный бак 5, из которого затем
подается при помощи конвейера 6 на площадку 7 и поступает на
следующую операцию. Скорость нагрева регулируется изменени-
ем режима генератора. Время пребывания изделия в масле опре-
деляется скоростью движения конвейера, изменяемой при помо-
щи особых устройств.
Так как нагрев производится весьма быстро, а охлаждению
подлежит только поверхностный нагретый слощ то процесс обра-
Автоматизация процесса
283
ботки дисковой фрезы заканчивается за очень короткий промежу-
ток времени, что дает возможность поднять производительность
термообработки до нескольких сотен изделий .в час. Полная
автоматизация процесса, при которой исполнитель работы дол-
жен лишь вначале нажать
пусковую кнопку и не мо-
жет изменить параметры
закалки на каком-либо про-
межуточном этапе, обеспе-
чивает строгую повторяе-
мость результатов закалки
на каждом изделии.
Ярким примером исклю-
чительно высокой произво-
дительности при полной ав-
томатизации процесса явля-
ется массовая закалка
машинных игл, освоенная
до войны в лаборатории
В. П. Вологдина [78]. На
рис. 217 показан общий вид
закалочного устройства.
ИЛлы подаются транспорте-
ром в бункер /, в нижней
части которого имеется вра-
щающееся приспособление,
выдающее через равные
промежутки времени по
одной игле в воронку 2.
Игла попадает далее в квар-
цевую трубку 3 и внутри нее
падает под действием соб-
ственной тяжести. В зоне
действия индуктора 4 падающая игла задерживается магнитом
5 до момента, когда она достигнет температуры потери магнит-
ных свойств. В данном случае температурой потери магнитных
свойств стали ¥10 является не температура нижней критической
точки (720°), а температура точки Кюри (760—770°), так как
вследствие большой скорости нагрева феррит — магнитная фаза
перлита, не успевает превратиться в аустенит при 720°. Такое
превращение происходит при температуре значительно выше
760°, когда феррит не магнитен. По достижении температуры
точки Кюри падение иглы ускоряется, так как магнитное поле,
созданное магнитом 5, не оказывает больше тормозящего воз-
действия. В процессе дальнейшего падения игла дополнительно
нагревается до необходимой температуры нижними витками
284
Преимущества методов высокочастотной закалки
индуктора, затем попадает в закалочный бак 6. Индуктор пи-
тается током высокой частоты от лампового генератора, выра-
батывающего ток частотой 15 млн. пер/сек
Как указывают авторы описанного способа закалки, для за-
калки одной иглы требуется 0,3 сек. Таким образом, при непре-
рывной работе производительность устройства составляет
12000 шт. в час.
Точность нагрева и абсолютная повторяемость результатов
обеспечивается постоянством температуры потери магнитных
свойств. Отклонения температуры закалки составляют, по мне-
нию авторов, не брлее ± 6°.
Такой способ можно использовать не только для закалки
швейных игл, но и для закалки роликов малого диаметра, тон-
ких сверл, метчиков и других мелких изделий. При такой обра-
ботке изделия существенно не окисляются и не получают прак-
тически ощутимых деформаций, что освобождает от необходимо-
сти рихтовать и шлифовать их после закалки.
При в. ч. з. большая производительность достигается в слу-
чае термообработки не только мелких, но и весьма крупных из-
делий. В литературе имеется довольно много примеров достиже-
ния высокой производительности переводом на в. ч. з. мелких
п крупных валов, кулачковых валиков, шестерен, а также двух-
стороннего поверхностного упрочнения втулок.
Для получения строго повторяющихся результатов при в. ч. з.
длинных цилиндрических изделий (пуансоны, валы, штоки в
пр.) непрерывно-последовательным способом автоматические за-
калочные устройства могут быть максимально упрощены. При
закалке таких изделий необходимо отдельно синхронизировать
лишь два момента работы закалочного устройства: 1) включение
тока в индуктор и момент начала движения изделия и 2) выклю-
чение тока при входе в индуктор верхней кромки изделия. Необ-
ходимость синхронизации момента, включения или выключения
тока с продвижением кромок изделия через индуктор обусловле-
на тем, что кромки нагреваются значительно быстрее остальной
части изделия. Это приводит к перегреву кромки и утолщению
закаленного слоя на концах изделия. Если необходимо строго
выдерживать глубину закалки по всей длине изделия, требуется
лишь правильно согласовать его движение с моментами вклю-
чения и выключения тока.
При закалке таких сложных изделий, как кулачковые валики,
производительность значительно повышается механизацией уста-
новочных операций. На рис. 218 представлен bi вертикальном
разрезе станок для закаливания кулачкового валика, описанный
в работе К. 3. Шепеляковского и С. Е. Рыскина [79].
Автоматизация процесса
285
Кулачковые валики устанавливаются в центрах / в верти-
кальном положении и при закрывании крышки шкафа автомати-
чески приводятся во вращение. Индуктор 3 точно устанавли-
вается относительно кулачка
штурвалом. 2. После закалки пер-
вого кулачка второй переводится
в индуктор нажатием кнопки.
Цикл закалки — нагрев, вы-'
держка ,и охлаждение — регули-
руется реле времени и протекает
автоматически. Производитель-
ность станка — 20 валиков
в час. Цикл обработки по срав-
нению с процессом цементации
и обычной закалки резко сокра-
щается (с 36 час. до 6 мин.),
продолжительность пребывания
деталей в цехе понижается
(с 66 до 4,5 час.), расход рабо-
чего времени и материалов
уменьшается. По подсчетам авто-
ров, стоимость обработки одного
валика удешевляется примерно
в 10 раз. Правильный выбор ча-
стоты тока, используемого для
нагрева под закалку кулачков
(8000 пер/сек.) позволяет полу-
чить вполне удовлетворительную
конфигурацию закаленного слоя
(рис. 219).
Для закалки изделия, имею-
щего переменный диаметр по
длине, на Московском автозаводе и
тирован и изготовлен двухпозиционный закалочный станок.
В нем можно производить закалку довольно сложного изде-
лия — пазового вала, общий вид которого, продольный разрез
й поперечные сечения в отдельных местах показаны на рис. 220.
Производительность станка 60 валов в час.
Очень высокая производительность достигается при единовре-
менной закалке стержневых изделий, подобных показанному на
рис. 221. Машинный генератор, вырабатывающий ток частотой
8000 пер/сек., мощностью 125 кет, обеспечивает производитель-
ность закалки детали с одним закаливаемым местом в 600 шт.
в час. Время нагрева изделия, показанного на рис. 221, состав-
ляет 1,7 сек., что соответствует скорости нагрева в области фа-
зовых превращений примерно 400° в секунду. Длительность
кового
валика
. И. В. Сталина
был
Рис. 219. Продольный и поперечный разрезы кулачка ку-
лачкового валика, подвергнутого высокочастотной закалке
Рис. 220. Пазовый вал, подвергнутый высокочастотной закалке
Автоматизация процесса
287
охлаждения с учетом необходимости сохранения некоторого
количества тепла для осуществления самоотпуска составляет
3 сек.
Для повышения коэфициента использования генератора на-
заводе УралЭИС была разработана система автоматика [80],.
Рис. 221. Стержневое изделие, подвергнутое местной
поверхностной высокочастотной закалке
так называемая «схема ожидания», в которой сблокированы
контакторы от нескольких закалочных станков. Один «генера-
тор обслуживает 6—12 закалочных, станков, присоединенных
к общим питательным шинам через предварительные контак-
торы».
После укладки детали в станок нажимают пусковую кнопку
и включают сначала предварительный, затем главный контак-
тор. С момента включения начинается цикл закалки. К моменту
окончания нагрева детали в станке следующий станок должен
быть готов к работе и «ожидать» автоматического переключения
нагрева с первого станка на следующий. «Как только генератор
освободится от нагрева детали на первом станке, он немедленно
автоматически (через доли секунды) переключается на нагрев
детали на первом из «ждущих» станков, после окончания нагре-
ва на втором станке на следующий «ждущий» станок и т. д.».
Время выдержки и охлаждения детали в каждом станке исполь-
зуется для нагрева детали в следующем станке. Коэфициент ис-
пользования генератора значительно возрастает. Как указывают
авторы, производительность генератора может быть доведена до
12000 нагревов в сутки. Устанавливая в закалочных станках
288 Преимущества методов высокочастотной закалки
различные индукторы, можно производить закалку деталей не-
скольких типов (кулачковые, коленчатые и пазовые валы, стер-
жни переключения скоростей, валы водяного и масляного на-
сосов, поршневой палец, насосы для шин, оси шестерен и др.).
При замене цементации в. ч. з. надо иметь в виду, что по-
следнюю можно применять не только в случае необходимости
упрочнения внешней поверхности, но и для упрочнения внутрен-
них поверхностей, а также при двухстороннем поверхностном
упрочнении.
Примером замены цементации двухсторонним поверхностным
упрочнением путем в. ч. з. может служить обработка цилиндри-
ческих втулок того или иного размера. При освоении в. ч. з. та-
ких изделий следует учитывать целый ряд специфических осо-
бенностей, несколько усложняющих работу на первых этапах
освоения. В частности, должно быть уделеноf большое внимание
подбору посадочного места, на которое устанавливается изделие,
последовательности обработки поверхностей и назначению типа
применяемого индуктора.
На рис. 222 показана втулка из стали 45 или 50, у которой
закаливаются внешняя и внутренняя поверхности при нагреве
токами высокой частоты вместо такой же втулки из стали 15Х,
подвергаемой цементации.
В результате большой работы по освоению 1 метода двух-
стороннего поверхностного упрочнения втулок высокочастотной-
закалкой установлен следующий порядок обработки. Сначала
закаливается наружная поверхность втулки. Установка втулки 1
на цилиндрической оправке показана на рис. 223. Для нагрева
и охлаждения используется сопряженный индуктор 2, верхняя
часть которого осуществляет нагрев.
Спрейерное охлаждение осуществляется наклонной поверх-
ностью в нижней части индуктора через большое количество
имеющихся на ней отверстий. Применение сопряженного индук-
тора в данном случае наиболее целесообразно, так как благо-
даря постоянству расстояния между нагревающей частью ин-
дуктора и верхней кромкой водяных струй оно дает возмож-
ность получать строго одинаковую глубину закаленного слоя
у всех изделий. Для предохранения оправки от действия много-
численных нагревов и охлаждений втулку устанавливают на
переходное кольцо 5, покоящееся на нижнем выступе оправки 4.
Закалка осуществляется непрерывно-последовательным способом.
Внутренняя поверхность втулки закаливается отдельно, после
закалки наружной. Нагрев и охлаждение осуществляются при
помощи двух- или трехвиткового индуктора 1 (рис. 224)
1 В выполнении этой работы принимали участие| А. В. Никитина. |
С. И. Фридлянд и К. В. Евгеньев.
Автоматизация процесса
289
и конического спрейера 2, жестко связанных между собой в одном
положении. Как и при закалке наружной поверхности, втулка
устанавливается на переходное кольцо, с которого и начинается
нагрев. Для предотвращения отпуска закаленной наружной по-
верхности при закалке внутренней первая интенсивно охлаждает-
Рис. 222. Стальная втул-
ка, закаливаемая при ин*
Аукционном нагреве по
наружной и внутренней
поверхностям
Рис. 223. Установка втулки на цилиндриче-
ской оправке при закалке наружной поверх-
ности
ся водой через кольцевой спрейер, установленный, как показано
на рис. 225.
В результате такой обработки получают закалку на глубину
0,8— 1,0 мм по внутреннему диаметру и на 1,0— 1,2 мм по
наружному диаметру втулки. Поверхностная твердость непосред-
ственно после закалки втулки из стали 50 составляет 60—62 Rc.
На рис. 226 и 227 показаны макрошлифы закаленной втулки.
Благодаря равномерности поступательного движения и вращения
втулки при закалке каждой поверхности, существенных отклоне-
ний в толщине закаленного слоя, как по длине, так и по окруж-
ности изделия не наблюдается.
Для сокращения времени на установку индуктора в строго
определенном положении относительно оправки работу ведут на
двух генераторах — для последовательной обработки поверхности
каждой детали или большими партиями. Во втором случае
сначала вся партия в 200 — 300 штук обрабатывается по наруж-
ной поверхности, затем по внутренней.
При такой организации работы две высокочастотные установ-
ки заменяют большой термический цех, имеющий несколько
19 Зак. 115
Рис. 224. Индуктор и спрейер, исполь-
зуемые при индукционной закалке вну-
тренней поверхности втулки
Рис. 225. Компоновка
узла при высокочастот-
ной закалке внутрен
<ней поверхности втулки
Рис. 226. Участок поперечного разреза втулки, подвергнутой
двухстороннему поверхностному упрочнению высокочастотной
закалкой
Автоматизация процесса
291
цементационных печей и печи для нагрева под закалку цемен-
тированных изделий. Участок цементации полностью ликви-
дируется. Стоимость в. ч. з. втулок оказалась более чем bi 40 раз
ниже стоимости обычной обработки. По эксплоатационным
качествам (по износоустойчивости) они несколько уступали
1—
Рис. 227. Продольный разрез втулки, подвергнутой двухсто-
роннему поверхностному упрочнению высокочастотной закал-
кой
цементированным втулкам, закаливавшимся при нагреве в обыч-
ных печах, так как содержание углерода в поверхностном слое
составляло 0,45 — 0,50% вместо 0,9—1,0%. Чтобы повысить
износоустойчивость, целесообразно изготовлять втулки из стали
15Х, подвергать их обычной цементации, затем в. ч. з. При таком
способе обработки экономический эффект снижается, однако весь
цикл термической обработки сокращается. Стоимость термической
обработки по сравнению с прежней сокращается. Втулки при-
обретают наивысшие эксплоатационные качества.
Производительность повышается, а стоимость термообработки
уменьшается также при в. ч. з. весьма крупных изделий.
В литературе имеются сведения о закалке крупных шестерен.
Например, закалка 82-дюймовой шестерни с 103 зубцами поворот-
ного механизма орудий производится в течение 18 мин., вместо
135 при обычной закалке.
На Уральском заводе тяжелого машиностроения применяется
в. ч. з. ряда крупных изделий весом: до 1000 кг — конической
шестерни буровой установки, зубчатого венца диаметром
19*
292
Преимущества методов высокочастотной закалки
1362 мм и др. В описании технологии в. ч. з. указанных изделий
П. В. Склюев и В. Ф. Артемьев [81] отмечают, что благодаря
ее применению удалось значительно сократить расходы на
механическую обработку, в некоторых случаях заменить дорого-
стоящую легированную сталь 35ХНМ простой углеродистой
сталью 50, цементацию и обычную закалку — поверхностной вы-
сокочастотной. Мы считаем, однако, необходимым подвергнуть
критическому разбору установленные авторами режимы в. ч. з.
деталей тяжелого машиностроения.
З’акалка зубьев конической шестерни буровой установки
(из стали 35ХНМ) производится нагревом и охлаждением каж-
дого зуба в отдельности. Следует признать удачными сконструи-
рованные на заводе приспособления для осуществления закалки
«зуб за зубом».' Однако режим нагрева каждого зуба токами
высокой частоты совершенно не соответствует возможностям
в. ч. з.
Для получений закаленного слоя толщиной 3,5—4 мм нагрев
зуба производится в течение 40 сек. Так как, согласно утвержде-
нию авторов, была получена структура мелкоигольчатого
мартенсита, можно предполагать, что нагрев токами высокой
частоты производился до температуры не выше 860 — 900°. При
таком нагреве скорость его в области фазовых превращений
составляет 6 — 8° в секунду. С аналогичной скоростью нагрева-
ются зубья конической шестерни ротора зубчатого венца.
Цементированные пальцы крейцкопфа, закаливаемые на глу-
бину 8—10 мм, нагреваются в течение 3 мин., что соответствует
скорости нагрева 1,5 — 2° в секунду. Оси катков экскаватора
нагреваются за 5 мин., т. е. со скоростью 1° в секунду.
Ошибочность применения ламповых генераторов при закалке
весьма крупных изделий на большую глубину в данном случае
проявилась особенно отчетливо. Преимущества в. ч. з. (измель-
ченная структура, повышенная твердость и т. д.) определяются
прежде всего возможностью осуществлять большие скорости
нагрева благодаря сосредоточению энергии внутри слоя, Подгото-
вляемого к закалке. Чем выше скорость нагрева (в пределах от
50 до 800° в секунду), тем полнее реализуются преимущества
в. ч. з. Большую скорость нагрева (для крупных изделий
50 — 200° в секунду) можно осуществить лишь в случае исполь-
зования тока пониженной частоты, порядка 2000—10000 пер/сек.
Глубина проникновения такого тока составляет 6,5—14,5 мм,
следовательно, нагрев всего подготовляемого к закалке объема
производится самим током, трансформируемым в тепловую энер-
гию. В случае же использования тока частотой 300000 пер/сек.
глубина проникновения составляет 1,2 мм; лишь на такой глу-
бине слой получает активный нагрев. Таким образом, наиболь-
Автоматизация процесса
293
шая часть закаливаемого слоя у крупных изделий нагревается
за счет теплопроводности от наружного тонкого слоя. При глу-
бине закалки 3,5—4 мм (коническая шестерня буровой уста-
новки, коническая шестерня ротора) за счет теплопроводности
нагревается объем, соответствующий глубине 2,3—2,8 мм (при-
мерно 2Д толщины закаливаемого слоя). В случае закалки на
глубину 8—10 мм (пальцы крейцкопфа) лишь 12—15% слоя
получают активный нагрев током, остальная часть нагревается
путем теплопроводности.
Применение ламповых генераторов предопределяет необходи-
мость весьма значительного снижения скорости нагрева, что не
позволяет сколько-нибудь полно реализовать преимущества
в. ч. з. На конических шестернях при скорости нагрева 6—8°
в секунду, согласно сообщению П. В. Склюева и В. Ф. Артемье-
ва, поверхность закаленного слоя имеет твердость 48—51 Rc
при изготовлении шестерен из стали 35ХНМ и 51—55 Rc при
изготовлении шестерен %з стали 50. В случае применения тока
частотой 2000—10000 пер/сек. для данных глубин закалки
вполне осуществим нагрев со скоростью 100—200° в секунду,
что дало бы возможность получить структуру скрытокристал-
лического мартенсита и повысить поверхностную твердость до
56—57 Rc на стали 35ХНМ и 58—61 Rc на стали 50. Поверх-
ностную твердость цементированного пальца крейцкопфа буро-
вой машины можно получить равной 64—65 Rc (при закалке
от температуры 840° и скорости нагрева 100—200° в секунду)
вместо 56 .Rc, достигаемых на Уральском заводе тяжелого
машиностроения при использовании лампового генератора,
дающего возможность осуществить нагрев этой детали со ско-
ростью 1° в секунду.
Авторы справедливо указывают, что «основным требованием,
предъявляемым к конической шестерне ротора, является высокая
поверхностная твердость», но именно такому основному требова-
нию разработанная ими технология в. ч. з. отвечает в крайне не-
достаточной мере. То же можно сказать о других деталях боль-
ших габаритов.
Ошибка заключается не в самом факте применения поверх-
ностной в. ч. з. крупных изделий, но в неправильном выборе
основного оборудования для её осуществления. Полезность
применения в. ч. з. сказалась даже при таком нерациональном
ее использовании. Использование машинных генераторов для
нагрева при поверхностной закалке деталей машин и станов
УЗТМ, позволило бьи значительно повысить качество продукции
термического цеха этого завода, увеличить долговечность
службы деталей, а также значительно сократить технологическое
время термической обработки и тем самым оказать существен-
294
Преимущества методов высокочастотной закалки
ное влияние на ускорение оборачиваемости оборотных средств
завода.
Здесь уместно отметить совершенно правильный подход
к делу освоения в. ч. з. изделий крупных габаритов на Москов-
ском автозаводе им. И. В. Сталина. При разработке технологии
в. ч. з. шеек коленчатого вала автомобиля, осуществлявшейся
под руководством В. П. Вологдина, в процессе тщательного ана-
лиза результатов закалки при нагреве от лампового и машинно-
го генераторов было установлено, что лучшая структура и ббль-
шая твердость во всем закаленном слое наблюдаются в случае
использования тока с малым числом периодов (3000 пер/сек.)
Рис. 228. Продольный макрошлиф коренной шейки коленчатого вала
Глубина закалки в 3—4 мм достигается при нагреве в течение
6 сек. для коренных и 4 сек. для шатунных шеек, что соответ-
ствует скорости нагрева примерно в. 150—220° в секунду. Такой
нагрев позволил получить весьма удовлетворительную структуру
во всем закаленном слое. На рис. 228 показан продольный макро-
шлйф коренной шейки вала после в. ч. э.
Так как мощность лампового генератора, используемого на
Уральском заводе тяжелого машиностроения, не отличается от
Автоматизация процесса
295
мощности машинного генератора, применяемого на ЗИС (200 кет),
предствляют интерес сравнительные данные о числе на-
гревов. На ламповом генераторе для деталей УЗТМ* число на-
гревов составляет в час от 1-2 до 90, на машинном же генера-
торе, до 300.
На рис. 229 показан общий вид закалочного станка системы
ЗИС-Вологдин. Нагрев и охлаждение шеек производится пооче-
редно путем автоматического последовательного включения ин-
дукторов. Станок пускается нажатием кнопки, после чего весь
процесс закалки и самоотпуска осуществляется автоматически1.
Рис. 229. Станок-автомат системы ЗИС-Вологдин для закалки шеек
’ коленчатых валов в потоке механической обработки
Длительность цикла термической обработки вала составляет
2 мин. 30 сек. Производительность закалочного станка системы
ЗИС-Вологдин — 24 шт. в час — намного превосходит производи-
тельность американских станков, используемых для тех же целей.
1 Подробное описание закалочного станка системы ЗИС-Вологдин
и его работы имеется в трудах В. П. Вологдина (Поверхностная индукци-
онная закалка, 2-е изд.), а также в статье К. 3. Шепеляковского
и С. Е. Рыскина (Вестник машиностроения, № 4, 1948).
296
Преимущества методов высокочастотной закалки
В металлургической промышленности высокочастотный нагрев
можно широко использовать в прокатном производстве, напри-
мер при калибровке прутков, для закалки поверхности рельсов
и пр.
Для совмещения закалки и отпуска при обработке прутков
(нагрев под отпуск производится повторно) достигается весьма
высокая производительность. Прутки получаются совершенно
однородными по структуре и твердости.
Мы привели лишь некоторые примеры высокой производи-
тельности при условии правильного выбора основного оборудова-
ния, достаточно хорошо разработанной автоматизации и техноло-
гической последовательности в случае применения в. ч. з.
Освоению в. ч. з. каждого изделия надо уделять большое
взимание. Правильная разработка технологии и автоматизации
процесса является важнейшим условием, обеспечивающим воз-
можность реализации ценнейших преимуществ высокочастотной
закалки.
2. МИНИМАЛЬНАЯ ДЕФОРМАЦИЯ, ОТСУТСТВИЕ
ОКАЛИНЫ, СОКРАЩЕНИЕ СТОИМОСТИ
МЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ ЗАКАЛИВАЕМЫХ
ИЗДЕЛИИ, ВОЗМОЖНОСТЬ ВВОДА ТЕРМООБРАБОТКИ
В ПОТОК МЕХАНИЧЕСКИХ ЛИНИЙ
Большая скорость нагрева и локализация его в определенном
месте предупреждает образование окалины при нагреве. При по-
ниженной скорости нагрева небольшое окисление поверхности
наблюдается, но пленка окислов чрезвычайно тонка и не ухуд-
шает качества и чистоты поверхности. Деформацию изделий
при правильном ведении индукционного Нагрева можно снизить
до величин, соответствующих установленным допускам.
Отсутствие окалины и практически ощутимых деформаций
дает возможность максимально снизить припуск на механиче-
скую обработку в закаленном! состоянии.
В ряде случаев совершенно отпадает необходимость рихто-
вать изделия после закалки, что часто (например при обработке
игл) дает большой экономический эффект.
Во многих случаях создается также возможность произвести
выгодную перестановку технологических операций. Отсутствие
окалины и минимальные деформации при в. ч. з. позволяют вы-
полнять всю механическую обработку, включая и шлифовку, до
термообработки, что обеспечивает большую экономию рабочего
времени и других затрат на механической обработке. Как извест-
но, окончательная обработка незакаленной поверхности обходит-
Минимальная деформация* отсутствие окалины
297
ся значительно дешевле обработки закаленной твердой поверх-
ности. Применение в. ч. з. позволяет получить максимальную по-
верхностную твердость1 или определенную (более низкую) твер-
дость, точно регулируемую условиями отпуска. Таким образом»
возрастает точность термообработки и ее соответствие условиям
работы изделия. Эксплоатационные качества изделия повы-
шаются.
Как было указано выше, большая производительность высоко-
частотного агрегата позволяет в ряде случаев заменить термиче-
ский цех с большим количеством печей двумя-тремя установками
для выполнения того же объема работы. Большая экономия про-
изводственной площади может дать особенно большой эффект
при реконструкции или строительстве новых заводов. Существен-
но улучшаются условия работы в термическом цехе. Агрегат»
осуществляющий нагрев до высоких температур, сам не дости-
гает такой температуры ни в одном элементе. Закалка при на-
греве «в холодной печи» существенно изменяет весь порядок и
организацию работы в цехе. Кроме того, сама эта «печь»
может сохраняться в чистоте* вся атмосфера цеха не загряз
няется, что способствует повышению производительности. Тер-
мический цех перестает быть «горячим» цехом, так как
калильщик не находится под воздействием высокой темпера-
туры от нагретой рабочей камеры печи как при обычной за-
калке. Создаются оптимальные условия для организации
поточной системы. ч
В электротермическом цехе возможна чрезвычайно высокая
автоматизация технологического процесса, почти исключающая
влияние субъективных качеств калильщика на результаты закал-
ки, что создает благоприятные условия для успешного использо-
вания рабочих невысоких разрядов.
На рис. 230 представлен сравнительный график цикла обыч-
ной и высокочастотной закалки. Сокращение цикла закалки от
нескольких часов или десятков минут до нескольких секунд
уменьшает время пребывания изделия на операциях термической
обработки. Длительность пребывания каждого изделия на терми-
ческих операциях становится меньше, чем на операциях механи-
ческой обработки. Таким образом, перевод термического узла
в поток механических линий не встречает препятствий, так как
производительность его перекрывает производительность рабо-
ты механического оборудования в потоке. Экономический эффект
усиливается вследствие устранения работ по транспортировке
изделий из механического цеха в термический и обратно.
1 При в. ч. з. вследствие применения большой скорости нагрева обезуг-
лероживание поверхности не имеет места. Последующая шлифовка для
снятия обезуглероженного слоя также отпадает.
298
Преимущества методов высокочастотной закалки
Все перечисленные преимущества могут быть реализованы в
полной мере: лишь «при условии, что освоение метода и внедрение
-его для конкретных изделий проводится на основе совместной,
правильно организованной работы специалистов-металловедов,
Рис. 230. Сравнительный график циклов обычной и высокочастот-
ной закалки
электриков и конструкторов-механиков. Результатом такой рабо-
ты должна являться точная и надежная технология, обеспечен-
ная хорошо продуманной, правильно выполненной и надежно ра-
ботающей автоматикой.
3. ОСВОЕНИЕ МЕТОДА ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ЗАКАЛКИ
В ЗАВОДСКИХ УСЛОВИЯХ
Мы считаем весьма важным освещение вопроса о путях освое-
ния метода в. ч. з. в заводских условиях, которому нередко уде-
ляется недостаточно внимания. Практически при внедрении в. ч. з.
часто ограничиваются получением экономического эффекта (со-
кращение цикла обработки), не уделяя внимания выбору опти-
мальных параметров дЛя данных деталей, вследствие чего не
используются те преимущества, которые дает высокочастотный
•способ в отношении качества изделий.
В других случаях, наоборот, отказываются от широкого ис-
пользования в. ч. з. на том основании, что обработанные изделия
не отвечают отдельным требованиям технических условий, хотя
по другим характеристикам такие изделия могут стоять выше
Освоение метода закалки
299
требований технических условий. В таких, случаях исходным кри-
терием должна служить проверка эксплоатационной пригодности
и долговечности изделия в работе. Обычная закалка нередко
ограничивает возможность предъявлять к изделию более высокие
требования, что и отражено в технических условиях. Перевод
отдельных изделий на закалку при нагреве токами высокой
частоты может потребовать уточнения технических условий при-
менительно к более совершенному способу обработки.
Переводу изделия с обычной обработки на высокочастотную
должны предшествовать эксперименты, которые можно подраз-
делить на три основных этапа:
1) разработка режимов высокочастотной термической обра-
ботки для стали, из которой изготовляется изделие^
2) выбор способа закалки и закалочных.устройств при освое-
нии конкретного изделия;
3) внедрение высокочастотной обработки больших партий
изделий данного типа.
РАЗРАБОТКА РЕЖИМОВ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ЗАКАЛКИ
ДЛЯ СТАЛИ
Прежде всего исследование выполняется на образцах. Оно но-
сит по преимуществу лабораторный характер и.задачей его яв-
ляется изучить влияние температуры и скорости нагрева на
структуру стали, нахождение оптимальных параметров, обеспечи-
вающих получение наиболее однородной и измельченной струк-
туры при закалке на заданную глубину. На тех же образцах
определяется влияние температуры и скорости нагрева на по-
верхностную твердость стали; на основе полученных данных
строится закалочный ряд — график зависимости твердости от
температуры закалки при нескольких значениях скорости на-
грева. В результате металлографического анализа и измерения
твердости определяется температурный интервал закалки, обес-
печивающий максимальную твердость при нескольких значениях
скорости нагрева, чтобы при переходе к закалке определенных
деталей иметь возможность изменять глубину закаленного слоя,
при сохранении оптимальных результатов по структуре и
твердости.
В главе V приведено несколько графиков зависимости твер-
дости от температуры закалки и скорости нагрева для исследо-
ванных нами сталей. Эти зависимости могут быть использованы
для практических целей при освоении в. ч. з. изделий, изготов-
ляемых из сталей тех же марок.
На основании упомянутой части исследования технические ус-
ловия должны быть пересмотрены в отношении требований к
300
Преимущества методов высокочастотной закалки
пределам поверхностной твердости. Верхний предел должен быть
повышен.
Параметры в. ч. з. для получения лучшей структуры и высокой
твердости можно определять на образцах диаметром 10 или
12 мм, длиной 100—120 мм. Увеличений диаметра образцов не-
желательно, так как оно затрудняет получение изломов и требует
большего времени для исследования; образцы диаметром 10—
12 мм в закаленном виде ломаются молотком вручную, а об-
разцы большего диаметра обычно приходится разрезать на стан-
ке. Длину образца назначают, исходя из возможности осущест-
вления непрерывно-последовательной закалки, для которой изме-
рение температуры производится оптическим пирометром с исче-
зающей нитью.
ВЫБОР СПОСОБА ЗАКАЛКИ И ЗАКАЛОЧНЫХ УСТРОЙСТВ
ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕННЫХ ДЕТАЛЕЙ
При переходе к экспериментам с конкретными изделиями
следует прежде всего решить вопрос о назначении глубины за-
калки. На основании литературных данных или собственных за-
водских механических испытаний устанавливается влияние тол-
щины закаленного слоя на те или иные механические свойства.
В зависимости от условий эксплоатации изделия назначается
такая толщина слоя, которая отвечает максимальным характе-
ристикам прочности! по тем видам напряжений, которые испыты-
вает изделие в работе.
Весьма важное значение имеет вопрос о получении задавае-
мой глубины закалки. Предварительное исследование проводится
также на образцах с последующей проверкой на изделиях. Необ-
ходимо получить четкое представление о том, как влияют отдель-
ные факторы на толщину закаленного слоя при в. ч. з.
Глубина прогрева токами одинаковой частоты и, следова-
тельно, глубина закалки определяется главным образом! темпер
ратурой и скоростью нагрева. Объем, на который токи высокой
частоты оказали достаточное тепловое воздействие для прохож-
дения фазовых превращений, определяется глубиной проникно-
вения тока и теплопроводностью нагреваемого металла. Глубина
проникновения тока данной частоты и теплопроводность изделия
вполне определенно зависят от температуры изделия.
Характер изменения глубины проникновения тока во времени
и распространение тепла внутрь изделия вследствие теплопровод-
ности в процессе нагрева обусловливаются скоростью возраста-
ния температуры до заданного уровня. Следовательно, в случае,
когда нагрев производится от определенного генератора, выраба-
тывающего ток неизменной частоты, в зоне действия индуктора
(т. е. на участке изделия, соответствующем высоте индуктора)
Освоение метода закалки
301
глубина прогрева полностью определяется температурой и скоро-
стью высокочастотного нагрева.
Чем выше температура нагрева и меньше скорость ее возрас-
тания, тем на большей глубине токи высокой частоты оказывают
тепловое воздействие, тем глубже распространяется тепло вслед-
ствие теплопроводности. Если гребень охлаждающей жидкости,
подаваемой через спрейер, подвести на уровень нижней кромки
индуктора, то иф глубина закалки будет определяться только
температурой и скоростью нагрева.
В практике в. ч. з. вопрос о глубине закалки связывается не
только с этими двумя, но и с другими факторами без четкого
их разграничения, что часто усложняет разработку технологии
при освоении новых изделий. Необходимо классифицировать
указанные факторы, разделив их на три группы.
К первой группе относятся факторы, определяющие глубину
прогрева частотой тока и свойствами нагреваемого металла (маг-
нитной проницаемостью, удельным электросопротивлением, те-
плопроводностью), а также изменением их в процессе нагрева.
Влияние первой группы факторов было рассмотрено в главе II.
Ко второй группе следует отнести факторы, влияющие на
глубину прогрева в зоне максимального воздействия индуктора,
т. е. на участке, соответствующем высоте индуктора. К факто-
рам второй группы относятся температура и скорость высокоча-
стотного нагрева. Если рассмотрение и учет факторов первой
группы весьма важны при проектировании термических цехов
(выбор генератора, назначение той или иной марки стали), пред-
полагающих использовать в. ч. з., то факторы второй группы
имеют чрезвычайно важное значение при освоении в. ч. з. стали
выбранных MiapoK на генераторах, имеющих определенную ча-
стоту. Возможность учета температуры и скорости высокочастот-
ного нагрева позволяет легко и правильно изменять их для полу-
чения той или иной глубины закаленного слоя.
К третьей группе относятся факторы, влияющие на глубину
прогрева вне зоны максимального воздействия индуктора, т. е.
на участке между индуктором и спрейером (при последователь-
ной закалке). Сюда же следует отнести нагрев вследствие на-
личия электромагнитного поля выше верхней кромки индуктора
Основным из факторов третьей группы является расстояние ме-
жду нижней кромкой индуктора и гребнем воды, т. е. зона
подстуживания L Чем оно больше, тем дальше распространяет-
ся тепло от нагретой поверхности в глубь изделия вследствие
теплопроводности. Изменением указанного расстояния можно
пользоваться также для регулирования величины переходной
1 Влияние характера охлаждающей среды в данном случае не рассма-
тривается.
302
Преимущества методов высокочастотной закалки
зоны от закаленного поверхностного слоя к незакаленной серд_
цевине. Влияние факторов второй и третьей группы следует ус-
танавливать раздельна.
Предварительно на образцах, а затем на нескольких деталях
(из брака механического цеха) производится закалка для со-
ставления таблиц, отражающих влияние температуры и скорости
нагрева на глубину ее при том или ином расстоянии между ниж-
ней кромкой индуктора и верхней кромкой гребня закаливающей
жидкости. Для деталей каждого типа надо составлять несколько
таблиц закалки при различных значениях указанного расстояния.
В табл. 15 приведены глубины закалки цилиндрических об-
разцов диаметрам 10 мм из стали У10 при нагреве от лампового
генератора (f = 300000 пер/сек.). Расстояние между нижней
кромкой индуктора и верхней громкой воды в данном случае
равно высоте индуктора — 10 мм.
Интервал скоростей нагрева и температур закалки назначает-
ся на основании задания о пределах желательной толщины зака-
ленного слоя.
Вопрос о способе закалки и типе закалочных устройств ре-
шается в каждом случае отдельно в зависимости от формы и раз-
меров изделий, типа и мощности высокочастотного генератора.
Например, в случае закалки цилиндрических деталей небольшой
Таблица 15
Глубины закалки (в мм) цилиндрических образцов диаметром 10 мм
• из стали У10
Температура закалки °C Скорость нагрева при закалке, °/сек.
50 100 200 400 600
800 Сквозная Сквозная 0,7 0,5 0,4
850 99 2,1 1,5 0,8
900 Сквозная 2,2 1,1
950 99 3,1 1,5
1000 99 Сквозная 2,1
1100 99 Сквозная
1200 п " 1 1 п и
высоты — фрез, шестерен и т п. — наиболее целесообразно при-
менять способ единовременной закалки. В этом случае враще-
ние деталей не всегда является необходимым. Точная установка
изделия в индукторе обеспечивается при помощи специальных
Освоение метода закалки
303
центрирующих устройств, выполняемых иногда в виде неразъем-
ного устройства вместе с индуктором. Нагрев производится сразу
по всей поверхности, предназначенной к закалке, а охлаждение в.
том же положении, в каком изделие находится при нагреве, или
путем автоматического сбрасывания изделия в закалочный бак.
В первом случае охлаждение производится через отверстия на
внутренней поверхности индуктора или при помощи шлангов, за-
полняющих задалочной жидкостью все пространство между ин-
дуктором и деталью. Закалка путем автоматического сбрасыва-
ния в бак имеет преимущество в том отношении, что расширяет
возможности использования наиболее подходящих охлаждаю-
щих сред. При спрейерном или центральном охлаждении снизу
использование масла в качестве закаливающей среды, как прави-
ло, исключено, так как при последующих нагревах неизбежно
воспламенение масла, что изменяет условия нагрева в худшую
сторону и сокращает срок службы индуктора \ Условия работы
людей также значительно ухудшаются.
При закалке же в баке все ограничения в применении за-
калочных сред отпадают.
При обработке изделий относительно малого диаметра и боль-
шой длины наиболее целесообразно применять способ непрерыв-
но-последовательной закалки. Он менее производителен, но поз-
воляет использовать установки небольшой мощности для закал-
ки больших поверхностей. На генераторе мощностью в несколько
десятков киловатт можно осуществлять нагрев поверхности в
несколько сот квадратных сантиметров, так как нагрев и закалка
производятся последовательно небольшими участками. Например,
при закалке вала большого диаметра (150—200 мм) длиной
в несколько метров непрерывно-последовательную поверхностную
закалку можно осуществлять на генераторе небольшой мощности
путем использования индуктора наименьшей высоты.
При непрерывно-последовательной закалке особое внимание
надо уделять разработке посадочных мест — подпятников, под-
держивающих центров, направляющих устройств, механизации
поступательного движения и вращения изделия при закалке.
Для точного центрирования длинных валов в случае закалки
непрерывно-последовательным способом необходима чрезвычайно
точная и трудоемкая наладка положения далеко отстоящих
один от другого центров. Наладку можно значительно ynpov-
стить применением устройств, обеспечивающих вращение изделия
при нагреве и закалке, позволяющих точность настройки цент-
ров несколько снизить.
1 Кроме того, при масляном охлаждении через спрейер отверстия на era
внутренней поверхности должны быть увеличены в диаметре и количество
их уменьшено, что может привести к неравномерной закалке поверхности.
304
Преимущества методов высокочастотной закалки
Для поверхностной закалки шестерен большого диаметра спо-
собы единовременной и непрерывно-последовательной обработки
могут оказаться неподходящими. Единовременную закалку в
этом случае нельзя осуществить, так как необходим генератор
мощностью в несколько тысяч киловатт, который не будет про-
изводительно использован. Использование же непрерывно-пос-
ледовательной закалки в том виде, в каком она применяется
для валов, не всегда целесообразно, вследствие меньшей высо-
ты шестерен по отношению к их диаметру. Получить закален-
ный слой одинаковой толщины по высоте шестерни затрудни-
тельно. Для непрерывно-последовательной закалки шестерен
весьма большого диаметра (500—1500 мм) необходима уста-
новка очень большой мощности.
Наиболее целесообразно применять для закалки шестерен пре-
рывистую последовательную закалку, именуемую иногда закал-
кой «зуб за зубом». Для н'агрева каждого зуба в отдельности не
требуется генератор большой мощности. При таком способе за-
калки время обработки всей шестерни увеличивается, а произво-
дительность понижается.
Однако даже в таких условиях время, необходимое для
в. ч. з. большой шестерни «зуб за зубом», значительно меньше
времени, требуемого при обычной закалке.
При разработке режима закалки больших шестерен указан-
ным способом следует обращать особое внимание на обеспечение
точности работы поворотного механизма, подающего к индуктору
один зуб за другим.
Малейшая неточность изменяет зазор между индуктором
и гранями зуба, что приводит к большим различиям в темпера-
туре нагрева и толщине закаленного слоя на противоположных
гранях зуба.
При разработке конструкции индуктора необходимо также
обеспечить правильную конфигурацию закаленного слоя при
переходе от одного зуба к другому и предупредить возможность
возникновения отпущенных полос в месте стыка закаленных
слоев у соседних зубьев. Неправильная работа поворотного
механизма, приводящая к различию в величине зазора между
индуктором и гранями зубьев, обусловливает резкие отличия
в толщине закаленного слоя не только на поверхности граней
зуба, но и во впадинах, что вызывает возникновение больших
остаточных напряжений и приводит к ухудшению эксплоатацион-
ных свойств шестерни.
Правильно разработанная технология и надежная механи-
зация закалки «зуб за зубом» намного сокращает трудоемкие
работы и создает значительные удобства в работе термического
цеха.
Освоение метода закалки
305
В случае необходимости местной закалки поверхности слож-
ного профиля, а также npi^ закалке внутренних поверхностей
цилиндрических изделий малого диаметра применяется способ
непосредственного включения в том виде, как он описан
в главе I.
При освоении в. ч. з. немаловажное значение имеет вопрос
о применении той или иной охлаждающей среды. Решение его
находится в зависимости от состава стали. В случае поверхност-
ной в. ч. з. вопрос о прокаливаемое™ имеет меньшее значение,
чем при обычной закалке, так как стали, имеющие различную
прокаливаемость, при нагреве токами высокой частоты могут быть
легко закалены на одну и ту же глубину. При замене одной ста-
ли другой для обеспечения закалки на одну и ту же глубину,
в зависимости от теплопроводности и прочих свойств стали, может
оказаться необходимым некоторое изменение параметров в. ч. з.
Такое изменение необходимо производить, не выходя за пределы
оптимальных режимов, обеспечивающих получение требуемой
структуры и свойств.
Применение той или иной закалочной среды при в. ч. з.
обусловлено не столько прокаливаемостью, сколько необходи-
мостью получения желательных свойств стали в закаленном
состоянии, наименьшим развитием отстаточных напряжений,
стремлением полностью избежать брака по деформации
и трещинам.
При закалке изделий из углеродистой стали, как правило,
применяют воду с температурой 20 — 30°. В зимнее время вслед-
ствие сильного понижения температуры воды в водопроводной
сети при закалке изделий' из высокоуглеродистой стали даже
простой конфигурации нередко наблюдаются трещины. Во избе-
жание брака необходимо применять подогрев воды до 20—30°
в специальных баках. .
Воду, использованную для закалки, можно возвращать
в бак и помпой вновь подавать в спрейер. ,
При закалке изделий из хромистой конструкционной стали
часто применяют эмульсию обычного состава. В случае закалки
изделий сравнительно сложной формы из высоколегированной
стали, целесообразно применять охлаждение в масле. Такое ох-
лаждение можно осуществлять, как было указано выше, лишь
сбрасыванием нагретого изделия в закалочный бак, установлен-
ный под индуктором.
Здесь рассматриваются лишь общие принципы, которых надо
придерживаться при освоении в. ч. з. стальных изделий. В каж-
дом отдельном случае вопрос о типе индуктора, закалочного
устройства, о посадочных местах, о механизации и автоматиза-
ции процесса, о применении той или иной охлаждающей среды
решается применительно к конкретным условиям.
20 Зак. 116
306 Преимущества методов высокочастотной закалки
ВНЕДРЕНИЕ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ЗАКАЛКИ ИЗДЕЛИЙ
КРУПНОСЕРИЙНОГО ПРОИЗВОДСТВА
Переход от опытной закалки к массовой является самостоя-
тельным этапом работы, требующим большого внимания
и отдельных затрат.
На первых единичных изделиях проверяют возможность
перевода изделия данного типа на в. ч. з., определяют парамет-
ры, обеспечивающие получение изделий наилучшего качества, и
производят испытания механических и других эксплоатационных
свойств. Закалку можно осуществлять при нагреве в индукторе,
выполненном не вполне строго, отвечающем лишь задачам
данного этапа. Охладительное устройство можно использовать
от другого изделия и устанавливать его относительно индуктора
и изделия также не вполне строго. В автоматизации для пробной
закалки первых изделий необходимости нет. Посадочные места
можно использовать и не вполне подходящие. Включение и вы-
ключение генератора можно производить вручную. В задачу
рассматриваемого этапа входят проверка правильности выбора
параметров, произведенного на образцах, применительно к кон-
кретному изделию и получение изделия наилучшего качества.
При переходе к массовой закалке вопросы производитель-
ности и экономические показатели приобретают первостепенное
значение. Здесь главной задачей является разработка конструк-
ции индуктора, охладительного устройства, посадочных мест,
автоматической установки и съема изделия, переключения
генератора с нагрева изделия на охлаждение для массовой
закалки. Закалочные устройства, посадочные места и автоматика
должны быть разработаны и выполнены с таким расчетом, чтобы
обеспечить длительную работу без остановок на переналадку.
Без выполнения такой работы нельзя использовать важнейших
преимуществ в. ч. з. С экономической и технологической точек
зрения указанный этап работы является наиболее важным при
внедрении в. ч. з.
При переходе на массовую закалку не исключена возмож-
ность изменения типа индуктора. Если, например, при закалке
первых изделий применение отдельного индуктора и спрейера во
всех случаях наиболее целесообразно, так как позволяет изме-
нять расстояние между нижней кромкой индуктора и верхней
кромкой гребня охлаждающей жидкости, то для массовой закал-
ки в некоторых случаях более целесообразно применять сопря-
женный индуктор (рис. 231), выполняющий обе операции —
нагрев и охлаждение. Повторяемость результатов закалки по
толщине закаленного слоя в таком случае обеспечивается весьма
легко. Сквозь водяную завесу температуру нагрева измерить
Освоение метода закалки
307
нельзя, но это легко сделать при*нагреве таким же индуктором
без отверстий в нижней части, т. е. без охлаждения изделия
водой. Именно на третьем этапе чаще всего может возникнуть
необходимость в изменении старых технических условий в напра-
Рис. 231. Сопряженный индуктор-
спрейер для поверхностной закал-
ки цилиндрических изделий
влении повышения требований.
Приведем конкретный пример, под-
тверждающий сказанное.
При освоении в. ч. з. пуансонов
для холодной вытяжки техни-
Рис. 232. Пуансон из стали У10
для холодной вытяжки:
а — подвергнутый обычной за-
калке (величины твердости по вы-
соте различны), б — подвергну-
тый высокочастотной закалке
(твердость по всей высоте оди
накова и максимальна)
ческие условия, по которым требовалась закалка на три
интервала значений твердости по высоте пуансона, можно
удовлетворить с очень большими затруднениями. В нижней ра-
бочей части пуансон должен обладать твердостью 61—63 Rc,
в средней части 46—48 7?с, в верхнем поясе 30—35 Rc
(рис. 232). При обычной закалке такое различие свойств пуансо-
на в разных его частях необходимо, с одной стороны, для обес-
печения высокой износоустойчивости (для чего нижняя часть
обрабатывается на высокую твердость), с другой — для обеспе-
чения достаточной пластичности и предотвращения частых по-
ломок (для чего средняя часть обрабатывается на пониженную
твердость). Верхняя зона с еще меньшей твердостью является
переходной к хвостовику, который должен остаться незакален-
ным. При обычной закалке такая разница в твердости дости-
гается применением двух закалочных сред. По окончании на-
грева изделие на короткий промежуток времени опускается
20*
308
Преимущества методов высокочастотной закалки
участком /—И в воду и получает здесь высокую твердость;
затем оно переносится в масло и погружается до уровня III,
получая на участке II—III закалку на меньшую > твердость.
Верхняя часть охлаждается на воздухе и приобретает еще
меньшую твердость. При нагреве токами высокой частоты за-
калку по зонам осуществить чрезвычайно трудно, так как необ-
ходимо переключать генератор на меньшую мощность на ходу,
не прерывая нагрев. Такого же результата можно достигнуть
ускорением движения пуансона через индуктор, что практи-
чески крайне трудно повторять в одних и тех же точках по
высоте на следующих пуансонах. Применение же двух зака-
лочных сред в данном случае вообще не представляется воз-
можным.
Однако при нагреве токами высокой частоты в таких пуансо-
нах можно создать лучшее распределение свойств, чем было
предусмотрению техническими1 условиями, установленными для
закалки; обычным способом. При переходе на в. ч. з. bi данном
случае необходима разработка новых технических условий.
При обычной закалке твердость должна иметь три различные
значения, потому что на каждом участке пуансона по высоте
прокаливаемость сквозная. Если закаливать весь пуансон
в воде, он будет недостаточно вязок и в работе быстро сло-
мается. Если закаливать весь пуансон в масле, то его рабочая
часть не будет обладать максимальной твердостью и высокой
износоустойчивостью. Чтобы сочетать возможно большую вяз-
кость с высокой износоустойчивостью, закалка производится
в двух средах на различные значения твердости.
При поверхностной в. ч. з. возможность поломок практически
предотвращается наличием вязкой незакаленной сердцевины.
Износоустойчивость, еще более высокая, чем после обычной
закалки, обеспечивается возможностью получения структуры
скрытокристаллического мартенсита с равномерно распределен-
ными карбидами и повышенной твердости в поверхностном
закаленном слое. Таким образом, смысл обработки на различ-
ные твердости по высоте отпадает. При нагреве токами высокой
частоты целесообразнее закаливать пуансон на одну макси-
мальную твердость по всей высоте (исключая хвостовик). За-
дача сводится к отысканию параметров в. ч. з., обеспечиваю-
щих получение структуры скрытокристаллического мартенсита
с равномерно распределенными карбидами на стали У10, и к
правильному выбору глубины закалки, чтобы получить доста-
точно упругое изделие в целом. На рис. 232, б показан пуансон
после в. ч. з.
Если в. ч. з. используется для упрочнения отдельных участков
изделия, предъявляемые технические требования также должны
быть иными, чем в случае обычной закалки тех же изделий. На
Рис. 233. Местное упрочнение, осуществляемое при поверхностной высокочастотной закалке
310
Преимущества методов высокочастотной закалки
рис. 233 показано изделие, закаливаемое на автозаводе
им. Сталина. Оно имеет четыре закаленных участка и три
участка, не подвергаемых закалке. Совершенно очевидно, что
такой характер упрочнения невозможен в случае обычной тер-
мической обработки. Технические условия, составленные для
обычной закалки, содержат целый ряд допущений, обусловлен-
ных невозможностью оставлять отдельные участки незакален-
ными. При высокочастотной же закалке вполне осуществим
такой характер обработки, когда повышенная твердость сооб-
щается только тем участкам, которые должны иметь повышен-
ную износоустойчивость. Следовательно, составление новых
технических условий, учитывающих указанное важное улучше-
ние в распределении свойств, в данном случае обязательно.
В ряде других случаев при внедрении в. ч. з. также необходи-
мо иметь в виду, что ее преимущества могут быть наиболее
полно реализованы лишь при условии одновременного рацио-
нального пересмотра старых технических условий. Необходимо
не снижать требований к обработанному изделию, а повышать
их эксплоатационные качества в соответствии с возможностями,
которые обеспечивает высокочастотная закалка.
Весьма важен также вопрос о конструкции и внешней конфи-
гурации осваиваемого изделия. Часто затруднения при внедре-
нии в. ч. з. вызываются трудностями осуществления равномер-
ного нагрева поверхности сложного профиля. Задача конструк-
тора путем допустимого изменения конфигурации изделия
облегчить работу технологов по широкому внедрению высоко-
частотной закалки.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
В отечественном машиностроении, а также в промышленно-
сти черной металлургии методы индукционного нагрева для тер-
мической обработки должны сыграть выдающуюся роль, способ-
ствуя интенсификации технологических операций, улучшению ка-
чества продукции, значительному удешевлению обработки изде-
лий.
Советской науке и технике принадлежит приоритет в откры-
тии и разработке этого нового, чрезвычайно прогрессивного ме-
тода, поднимающего термическую обработку на более высокий
научный и технологический уровень. Честь открытия метода
индукционной закалки принадлежит крупному советскому уче-
ному члену-корреспонденту Академии Наук СССР В. П. Во-
логдину. Лучшие исследования в данной области принадлежат
советским ученым и производственникам. Широкие возмож-
ности, предоставляемые социалистическим строем для развер-
тывания научных работ в новых областях техники, позволили
советским научным работникам наиболее целесообразно
и глубоко изучить ряд важных вопросов электротермообработ-
ки и сделать их достоянием социалистической промышленности.
В деле изучения электрозакалки советские ученые-эксперимен-
таторы и инженеры-производственники, разрешая задачу, по-
ставленную перед ними советским народом и его великим
вождем товарищем Сталиным, — догнать и превзойти уровень
зарубежной науки и техники—достигли больших творческих
успехов. Наша промышленность располагает весьма ценными
сведениями для наиболее широкого внедрения методов элек-
тротермообработки.
Однако работы в данной области ни в какой мере не могут
считаться законченными. Задача состоит в том, чтобы путем
дальнейшего улучшения экспериментальной техники, совершен-
ствования основной и вспомогательной аппаратуры углублять и
расширять наши знания, вооружая ими работников промышлен-
ности-инженеров, техников и рабочих.
В деле изучения и широкого внедрения термической обработ-
ки при нагреве токами высокой частоты величайшее движущее
значение коллективного творческого труда, тесного единств1а на-
учных работников и производственников проявляется с особой си-
лой.
312
Заключение
В этой области часто весьма трудно разграничить научный
эксперимент от практической цеховой технологии. Нередко
научный эксперимент берет свое начало в цехе, а практическая
технология получает свое завершение в научном, лабораторном
или заводском эксперименте.
Слова одного из выдающихся деятелей советского государ-
ства тов. А. С. Щербакова, характеризующие значение метода
высокочастотной закалки, произнесенные 9 лет назад, в настоя-
щее время звучат с новой и еще большей силой: «Дело замеча-
тельное уже сейчас, а перспективы этого метода прямо изуми-
тельные».
Настоящая работа является первой попыткой обобщения во-
просов в данной области с точки зрения металловедения и ее
целью является оказание помощи в деле изучения и более
широкого использования высокочастотного нагрева для терми-
ческой обработки.
ЛИТЕРАТУРА
1. Л. И. Готлиб, Основы технологии пламенной поверхностной за-
калки, ЦНИИТМаш, кн. 12, Машгиз, 1948.
2. Д. Я. Вишняков, Скорость нагрева стальных образцов разных
форм и размеров в различных печах, Сборник трудов Московского инсти-
тута стали, ОНТИ, 1937.
3. В. И. Прядилов иН. И. Борисова, Труды НАТИ, в. 22, 1933.
4. И. 3. Ясногородский, Новый метод электротермической обра-
ботки металлов, Вестник металлопромышленности, № 9, 1935.
4а . И. 3. Ясногородский, Нагрев металла в электролите, Авто-
мобильная промышленность, № 6, 1948.
1936 5 Н В’ Гевелинг, Поверхностная электротермообработка, ОНТИ,
6. И. В. Б у р г с д о р ф, М. Б. Макагон, Поверхностная электро-
гермообработка деталей машин, Металлург, № 7—8, 1938.
7. С. М. Г а м а з к о в, Нагрев деталей для закалки под водой током
высокой частоты, Вестник машиностроения, № 11—12, 1945.
8. М. Г. Лозинский, Новый метод поверхностной закалки стали
при индукционном высокочастотном нагреве под водой, Известия АН СССР,
в. 4, 1946.
9. И. Н. К и д и н, Свойства стали, закаленной при нагреве токами
высокой частоты, Сборник трудов Московского института стали, в. 26,
1948.
10. Г. 3 ой л ей унд Г. Фосс, Шталь унд Айзен, в. 63, № 51, п. 929,
1943.
11. А. И. Гардин, Поверхностная закалка током высокой частоты,
Металлург, № 3, 1938.
12. Э. Ф. Б е н н и н г о ф, Осборн, Машине Дессигн, № 6, 1941.
13. Д. М а р т е н и Ф. У а й л и, Транс, оф Ам. Сое. фор Мет. в. 34.
1945.
14. В. П. Вологдин, Поверхностная закалка индукционным спосо-
бом, Металлургиздат, 1939.
15. В. П. Вологдин, Поверхностная индукционная закалка, Оборон-
гиз, 1947.
16. С. Я. Турлыгин, Энергетический процесс при поверхностной за-
калке и электрические установки для его осуществления, Вестник элек-
тропромышленности, № 5, 1938.
17. С. С. Штейнберг, Кинетика превращения аустенита при на-
гревании в углеродистой стали, Труды Уральского индустриального
института, сб. 4, 1937.
18. И. Л. Миркин и Н. Д. Дитер ихс, Исследование процесса
образования аустенита и растворения карбидов, Сборник трудов Москов-
ского института стали, в. 10, 1938.
19. И. Л. Миркин и М. Е. Блантер, Методика исследования
кинетики превращения перлита в аустенит, Сборник трудов МИС, в. 10,
1938.
20. Л. А. Ш и ш к о, Влияние скорости нагрева на процесс образования
аустенита. Сборник трудов, МИС, в. 27, 1949.
314
Литература
21. М. Е. Б л ант ер, Кинетика превращений в хромистых сталях
в надкритическом районе температур, Сборник трудов Московского инсти-
тута стали, в. 17, 1940.
22. И. Л. М и р к и н и М. Е. Б л а н те р, Кинетика превращений пер-
лита в аустенит, Металлург, № 1, 1937.
23. Мейл, Транс, оф Ам. Сое. фор Мет, в. 50, пп. 185—210, 1942.
24. М. Е. Б л а н т е р, Образование аустенита и структура закаленной
стали, ВНИТОМаш, Машгиз, 1948.
25. В. Н. Свечников и В. Н. Гриднев, Фазовые превращения
и концентрационные изменения при нагреве стали, И конференция по
стахановским методам термической обработки черных металлов, июнь
1946.
26. В. Н. Гриднев, Механизм и кинетика фазовых превращений при
нагреве углеродистой стали, Там же.
27. В. Н. Гриднев, Влияние скорости нагрева на механизм и кине-
тику превращения перлит-аустенит. Сообщения о научно-исслед. работе
КПП, т. 7, 1948.
28. Воун, Ферлоу а, Майер, Транс, оф. Ам. Сое. фор Мет., в. *30,
№ 2, пп. 516—540, 1942.
29. С. Пойнтер, Транс, оф Ам. Сое. фор Мет., в. 36. 1946.
30. М. Г. Лозинский, Некоторые особенности поведения стали при
скоростном нагреве токами высокой частоты. Известия АН СССР, Отд.
техн, наук, № 1, 1948.
31. И. Н. К идин, Влияние высокочастотной закалки на структуру
и твердость Углеродистой стали, Сталь, № 6, 1948.
32. И. Н. К и д и н, Основные параметры высокочастотной закалки
инструментальной стали, Станки и инструмент, № 6, 1948.
33. Н. В. Г е в е л и н г, Использование теплового действия электротока
для обычных и особых случаев термической обработки сплавов, Вестник
металлопромышленности, № 4, 1935.
34. Н. Т. Г у д ц о в, И. А. Сумин, Ускорение цементации путем
использования электрического тока, Металлург, № 4, 1937.
35. Г. Осборн, хет Третинг энд Форганг, в. 27, № 12, 1941.
36. К. А. Малышев и В. А. Павлов, Особенности фазовых пре-
вращений в стали при электронагреве, Труды Института физики металлов
УФ АН, в. 9, 1946.
37. В. Д. Садовский, Н. М. Родигин, Н. А. Бородина, Влия-
ние структурной неоднородности стали на фазовые превращения при элек-
тронагреве, Вестник машиностроения, № 12, 1948.
38. Н. М. Родигин, Доклады АН СССР, Новая серия, т. 60, № 1.
1948.
39. И. Н. К ид ин, Превращения при нагреве токами высокой часто-
ты, Журнал технической физики, т. 18, в. 1. 1948.
40. К. А. Малышев и В. А. Павлов, Особенности фазовых пре-
вращений в стали при электронагрсве, II конференция по стахановским
методам термической обработки черных металлов, 1941.
41. Ю. А. Геллер и В. С. Бабаев, Инструментальная сталь, Ме-
таллургиздат, 1945.
42. Фаугн, С. А. Е. Журнал, в. 54, № 1, пп. 38—44. 1946
43. И. В. Кудрявцев и Блудоров, Исследование возможности
замены призматических образцов цилиндрическими для испытания на удар-
ную вязкость, Заводская лаборатория, № 1, 1938.
44. Ф. Ф. В и т м а н и И. С. Н а п р е е в, Влияние цементации на удар-
ную хладноломкость малоуглеродистой стали, Журнал технической физики,
т 8, в. 8, 1938.
45. И. В. Кудрявцев, Разработка методики испытании цементован-
ных сталей на ударную вязкость. ЦНИИТМаш, 1941.
Литература 315
46. А. М. Вейншток, Исследование влияния поверхностной закалки
токами высокой частоты на усталостную прочность стали, НИАТ, 1947.
47. Карелина и Миролюбов, Влияние поверхностной закалки
стали на предел усталости, Журнал прикладной физики, т. 7, в. 5, 1937.
48. Э. В. Ш л е й е р и И. А. О д и н г, Влияние поверхностной закалки
токами высокой частоты на механическую прочность конструкционных сор-
тов стали. Вестник металлопромышленности, № 7, 1940. «
49. Е. А. Н а й ш у л е р, Выносливость конструкционной стали и оста-
точные напряжения при поверхностной индукционной закалке. 1941.
50. И. А. Одинг, Остаточные напряжения и сопротивляемость устало-
сти стали, закаленной токами высокой частоты, Вестник машиностроения,
№ 4—5, 1943.
51. И. А л мен, Метел Прогресс, в. 46, № 6, пп. 1263—67. 1944.
52. И. Е. К о н т о р о в и ч и Л. G. Лившиц, Внутренние остаточные
напряжения, вызываемые в сталях поверхностной высокочастотной закал-
кой, Металлург, № 8, 1940.
53. Е. М. Сидорова, Влияние твердого поверхностного слоя на
прочность изделия, Вестник металлопромышленности, № 10, 1937.
54. И. В. Кудрявцев. В. И. Просвирин, Усталость сталей
с различной поверхностной термической обработкой, Вестник металлопро-
мышленности, № 9, 1936.
55. Шевандин и Каганович, Влияние поверхностного наклепа
от обработки на предел усталости стали, Журнал технической физики, т. 10,
в. 4, 1940.
56. И. Т. Семенов. Обдувка поверхностей деталей дробью, Оборои-
гиз, 1948.
57. С. И. Ратнер и И. И. 3 а х а р о в, К вопросу о повышении пре-
дела усталости методом поверхностного наклепа, Заводская лаборатория,
№ 10, 1948.
58. Н. Н. Афанасьев, Микроструктурная картина возникновения
трещины усталости, Журнал технической физики, т. 14, в. 10—11, 1944.
59. С. Г. X е й ф е ц, Влияние поверхностной закалки токами высокой
частоты на усталостную прочность стали, ЦНИИТМаш, кн. 10, 1947.
60. И. В. Кудрявцеви В. Н. Новиков, Исследование прочности
поверхностно-закаленной стали при циклических нагрузках, ЦНИИТМаш,
кн. 10, Машгиз, 1947.
61. А/Д. А с со нов, Опыт ЗИС по поверхностной закалке коленчатых
валов, Вестник металлопромышленности, № 3, 1940.
62. И. В. Кудрявцев и В. Н. Новиков, Влияние поверхностной
закалки и цементации на усталостную прочность и ударную вязкость кон-
струкционных сталей, ЦНИИТМаш, кн. 10, Машгиз, 1947.
63. Н Н Давиденко в. Проблема удара в металловедении.
АН СССР, 1938.
64. Л. С. Мороз и С. С. Ш у р а к о в, Проблема прочности цементо-
ванной стали, ЦНИИТрансМаш. 1947.
65. К. А. Малышев и В. А. Павлов, Влияние электронагрева при
закалке на структуру и механические свойства стали марок 48Х и 43XH3M,
Труды Института физики металлов, У ФАН, в. 9, 1946.
66. И. Н. К и дин, Отпуск инструментальной легированной стали после
высококачественной закалки, Труды института стали им. Сталина, 1950.
67. М. Арбузов и Г. Курдюмов, Состояние углерода в отпущен-
ной стали, Журнал Технической физики, т. 10, № 13, 1940.
68. И. В. И с а й ч е в, Рентгенографическое исследование процессов
карбидообразования при отпуске углеродистой стали, Журнал технической
физики, т. 17, № 7, 1947.
316
Литература
69. Е. И. О н и щ и к и Я. С. Уманский, О природе карбидных фаз,
выделяющихся при отпуске мартенсита в углеродистых сталях. Труды конфе-
ренции МОНИТомаш. Ленинград, 1949.
70. В. Д. Садовский и Б. Г. Сазонов, Электроотпуск, Труды
Института физики металлов, УФАН, в. 9, 1946.
71. Р. М. Леринман и В. Д. Садовский, Влияние высоких ско-
ростей электронагрева при отпуске на ударную вязкость конструкционных
сталей, Сталь, № 5, 1948.
72. Н. Н. Сирота, Доклады АН СССР, т. 36, № 6, 1942.
73. К. 3. Ш е п е л я к о в с к и й, М. О. Рабин, Самоотпуск при высо-
кочастотной поверхностной закалке, Машгиз. 1949.
74. В. И. Калинин, Применение тока высокой частоты для нагрева
при обработке металла давлением (ковка, штамповка, прокатка), ИТЭИН,
1947.
75. К. 3. Ш е п е л я к о в с к и й, Применение индукционного нагрева
в технологии ковки и штамповки, Вестник машиностроения, № 9—10, 1946.
76. В. Н. Глушков, Применение индукционного нагрева в кузнечных
цехах, Вестник машиностроения, № 4, 1947.
77. А. И. Гарди н, Сквозной нагрев металлических деталей током вы-
сокой частоты, Американская техника и промышленность, т. 24, № 1, 1947.
78. В. П. Вологдин и В. Л. Сергеевич, Массовая закалка мел-
ких предметов индукционым методом, Вестник металлопромышленности,
№ 11—12, 1940.
79. К- 3. Ш е п е л я к о в с к и й и С. Е. Р ы с к и н. Высокочастотное за-
каливание кулачкового вала. Вестник машиностроения, К? 6, 1944.
80. И. И. Контор и К. 3. Ш е п е л я к о в с к и й, Рациональное
использование высокочастотных генераторов для поверхностной закалки.
Вестник машиностроения № 1, 1946.
81. П. В. Склюев и В. Ф. Артемьев, Закалка токами высокой
частоты, Машгиз, 1947.
Редактор И. Ф. Гринберг
Технический редактор О, Г. Беккер
Сдано в производство 1/II 1950 г. Подписано к печати 16/V 1950 г.
Бумага 60 X 92Vi6 = 9,87 бумажных — 19,75 печатных листов
Уч.-изд. л. 20,1 Зн. в 1 п. л. 40500
Т-04042 Тираж 8000 Заказ 115 Цена 17 руб.
Типография Металлургиздата, Москва, Цветной бульвар, д. 30
ЗАМЕЧЕННЫЕ ОПЕЧАТКИ
Страница Строка 1 Напечатано Следует читать По чьей вине
27 13 св. для в результате Ред.
27 14 св. должна иметь также будет иметь
76 5 св. (третий столбец) 800 1800 Счит.
91 12 св. исследователями в
91 13 св. другими и другими исследо- Ред. Тип.
281 3 св. превосходит вателями превосходят
Зак. 116