Исследование физико-механических свойств стали 8ХФ после высокоскоростного термического процесса Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

УДК 621.923

ИССЛЕДОВАНИЕ ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ СТАЛИ 8ХФ ПОСЛЕ ВЫСОКОСКОРОСТНОГО ТЕРМИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА

ИВАНОВА Т.Н., * ДЕМЕНТЬЕВ В.Б.

Чайковский филиал Пермского национального исследовательского политехнического университета, 617760, Пермский край, г. Чайковский, ул. Мира, 1а *Институт механики Уральского отделения РАН, 426067, г. Ижевск, ул. Т.Барамзиной, 34

АННОТАЦИЯ. Проведение исследований по влиянию параметров высокоскоростного теплового процесса на изменение структуры стали 8ХФ позволили изучить характер изменения микроструктуры в зависимости от кратковременного нагрева до различных температур и быстрого охлаждения; определить критические точки начала и конца структурных превращений при нагреве.

КЛЮЧЕВЫЕ СЛОВА: сталь 8ХФ, заточка кромки, клиновидные тела, тепловая деформация, глубина и характер структурных превращений, высокоскоростной термический процесс.

Непосредственное влияние на физико-механическое состояние поверхностного слоя клиновидных пластин из стали 8ХФ оказывают процессы теплообразования, развивающиеся в зоне высокоскоростного термического процесса. Степень их влияния определяется интенсивностью воздействия инструмента на деталь, временем контакта инструмента и детали, элементами режима резания, характеристиками круга, механическими и теплофизическими свойствами материала детали, свойствами смазочно-охлаждающей жидкости и т.д.

При высокоскоростном процессе резания тепловой процесс характеризуется мгновенным кратковременным нагревом (10-5 ^ 10-6 с) с высокой температурой и со

5 8

скоростью 10 ^ 10 град/с. За мгновенным нагревом следует немедленный быстрый отвод тепла от поверхностных слоёв вглубь металла изделия, за счет его теплопроводности с аналогичной скоростью. В результате этого высокоскоростного термического процесса происходит неравномерный прогрев поверхностного слоя, температурное поле затухает на очень малой глубине и, таким образом, создается высокий температурный градиент. Высокая скорость термических процессов приводит к структурным превращениям обрабатываемого материала.

Высокоскоростной термический процесс - заточка режущей кромки клиновидной пластины, являясь окончательной операцией в технологическом процессе, должна обеспечивать необходимые физико-механические свойства обрабатываемой поверхности. Изменение свойств поверхности при высокоскоростном термическом процессе - заточке режущей кромки клиновидной пластины может привести к ухудшению её функциональных свойств за счет структурных изменений или образования на кромке микротрещин. Основными факторами, обеспечивающими заданную твердость и прочность режущей кромки клиновидного тела, является мартенситная структура, а также степень превращений и дисперсности распада аустенита. Формирование режущей кромки клиновидного тела при высокоскоростном термическом процессе происходит под воздействием теплового фактора, в результате которого происходят изменения исходной структуры поверхностного слоя. Поэтому проведение исследований по влиянию параметров высокоскоростного термического процесса на изменение структуры стали 8ХФ позволят: изучить характер изменения микроструктуры в зависимости от кратковременного нагрева до различных температур и быстрого охлаждения; определить критические точки начала и конца структурных превращений при нагреве.

Наиболее распространенной схемой обработки плоских клиновидных деталей является обработка - заточка по краю, когда шлифовальный круг, перемещается параллельно ребру создаваемого клина. В этом случае температурное поле в клиновидной пластине определяется по следующей зависимости [1]:

п

т= \

2пХ

ехр

' 3(г - г')

2а

-3гсоэ(У-2ап) ехр

2а 1 7

— <

К

3

4а2

3

4а2

г2 эт2 (у - 2ап) + (г - г')

г2 эт2 (у - 2ап) + (г - г')

+ п

32

1/2 Л Л

ёц

а_

1+Ъ

4а2

г2 эт2 (у - 2ап) + (г - г')

+ г/

п=0

К

32

1/2

[ 4а2

"2 sin2 (у - 2ап) + (г - г')

+ г/

ёг'. (1)

V У

где q - плотность теплового потока; X - коэффициент теплопроводности материала; а - коэффициент температуропроводности материала; а - число отраженных источников; й - полуширина источника; К0 (ц) - функция Бесселя второго рода нулевого порядка; г, г - цилиндрические координаты; г' - координата, учитывающая неограниченность источника; п - число тепловых импульсов; г' - текущая координата рассматриваемой точки;

3[г'-г со<у-2ап)] 3 ёг ' = П 2а 2а

Подинтегральная функция выражения (1) описывает температурное поле линейного источника, движущегося по поверхности клина. Выражение перед скобкой описывает температурное поле линейного источника, движущегося по поверхности полубесконечного тела, а сумма в скобках характеризует влияние ограниченности изделия на температурное поле.

Обозначив сумму, характеризующую влияние ограниченности изделия как

М (£, р,в,а)

2—г соэ(в-2ап)

ехр

3

4а2

2

г2 эт2 (в - 2ап) + (г - г')

+п

3

4а2

,1/2 Л Л

2

г2 эт2 (в - 2ап) + (г - г')

+п

и

1 + 1-

32

, 1/2

0 1 4а2

2

г2 эт2 (в - 2ап) + (г - г')

+п

V У

общее решение расчета температур в клиновидной пластине можно представить в виде

т = | М (£, р,в,а)^-ехр

пХ

3(г - г')

2а

К

3

1/2

4а2

г

эт2 (в- 2ап) + (г - г')2 +щ2 \ ёг'. (2)

Для любого из углов клина множитель М может быть вычислен. На рис. 1 приведена зависимость множителя М от г и р для поверхности клина с а = 60°. Для ребра клина (р = 0) во всех случаях множитель М = 1,5. Это значит, что температура на ребре клина в 1,5 раза выше, чем температура на поверхности полубесконечного тела при тех же условиях. По мере удаления от ребра клина значения множителя М убывают, стремясь к единице. В области непосредственно под источником (при малых значениях г) множитель М быстро стремится к единице, что характеризует слабое влияние ограниченности изделия на температурное поле непосредственно под источником. Чем дальше от источника, тем сильнее сказывается влияние ограниченности изделия, но само значение температуры вдали от источника мало.

4

2

х

П

0

П-1

х

2

0

п

-1

1

>

2

п=0

П

й

М 1,4

1,3

1,2

1,1

0 1 2 3 6 9 12 р

Рис. 1. Зависимость множителя М от Z и р для клина с а = 60°

Для характеристики влияния ограниченности детали - клина на температуру в точках близких к вершине - ребру можно ограничиться некоторым средним расчетным значением М. В общем случае, когда угол клина равен а, значение множителя М на ребре клина может

п

быть представлено М = — . Тогда решение для расчета температуры на ребре клина будет

2а

т = —\

о™ л

Ч

2а -п2—

ехр

' З(г - г') 2а

К

З2

4а2

Ч 1/2

МП2 (0- 2ап) + (г - г')21 ёг'.

(3)

Если ввести обозначения

З(г - г') З З З

—--- = д, —2 = 2 , —п = Н , —г = р ,то температуру

2а 2а 2а 2а

можно представить в безразмерном виде

2+Н

0 = — |ехр(- д)К0 [р2мп0 + д2 ]1/2ёд .

п 2а

(4)

г - н

При р ^ да, т.е. в точках шлифуемой поверхности, удаленной от ребра достаточно далеко, влияние ограниченности размеров детали становится все меньше, и при р = да для всех £ множитель М = 1.

На рис. 2 приведен расчет распределения температуры на поверхности клина с углом при вершине а = 60° для точек поверхности соответствующих различным р. При р = 6,25 температура соответствует температуре на поверхности полубесконечного тела; при р = 0 (ребро клина) оно во всех точках больше, чем на удаленных от ребра участках поверхности в 1,5 раза. Если соответствующее построение провести для клина с углом раствора а, то температура на ребре будет соответственно превышать температуру

п

достаточно удаленных точек в — раз.

2а

При обработке пластин по кромке наличие второй (кроме обрабатываемой) свободной поверхности, омываемой СОЖ, может существенным образом повлиять на распределение температуры в области наибольшего нагрева, т.е. вблизи ребра клина.

0

-4

-2

0

2

Z

Рис. 2. Распределение температуры на поверхности клина с а = 60°

2

г

Фундаментальное решение для этого случая в безразмерном виде можно записать следующим образом [1]:

в = ехр(- 2)К0 УX2 + 72 )- в ехр(ДХ - 7) х

го __го | го —

I ехр (-вх) К0 (VX2 + 72) ёХ -|в ехр вY | — ехр (- (7 + -'))

го ёХ

-2в ехр (вХ - 7) | — ехр ( - (вХ + -'))

— ^ „ ^ [> ^'. (5)

Выражение (5) характеризует температурное поле линейного источника, движущегося по поверхности клина, обе грани которого охлаждаются. Первое слагаемое этого выражения описывает температурное поле на поверхности клина без теплообмена. Второе слагаемое характеризует теплообмен только на той грани клина, по которой движется источник. Третье слагаемое отражает вклад, который вносится теплообменом свободной поверхности.

При удалении от ребра клина, влияние теплообмена быстро уменьшается. Наибольшее влияние свободной поверхности будет, когда третье слагаемое выражения (5) наибольшее.

Выражение (6) является решением для полосового источника, движущегося по одной из граней клина пластины с теплообменом на обеих гранях и теплообменом под источником:

7+Я \ 7+Н

в= | ехр (-£) К (V X2 +£2 ) ехр (вХ-£) К0 X2 +£2 )ёХ^-

О го лу

I | <| в ехр у| — ехр (-(£ + -'))-2вехр (вX-£) | — ехр (-(вX + -'))

(6)

I —'■ - ■'К' 44

7-Н 0

Окончательное общее решение по расчету температуры на ребре с учетом действия охлаждающей жидкости можно представить в виде зависимости

т = ХО- М (р, а, (р)В(в, х)-в, (7)

пХ - У„

где в = | ехр(^)К0 - ур2 эт2 ^ + ^

Для обеспечения гарантированного теплообмена при высокоскоростном термическом процессе клиновидной пластины необходимо учитывать коэффициент теплообмена а, теплофизические свойства охлаждающей жидкости и обрабатываемого материала.

В данной работе ограничимся рассмотрением способа определения коэффициента теплообмена а в условиях конвективного теплообмена в неограниченном пространстве, применительно к задачам по определению температурных полей обрабатываемых деталей.

Конвективный теплообмен происходит при движении жидкости. При этом перенос тепла осуществляется одновременно молекулярной кондукцией и макрочастицами, перемешивающимися в среде, движущейся из области с одной температурой в область с другой температурой. Существенным здесь является то, что конвекция может происходить лишь в текущей среде и при этом перенос тепла неразрывно связан с переносом самой среды.

Теплообмен между потоком жидкости и обрабатываемой поверхностью прямопропорционален коэффициенту теплоотдачи а, площади контакта ^ и температурному напору между температурой обрабатываемой поверхности Тп и температурой жидкости Тж. В основу рассматриваемой связи положен закон Ньютона

б = а(Тп - Тж или а= б . (8)

(Тп - Тж ^

С другой стороны, плотность теплового потока на обрабатываемой поверхности (теплоотдача) может быть найдена по уравнению Фурье

4п = -Х| дТ Л , где п - нормаль к обрабатываемой поверхности

V дп )=п

2

7-Н

или

а = -■

Л

т - г

дп

V

(9)

У п=0

Следовательно, коэффициент теплообмена - это количество тепла, переданное от текущей среды к обрабатываемой поверхности или, наоборот, от обрабатываемой поверхности к текущей среде, через единицу обрабатываемой поверхности, отнесенное к разности температур между обрабатываемой поверхностью и средой.

Коэффициент теплообмена а зависит от различных факторов и большого числа переменных параметров, обусловливающих процесс теплообмена в целом: от геометрических размеров, формы и температуры поверхности теплообмена, гидродинамики, режима движения, скорости и температуры СОЖ, физических свойств жидкости. Главное влияние на интенсивность теплообмена оказывает скорость потока и режим течения охлаждающей жидкости. Обычно чем выше скорость течения охлаждающей жидкости, тем выше значение коэффициента теплообмена. Природа обтекания клиновидного тела выражается в степенном распределении скорости на внешней границе пограничного слоя

и = сх

(10)

При ускоряющемся или замедляющемся потоке такое обтекание будет сопровождаться появлением градиента давления dp/dx. Только в случае т1 = 0 обтекание станет безградиентным, т.е. будет соответствовать обтеканию пластины. На рис. 3 представлены наиболее характерные случаи обтекания клиновидных тел.

Показатель степени т1 можно выразить через угол раствора т1 = в / (2 - в).

При в = 0 и в = 1 обтекание клиньев соответствует аналогично продольному или поперечному обтеканию пластины.

Рис. 3. Схемы обтекания клиновидных тел

Распределение температуры в зоне контакта шлифовальный круг - обрабатываемая деталь - смазочно-охлаждающая жидкость составит [4]:

Тп - Т

т. - г

'/1 '/1 = в = С21 ехр - Рг |

dцx .

(11)

где Т - температура в зоне контакта шлифовального круга - обрабатываемого клина -смазочно-охлаждающей жидкости; Тп - температура обрабатываемой поверхности; Тж - температура СОЖ; С2 - постоянная интегрирования, зависящая от граничных условий; Рг - критерий Прандтля жидкости; ц1 - функция тока.

Подставляя различные значения Рг и в, можно определить распределение температуры в пограничном слое, которое представлено графически (рис. 4).

Используя критерий Нуссельта для клиновидного обтекания тела [4]:

Ыи =

а• х

л/Кё или Ыи = 0,56

(в + 0,2)01

0,5 т) 0,333+0,067в-0,026в2

Яе05 Рг

Л л/2-в ' л/2-в

и градиент температуры на поверхности, находим коэффициент теплообмена

Л [и = Л • 0,5б(в + 0,2)01 Рг

,0,333+0,067в-0,026в2

и

а =

х 2

где х - линейный размер обрабатываемой поверхности.

V х

(12)

0

0

с

2

Рис. 4. Распределение температуры в тепловом пограничном слое клиновидных тел при различных значениях Рг и в

Уравнение (12) дает динамику изменения коэффициента теплообмена на поверхности клиновидных тел в зависимости от их угла клина р.

Исследования коэффициента теплообмена при высокоскоростном термическом процессе - заточке на поверхности клина позволили сделать следующие выводы:

1. Наиболее важным элементом, влияющим на коэффициент теплообмена, является угол клина в. С увеличением угла клина в коэффициент теплообмена увеличивается.

2. Из условия обеспечения гарантированного теплообмена угол клина должен быть не менее 7° и не более 114°.

3. Теплофизические свойства смазочно-охлаждающей жидкости влияют на коэффициент теплообмена не однозначно. С увеличением коэффициента теплопроводности X коэффициент теплообмена а прямопропорционально увеличивается. Коэффициент теплообмена резко снижается с увеличением кинематической вязкости жидкости V и коэффициента температуропроводности а.

4. Распределение температуры в пограничном слое зависит от числа Прандтля Рг и угла клина в. С их увеличением температура в зоне контакта шлифовальный круг - обрабатываемая клиновидная поверхность - смазочно-охлаждающая жидкость увеличивается.

Исследования тепловых процессов при высокоскоростном термическом процессе позволили установить закономерности влияния скорости резания, скорости движения источника, площади контакта, свойств СОЖ и коэффициента теплообмена на температуру и скорость тепловых процессов в поверхностных слоях, на глубину прогрева до определенной температуры, показать взаимосвязь температуры и скоростей нагрева и охлаждения. Решение этой задачи, с учетом действия смазочно-охлаждающей жидкости, позволяет приблизить картину развития тепловых процессов к реальным условиям и дает возможность обоснованного прогнозирования структурного состояния поверхностного слоя клиновидных деталей из стали 8ХФ при различных условиях высокоскоростного термического процесса.

Характер изменения микроструктуры стали 8ХФ и ее твердости в зависимости от кратковременного нагрева образцов изучался при температурах 200, 300, 400, 500, 600, 700, 800, 850 °С. Нагрев производился в специальной печи с воздушной атмосферой с выдержкой при нагреве 10 мин, охлаждение в воде. Для каждой температуры нагрева было предусмотрено 5 образцов клиновидной формы 20*40 мм.

Твердость образцов измерялась методом Роквелла. Микроструктура образцов просматривалась в поперечных микрошлифах, изготовленных по месту электроискровой разрезки. Все образцы были с одинаковой микроструктурой, однородной по всему сечению, состоящей из мелкозернистого перлита и карбидов. Вид микроструктуры показан на фотографии, рис. 5. По степени дисперсности зерен цементита в перлите данная микроструктура соответствует 4 баллу шкалы 2 ГОСТ 8233-56. Изменений микроструктуры у поверхности обезуглероженного слоя на всех образцах детали не замечено.

В результате исследований был проведен спектральный и химический анализ. Результаты анализа показывают, что клиновидные тела, изготовленные из стали марки 8ХФ с содержанием химических элементов в %, соответствуют ГОСТ 5950-2000:

С Мп Si Р S Сг V

0,76 0,33 0,24 0,021 0,008 0,65 0,22

а

б

в

Рис. 5. Микроструктура стали 8ХФ: а - после закалки (исходная), б - после закалки и отпуска, в - после вторичной закалки. х200

Изменение твердости образцов в зависимости от температуры повторного нагрева приведено на рис. 6. Анализ данных показывает, что до температуры нагрева 350 °С, твердость образцов не изменяется. При температуре нагрева от 400 до 700 ^ 750 °С происходит снижение твердости HRC с 51 ^ 52 до 20 ^ 25. Микроструктура металла образцов при нагреве до 400 °С состоит из троостита и карбидов. С повышением температуры нагрева до 600 °С микроструктура несколько укрупняется и состоит из сорбита и карбидов. При нагреве образцов до 800 ^ 850 °С с быстрым охлаждением происходит вторичная закалка металла образцов; при этом твердость HRC повышается до 60 ^ 65. При проверке на магнитном дефектоскопе на образцах, претерпевших вторичную закалку после нагрева до температур 800 ^ 850 °С и быстром охлаждении, наблюдается наличие трещин.

Рис. 6. Изменения твердости в зависимости от Рис. 7. Осциллограмма по определению

температуры нагрева и быстрого охлаждения критических точек структурных превращений

Критические точки фазовых превращений определялись дилатометрическим методом, применение которого основано на том, что при нагревании наблюдается нарушение непрерывности в изменении длины испытуемого образца при фазовых превращениях. Для определения критических точек использовался дилатометр Шевенара. Специально изготовленные образцы в печи дилатометра нагревались до 900 °С. Скорость нагрева 200 град/ч. В процессе нагрева на фотопластинке с помощью световой точки фиксировались удлинение образца и эталона (при одновременном нагреве образца и эталона световая точка пойдет по равнодействующей двух траекторий). Структура и твердость материала 8ХФ в зависимости от режима нагрева представлена в табл. 1.

Таблица 1

Структура и твердость материала 8ХФ в зависимости от режима нагрева

Температура нагрева, °С Исходная твердость HRC Твердость после нагрева HRC Микроструктура после нагрева

200, 300, 350 52...51 51.50,5 Троостит + карбиды

400, 500 51...50 48.46 Троостит + карбиды

600, 700 52.50 25.35 Сорбит + карбиды

800, 850 51,5.50 56.63 Мартенсит + карбиды

Температура начала и конца превращений, происходящих в сталях 8ХФ при нагреве, определялась по перегибам на графике температура - растяжение. На рис. 7 точка Ас\ соответствует началу превращений, точка Асз - концу превращений исходных структур в аустенит. Температура начала превращений равна 741 °С, конца превращений 772 °С.

Таким образом, проведенный микроструктурный анализ стали 8ХФ в зависимости от температуры нагрева показал, что нагрев выше критических точек Ас\ и Асг вызывает вторичную закалку металла, а нагрев от 500 до 700 °С приводит к отпуску.

С целью установления возможных структурных изменений при высокоскоростном термическом процессе - заточке клиновидных тел по кромке были проведены аналитические исследования по определению температуры в зоне резания в зависимости от режимов обработки при различных схемах шлифования. Результаты расчетов, выполненных по выше приведенным зависимостям, приведены в табл. 2.

Таблица 2

Максимальная температура на кромке клиновидного тела в зависимости от схемы высокоскоростного

термического процесса — заточки и режимов обработки

Схема движения Абразивный Охлаж- Мощность Режимы заточки Температура,

теплового источника резания, кВт ^кр> м/с Dj, м/мин t, мм

инструмент дение Т °Г -1 max-: ^

Вдоль режущей кромки «клина» + 0,18 25 0,05 0,35 280

АС4М013 100/80 100 % + + 0,22 0,25 0,63 25 25 25 0,10 0,15 0,25 0,40 0,42 0,40 310 355 510

Поперек режущей кромки «клина» АС2К1 125/100 100 % + + + 0,25 0,48 0,96 25 25 25 0,02 0,05 0,15 0,41 0,38 0,40 220 340 490

Аналитические расчеты максимальной температуры затачиваемой поверхности при высокоскоростном термическом процессе показали, что на интенсивных режимах (1)д = 0,20 м/мин и более) она может превышать температуру структурных изменений. Результаты расчета подтверждают и микроструктурные исследования обрабатываемого материала кромки клиновидного тела, а именно наличие фазовых превращений, соответствующих условиям вторичной закалки и микротрещин (рис. 8).

Рис. 8. Микроструктура материала после заточки кромки клиновидного тела с продольной подачей = 0,25 м/мин, t = 0,4 мм, икр = 20 м/с

ст,МПа 900

600

300 О

-300 -600 -900

х ид= 6 м/мин v а =0,1 м/мин

^ \ \ 08 м/ml /н

^3=1- 1 м/мин

0,1 0,2 0,3 ОА Ьмм

Рис. 9. Зависимость остаточных напряжений в

поверхностном слое от скорости детали при шлифовании стали 8ХФ, икр = 25 м/с, t = 0,5 мм

Нами проведены экспериментальные исследования по определению напряжений, возникающих в поверхностном слое образцов из стали 8ХФ после различных условий высокоскоростного термического процесса. Напряжения определялись по методу Н.Н. Давиденкова [3]. По результатам экспериментов построены графические зависимости напряжений от режимов обработки (рис. 9).

Анализ графических зависимостей (рис. 9) показывает, что при увеличении скорости движения детали в поверхностном слое формируются остаточные растягивающие напряжения большей величины. Если градиент падает и увеличивается значение контактной температуры, поверхностные слои глубже нагреваются и успевают получить отдых, т.е. происходит релаксация напряжений, уменьшая растягивающее напряжение на поверхности до нуля.

Однако в выполненных исследованиях было зафиксировано не только уменьшение растягивающих остаточных напряжений, но и переход их в сжимающие, что нельзя объяснить влиянием только градиента температуры. В данном диапазоне параметров режима шлифования время действия источника тепла т становится более длительным, поверхностный слой прогревается глубже и происходит перераспределение напряжений во времени. При увеличении глубины прогрева поверхностный слой не охлаждается одновременно по всему сечению. В процессе охлаждения наступает момент, когда наружный слой стягивает поверхностный, вследствие чего максимум растягивающих напряжений смещается от поверхности вглубь металла. Следовательно, для предотвращения опасных растягивающих напряжений необходимо уменьшить продольную подачу (скорость детали), что вызовет снижение производительности высокоскоростного термического процесса. Установлено, что для компенсации потери производительности труда необходимо увеличивать глубину обработки при оптимальной скорости резания.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Сипайлов В.А. Тепловые процессы при шлифовании и управление качеством поверхности. М. : Машиностроение, 1978. 167 с.

2. Флетчер К. Вычислительные методы в динамике жидкости. В 2-х томах / пер. с англ. М. : Мир, 1991. Т. 1. 504 с.; Т. 2. 552 с.

3. Иванова Т.Н., Дементьев В.Б. Формирование свойств поверхностного слоя деталей из труднообрабатываемых материалов одновременно при нагреве и охлаждении // Химическая физика и мезоскопия. 2012. Т. 14, № 4. С. 587-598.

4. Жукаускас А.А. Конвективный перенос в теплообменниках. М.: Наука, 1982. 472 с.

STUDY OF PHYSICAL AND MECHANICAL PROPERTIES OF STEEL 6117 AFTER HIGH THERMAL PROCESS

Ivanova T.N., *Dementyev V.B.

Tchaikovsky Branch of Perm National Research Polytechnic University, Tchaikovsky, Perm, Russia *Institute of Mechanics, Ural Branch of the Russian Academy of Sciences, Izhevsk, Russia

SUMMARY. Research on the effect of parameters of high-heat process to change the structure of the steel 6117 allowed: to study the nature of variation of the microstructure as a function of short-term heating to different temperatures and rapid cooling, to determine the critical points of the beginning and end of the structural changes during heating.

KEYWORDS: steel 6117, sharpening edges, tapered body, thermal deformation, the depth and nature of the structural changes, high-thermal process.

Иванова Татьяна Николаевна, кандидат технических наук, доцент Чайковского филиала ПНИПУ, e-mail: [email protected]

Дементьев Вячеслав Борисович, доктор технических наук, директор ИМ УрО РАН, тел. (3412) 20-29-25, e-mail: [email protected]