CC BY
3
УДК 621.45.038.74:539.3
К ОЦЕНКЕ АДГЕЗИОННОЙ ПРОЧНОСТИ ГАЛЬВАНИЧЕСКИХ ХРОМОВЫХ ПОКРЫТИЙ ДЕТАЛЕЙ ИЗ ВЫСОКОПРОЧНЫХ СТАЛЕЙ
Г.В. Лепеш1, М.В. Басова2, А.Н. Тихомиров3
1 Санкт-Петербургский государственный экономический университет (СПбГЭУ), Россия, 191023, Санкт-Петербург, наб. канала Грибоедова, д. 30-32, литер А.
2'3АО «Центральный научно-исследовательский институт материалов имени Д.И.
Менделеева», Россия, 191014, Санкт-Петербург, Парадная ул., д. 8.
В статье представлен метод определения адгезионной прочности теплозащитных покрытий поверхностей деталей газодинамических импульсных устройств (ГИУ), работающих в условиях высоких темпера-турно-силовых воздействий. Метод основан на экспериментальных испытаниях натурных образцов и воспроизведению экспериментальных условий в численном эксперименте на базе CAD/CAE - программных продуктов, что позволяет определить критические условия адгезии и применить их к реальным условиям функционирования ГИУ.
Ключевые слова: теплозащитный слой, адгезионная прочность, гальваническое хромовое покрытие, численное моделирование, напряженно-деформированное состояние, сход покрытия.
TO ASSESS THE ADHESIVE STRENGTH OF ELECTROPLATED CHROME COATINGS OF
HIGH-STRENGTH STEEL PARTS
G.V. Lepesh, M.V. Basova, A.N. Tikhomirov
St. Petersburg State University of Economics (SPbSEU), Russia, 191023, St. Petersburg, nab. Griboedov Canal,. 30-32, letter A. Central Research Institute of Materials JSC named after D.I. Mendeleev, Russia, 191014, St. Petersburg, 8 Paradnaya str. The article presents a method for determining the adhesive strength of thermal protective coatings on the surfaces of gas-dynamic impulse devices (GID) parts operating under high temperature and force influences. The method is based on experimental tests of full-scale samples and reproduction of experimental conditions in a numerical experiment based on CAD/CAE software products, which makes it possible to determine the critical adhesion conditions and apply them to the real operating conditions of the GID
Keywords: heat-protective layer, adhesive strength, galvanic chrome coating, numerical modeling, stressstrain state, coating loss of adhesion.
Введение
Теплозащитные покрытия применяют для защиты поверхностей деталей, подвергающихся высоким температурам. При чем в газодинамических импульсных устройствах (ГИУ), работающих при воздействии относительно коротких теплосиловых импульсов, применяются относительно тонкие покрытия, толщина которых не превышает 500 мкм [1]. Такие покрытия могут подразделяться на активные, работающие со зна-
чительной потерей массы под воздействием горячих потоков (абляцией) и пассивные [2, с. 114]. Последние имеют незначительный унос массы при действии на них высокотемпературных рабочих сред и представляют собой одно- либо многослойные структуры, основной функцией которых является снижение теплопередачи к поверхности защищаемой детали и, тем самым, термических нагрузок в защищаемых поверхностях.
В качестве пассивных теплозащитных покрытий могут выступать однокомпонентные и многокомпонентные металлические покрытия
EDN NWWZEZ
1 Лепеш Григорий Васильевич - доктор технических наук, профессор, руководитель комплекса «А» - главный конструктор по направлению «А», тел, +7 (921) 751-28-29, e-mail: [email protected], ORCID: 0000-0002-41603292, ScopusID: 57215412255;
2Басова Мария Владимировна - начальник сектора отдела «Живучести» тел. . +7 (911) 959-08-10 e-mail: [email protected], ORCID: 0000-0002-3216-9391, ScopusID: 57212306491;
3Тихомиров Андрей Николаевич - начальник отдела гальванических и электрохимических технологий, тел. +7 (904) 555-49-02, e-mail: [email protected].
на основе тугоплавких металлов (молибден, вольфрам), карбиды и нитриды металлов. В ряде технических решений применимы покрытия на основе углеродных материалов.
Для защиты каналов труб и сопел ГИУ, транспортирующих горячие жидкости или газы, как правило применяются хромовые покрытия, наносимый гальваническим способом. Данный метод нанесения является достаточно высокопроизводительным и позволяет получать покрытия толщиной от 50 до 300 мкм. Так как хром обладает высокой теплопроводностью, то такая толщина покрытия позволяет защитить поверхность детали от перегрева только при кратковременных импульсных термических нагрузках, измеряемых десятыми и сотыми долями секунды [3]. При этом, высокая температура плавления хрома, а также его термостойкость, износостойкость и высокая твердость, обеспечивают изделию с хромовым покрытием дополнительную защиту от износа и коррозии.
Особенностью технологии гальванического хромирования является сильная зависимость свойств покрытия от технологических режимов и состава электролита [4]. Под технологическими режимами в данном случае понимаются в первую очередь температура электролита и плотность тока, варьирование которыми позволяет получить осадки хрома с разными механическими свойствами [5, с. 114]. Управление технологическими режимами и применение специальных технологических приемов, направленных на изменение структурообразования, позволяют обеспечивать адгезионную прочность гальванического покрытия к основе.
Проблема схода хромового покрытия и
обеспечения его адгезии
к высокопрочной стали
Одной из основных проблем гальванического хромового покрытия является его склонность к хрупкому разрушению, приводящему, при функционировании ГИУ, к появлению в нём трещин, как по нормали к поверхности, так и вдоль, причем по границе, обеспечивающей адгезию покрытия к основе. Наличие трещин по мере их накопления приводит к сходу покрытия, частичному или полному, т.е., к потере теплозащитных свойств. Трещины могут образовываться из-за различий в механических характеристиках стали и покрытия, а также из-за недостаточной адгезии между ними, вызванной необоснованными технологическими факторами. Это подчеркивает необходимость разработки методов оценки стойкости таких покрытий.
Один из таких методов, распространяе-
мых на различные тонкие покрытия (износостойкие, эрозионностойкие, антифрикционные, защитные, защитно-декоративные и декоративные покрытия на основе хрома, в том числе с добавками тугоплавких соединений и веществ, наносимых электролитическим способом) изложен в ОСТ 3-6772-93 [6]. Согласно этому нормативному документу [6], производится контроль качества сцепления покрытия толщиной не более 0,5 мм с материалом-основой (в данном случае сталью), нанесенным на внутреннюю поверхность трубы с диаметром канала более 50 мм и толщиной стенки более 10 мм. Контроль проводится по результатам сжатия, до величины пластических деформаций, вырезанных из трубы сегментных образцов. В качестве критерия прочности адгезии принимается наименьшее напряжение в сечении образца стск, при котором происходит сход покрытия.
Недостатком данного метода является то, что критическое напряжение стск, определяется из условия одноосного деформирования металла, в то время как в условиях опыта наблюдается трехмерная деформация образца. Это ограничивает результаты данного метода получением лишь сравнительных испытаний покрытий одинаковой толщины на стандартных образцах, что не позволяет перенести полученные в эксперименте результаты на условия функционирования ГИУ в реальных условиях.
Цель исследования
Определить стойкость теплозащитного покрытия в условиях реального воздействия на него высокотемпературного потока рабочего тела (газа) возможно лишь по оценке напряженно-деформированного состояния (НДС) покрытия в условиях функционирования ГИУ по критериям, адекватно учитывающим это состояние и определяемым из специально поставленных экспериментов.
При этом важной задачей является адекватность полученных результатов, особенно при определении критериев схода покрытия. Решение указанной задачи может быть осуществлено применением численного моделирования на базе доступных CAD/CAE программных средств, как по отношению к эксперименту, так и для имитационного моделирования покрытия в реальных условиях в последствии.
Важным этапом в решении поставленной задачи является валидация численной постановки по отношению к эксперименту, которая при применении современных CAD/CAE программных средств сводится к выбору граничных условий, обеспечивающих соответствие результатов расчета и эксперимента.
Целью данного исследования является определение критерия прочности адгезии гальванического хромового покрытия по отношению к его НДС с целью дальнейшего его применения к оценке стойкости в реальных условиях функционирования ГИУ.
Методы и материалы
В рамках исследования использовались сегментные образцы с хромовым покрытием, вырезанные, из трех участков трубы, выполненной из высокопрочной хромо-никель-молибденовой стали (оо,2 = 1300 МПа; ав = 1390 МПа; ^ = 38%). На каждом из трех участков толщина покрытия различная и составляла - 100, 110 и 120 мкм, соответственно. Перед нанесения покрытия участков №1 и №2 с толщинами покрытий 110 и 120 мкм, соответственно, была выполнена предварительная электрохимическая обработки. Участок №3 с толщиной покрытия 100 мкм предварительной электрохимической обработке не подвергался.
Конструкция сегментных образцов участка №1 с толщиной покрытия 120 мкм, соответствовали схеме, указанной на рисунке 1. Конструкция сегментных образцов участков №2 и №3 с толщинами покрытия 110 и 100 мкм, соответственно, представлена на рисунке 2.
меньше рекомендованной ОСТ 3-6772-93 высоты [6] по причине малой протяженности получившегося участка с заданной толщиной покрытия. Таким образом, изготовленные для испытаний образцы имели отклонения размеров от рекомендованных ОСТ 3-6772-93 из-за невозможности получения стандартных размеров из штатного изделия.
Рисунок 2 - Эскиз образцов, вырезанных с участка
№2 и №3 (толщина покрытия 110 и 100 мкм, соответственно)
Рисунок 1 - Эскиз образцов, вырезанных с участка
№1 (толщина покрытия 120 мкм)
Конструкции образцов, вырезанных из участка №2 и №3 (рисунок 2) незначительно отличались от указаний ОСТ 3-6772-93 [6] в части большей на 1 мм высоты образца с сохранением угла у вершины «трапеции» для увеличения площади исследуемого покрытия. Образцы из участка №1 (рисунок 1) были сделаны на 4 мм
Проведение испытаний по
определению прочности адгезии Эксперимент по определению прочности адгезии проводился в условиях, соответствующих ОСТ 3-6772-93 [6] путем сжатия образцов в направлении образующей канала трубы, на испытательной универсальной машине 2400Е со скоростью наружения 1 мм/мин.
Результаты измерений фиксировались от начального усилия сжатия
Рснж = 0,8^о,2^н, (1)
где о"о,2 - условный предел текучести основного материала, МПа;
- площадь нижнего основания, мм2. Окончание процесса задавалось при видимом (при десятикратном увеличении) появлении отслоения (сходов) защитного покрытия (рисунок 3).
В соответствии с ОСТ 3-6772-93 [6] площадь поперечного сечения 5ск определялась по нижней границе видимой поверхности скола по формуле
^ск = ^ск • (2)
где аск - ширина образца на нижней границе скола, мм;
Ь - длина образца в направлении радиуса, мм.
Рисунок 3 - Схема измерения сегментного образца после испытания
Соответственно [6], в зависимости от усилия сжатия Рсж, определяется значение наименьшего напряжения <гск (МПа), при котором произошел скол покрытия по формуле:
Ро
^ск = ТТ
(3)
где Рсж - усилие сжатия, Н;
5ск - площадь поперечного сечения на нижней границе скола, мм2.
Испытаниям подверглись образцы №1, №2, №3 (рисунок 4), вырезанные из различных участков трубы.
№2
№3
Рисунок 4 - Фотографии образцов №1, №2, №3 до испытания
Фотографии образцов после испытания приведены на рисунке 5.
После испытания, на покрытии образовались сколы и трещины, относительно нижней границы которых (рисунок 5, граница обозначена синей линией), была рассчитана площадь 5ск поперечного сечения на нижней границе скола.
№3
Рисунок 5 - Фотографии образцов №1, №2, №3 после испытания
Рассчитанные в соответствии с изложенным в [6] методом оценки прочности адгезии покрытия, напряжения скола стск, составили: - для образца 1
Рсж _ 138,81 кН ~ 102,5 мм2 - для образца 2
°ск = тт
= 1354 МПа;
Р,
°ск = тт
85,0 мм - для образца 3
Рсж 114,1 кН
117,82 кН
-- = 1386 МПа;
^ск =
= 1402 МПа.
81,4 мм2
По результатам испытаний была определена тенденция в снижении напряжения скола по мере увеличения толщины хромового покрытия. Согласно ОСТ 3-6772-93 [6], при нахождении напряжения скола стск в диапазоне 00,2 < °ск < °в стали, покрытие может эксплуатироваться без
сколов в процессе эксплуатации в области упругих деформаций материала - основы. При этом такие покрытия подходят для деталей, работающих при статических, циклических и невысоких динамических нагрузках.
Для образцов покрытия №2 и №3, св < стск, что должно обеспечивать работу покрытия без сколов в области упругих и малых упругопла-стических деформаций [6]. Покрытие подходит для тяжело нагруженных деталей, работающих при ударных или высоких циклических нагрузках, могущих вызвать пластические деформации. При этом, следует отметить, что механические свойства стали [7] определяются исходя из условных, а не истинных напряжений. Соответственно, пересчет на истинные напряжения покажет, что стск находится на уровне ~св, следовательно, значительные пластические деформации недопустимы. Это обусловлено тем, что хромовое покрытие, обладая пределом пропорциональности близким по значению к хромо-никеле-молибдено-вой стали, все же имеет значительно более низкие пластические свойства и склонность к хрупкому разрушению.
Численное моделирование нагружения
образцов в процессе эксперимента
Полученные значения критических напряжений стск значительно превышают значения напряжений в реальных условиях функционирования ГИУ [1]. Однако при их меньших значениях теплозащитное покрытие разрушается. При чем процесс его схода происходит не сразу, а по мере накопления повреждений. Следовательно, для определения критических условий функционирования защитных покрытий необходим подробный анализ его НДС с целью изучения антологии развития повреждений.
Для более детальной оценки НДС проведем численное моделирование процесса нагруже-ния образцов в условиях, соответствующих проведенным экспериментам.
Моделирование процесса сжатия было осуществлено с применением программного обеспечения Ь8-Бупа, позволяющего проводить исследование при конечных пластических деформациях, реализуемых в натурном эксперименте. Для этого требовалось произвести задание следующих параметров моделирования:
- создание 3Б-геометрии образца и контактирующих с ним участков плит испытательной машины;
- задание физических свойств материалов;
- определение граничных условий, с учетом
контактных условий взаимодействия образца с плитами траверс пресса.
Для обеспечения устойчивости применяемого явного метода расчета НДС при больших деформациях и нелинейном поведении материала потребовалось использование малых временных шагов. Однако, это не привело к увеличению времени расчета за счет применения параллельных вычислений, что также является преимуществом выбранного инструмента моделирования.
Геометрия твердотельной модели образцов была построена на основе эскизов, приведенных на рисунках 1 и 2, при этом размеры реально полученных образцов были в поле допуска в соответствии с эскизами. Участок верхней плиты испытательной машины был смоделирован в виде твердотельной пластины. Было принято решение не моделировать в явном виде нижнюю плиту, как верхнюю ввиду малых деформаций нижних оснований образцов и возможности задания закрепления вместо решения контактной задачи.
Для дискретизации геометрии использовались твердотельные 8-узловые гексаэдрические элементы первого порядка с размером сторон 0,2 мм. Каждая из конечно-элементных моделей насчитывала около 120 тысяч элементов. Выбор типа элемента был обусловлен обеспечением необходимой точности и, как было уже отмечено, устойчивости расчета при решении нелинейной задачи с конечными деформациями. В рамках решаемой задачи применены полностью интегрированные формулировки элементов образца, а для плиты испытательной машины выбраны объемные элементы постоянных напряжений.
Сложность численного моделирования подобных испытаний заключается в необходимости выбора граничных условий и формулировок задания процесса, позволяющих получить коррелирующий в должной мере результат с экспериментом.
Физической моделью материала образца была выбрана упругопластическая модель с кривой произвольной зависимости напряжений от деформаций. В соответствии с выбранной моделью материала были применены формулы пересчета условных напряжений и деформаций в действительные по зависимостям [9]:
= ае(1 + £е), (4)
= 1п(1 + £е), (5)
где и - действительные напряжения и де-
формации;
се и £е - условные напряжения и деформации.
Адекватность результатов численного моделирования эксперименту при конечных деформациях оценивалась по совпадению формы численного деформируемого элемента реальному. Это соответствие подтверждает правильность определения величин конечных деформаций, следовательно, и всех компонент НДС.
Добиться совпадения удалось подбором контактных условий между плитой верхней траверсы испытательной машины и поверхностью образца.
Для получения достоверного результата проведены дополнительные сравнительные численные и экспериментальные испытания сжатием стандартного [6] стального образца №4 с покрытием на величину деформации (4,75 мм), превышающую полученную на образцах №1, №2 и №3 (рисунок 2). Фотография образца 4 после сжатия приведена на рисунке 6.
Как видно из фотографии (рисунок 6), наблюдается неравномерное «течение» стали при больших деформациях, в направлении от поверхности канала трубы в противоположную сторону, обусловленное упрочнением стали у поверхности канала трубы операцией автоскрепления [8]. Цвета побежалости также свидетельствуют о неравномерности распределения пластических деформаций в образце с преобладанием «перетекания» по направлению от покрытия к периферии. Численная симуляция в среде Ь8-Оула при этом показывает, что образец при задании однородных свойств стали по всей толщине, должен деформироваться со значительным «перетеканием» стали в направлении от периферии к поверхности канала трубы за счет конструктивной особенности изготовленного из трубы образца - наличия вогнутой поверхности - канала трубы (рисунок 6).
Рисунок 6 - Фотография и результат численной симуляции при одноосном сжатии образца 4 (покрытие располагается справа)
Для того, чтобы компенсировать неоднородность механических свойств стали по толщине трубы и получить более адекватные результаты
анализа НДС, было задано горизонтальное перемещение плиты верхней траверсы в направлении от поверхности канала к периферии величиной 1 мм), а также подобрано значение коэффициента контактного трения, при величине которого, равной 0,2 получено практически полное (в пределах допуска) совпадение формы деформированного образца и его числовой модели (рисунок 7). При этом НДС в образце, особенно в его части, прилегающей к поверхности канала, будет согласовываться с опытными данными, что особенно важно для решения задачи анализа механизма разрушения покрытия.
Рисунок 7 - Фотография и результат численной симуляции при скомпенсированном нагружении образца 4 (покрытие располагается справа)
Численные расчеты НДС среде Ь8-Оула образцов №1, №2, №3 также проводились с коэффициентом статического трения 0,2 и подобранными смещениями в горизонтальной плоскости плиты верхней траверсы пропорционально осадке образцов №1, №2, №3 на 0,9 мм, 1,47 мм и 1,19 мм, соответственно.
Результаты исследования
Результаты расчета НДС образцов по мере их деформирования сопоставлялись с опытными изображениями, полученными в процессе их деформирования на испытательной машине (рисунок 8). Из полученных результатов следует, что при достижении напряжений значений ~1350 МПа для образца №1 и ~1400 МПа для образцов №2 и №3, соответственно, наблюдается разрушение хромового покрытия в виде трещин, определяемых визуально. При этом граница разрушения не прямолинейна и стремится повторить характер распределения наибольших эквивалентных напряжений на поверхности опытного образца под покрытием.
По завершению испытаний, образцы №1, №2 и №3 были разрезаны на две равные половины в осевом направлении (рисунок 9). Из каждой левой половины был сделан микрошлиф и исследо-
вано состояние покрытия на оптическом микроскопе Carl Zeiss NEOPHOT 21.
а)
б)
Рисунок 8 - Распределение эквивалентных напряжений (по Мизесу) (а) и фотографии (б) с повреждениями покрытия в процессе проведения испытания образца №1 при деформировании на величину: 1 - 0,0 мм; 2 - 0,2 мм; 3 - 0,5 мм; 4 - 0,9 мм
Рисунок 9 - Фотографии образцов после разрезки
По полученным данным можно сделать вывод, что скол в покрытии может происходить в виде трещины, распространенной на всю глубину покрытия по нормали к основе. При этом частота расположения трещин возрастает в направлении увеличения пластической деформации, а в зоне развитых пластических деформаций (~0,3%) возникают сколы покрытия, чаще на полную его глубину. Отмечаются также сколы примерно на половину толщины покрытия и сколы, имеющие хрупкий характер разрушения, т.е. под углом 45° к поверхности.
Снаружи на покрытии такие макротрещины идентифицируются как сетка трещин. Несмотря на наличие сколов после испытаний и первоначальных микротрещин, покрытие осыпается редко, преимущественно оставаясь на образце за счет сцепления с другими частями покрытия, которые еще не потеряли адгезию с основой. При сколе и разрушении связи с частями покрытия, не потерявшими адгезии с основой, происходит выкрашивание целого блока покрытия. Если же скол происходит непосредственно в толщине покрытия, не доходя до основы, то он выглядит как две трещины, расположенные друг к другу под углом 45° к поверхности.
Результаты состояния покрытия образцов №1, №2, №3, сопоставленные с их НДС приведены на рисунке 10. Сопоставление результатов испытаний с результатами численного моделирования показывает, что разрушение покрытия наступает при достижении в поверхностном слое стали эквивалентных напряжений по Мизесу значений 1350...1400 МПа. Из полученных результатов следует, что исследуемое гальваническое хромовое покрытие толщиной 100, 110 и 120 мкм, обладает высокой адгезионной прочностью, а также пластичностью - способно деформироваться без разрушения и потери адгезии при деформации (~0,3%), соответствующей достижению в материале основы истинного значения предела прочности.
При этом критерием стойкости гальванического покрытия при однократном нагружении в рассматриваемом случае (для покрытия данного качества) следует принять условие
СТск ^ «в . (5)
Таким образом, критическими факторами, влияющими на стойкость покрытий, являются напряжения в подложке покрытия - в данном случае высокопрочной стали.
1
2
3
4
№1
№2 I ц_
I I
I
сл .сл о о
О) О)
о о
■V]
о о
оо 00 о о
(О
.со о о
■о
о о
а
Рисунок 10 - Состояние покрытия образцов №1, №2, №3 после испытания и НДС материала
основы под покрытием
Обсуждение
Свойства гальванических хромовых покрытий в значительной степени зависят от технологии их нанесения. Наиболее значимым является подготовка поверхности под покрытие, выбор соответствующих режимов хромирования, толщина слоя, термическая обработка хромированных деталей и т.п. Полученные в данном исследовании результаты подтверждают высокую адгезию и пластичность гальванического покрытия, которое применялось на данных образцах. Применение других параметров технологического процесса при гальваническом хромировании может привести к получению результатов испытаний в значительной степени отличающихся от изложенных в данной статье. Однако, применение разработанного метода исследования останется актуальным, потому, что он обеспечивает связь между НДС теплозащитного покрытия, определяемого условиями его функционирования и свойством адгезии, определяющим стойкость данного покрытия в условиях его функционирования.
В реальных условиях функционирования ГИУ НДС материала под поверхностью теплозащитного покрытия не достигает критических значений, вызывающих его пластическое деформирование [1], однако уровень напряжений, вызываемый градиентным воздействием температуры, достаточно высокий и может приближаться к пределу текучести материала основы. Температура теплозащитного покрытия может приближаться к критическим температурам стальной основы. Высокая температура хромового слоя снижает его прочностные характеристики. Наличие циклических температурно-силовых воздействий на теплозащитное покрытие при функционировании ГИУ приводит к постепенному его разрушению и сходу с защищаемой поверхности - выносу его потоками горячей рабочей среды. При этом, значимое влияние на стойкость покрытия оказывают его адгезионные свойства, пластичность и прочность, которые могут быть определены по разработанному методу.
Дальнейшим этапом исследования может стать установление взаимосвязи полученных результатов исследования с антологией термосилового нагружения защитного покрытия в условиях функционирования ГИУ.
Заключение
Разработан метод оценки адгезионной прочности теплозащитных покрытий, нанесенных на детали из высокопрочной стали. Метод позволяет установить взаимосвязь адгезионных свойств покрытия с НДС материала - основы под покрытием, определить критерий адгезионной прочности при однократном нагружении.
Полученные результаты могут быть распространены на реальные условия функционирования термозащитных покрытий при циклическом термосиловом нагружении.
Литература
1 Лепеш, Г. В. Оценка напряженно-деформированного состояния термозащитного покрытия канала трубы, нагруженной высокотемпературным силовым импульсом I Г. В. Лепеш, М. В. Басова II Технико-технологические проблемы сервиса. - 2G23. - № 4(66). -С. 31-37. - EDNIQPTJX.
2 Кодолов В.И. Композиционные полимерные материалы в ракетных двигателях твердого топлива: учебное пособие для вузов I В.И. Кодолов, В.В. Кодолова-Чухонцева, М.К. Королева - СПб: Лань, 2024.
3 Лепеш, Г. В. Оценка теплового состояния стального цилиндра с термозащитным покрытием, нагруженного высокотемпературным тепловым импульсом I Г. В. Лепеш II Технико-технологические проблемы сервиса. - 2G23. - № 3(65). - С. 33-39. - EDN XFARPI.
4 Богорад Л.Я. Хромирование - Изд. 5-е, перераб. и доп. - Л.: Машиностроение, Ленингр. отделение, 1984. - 97 с.
5 Груба О.Н., Векессер А.Н. Повышение эффективности процесса электролитического хромирования II Вестник Южно-Уральского государственного университета. Серия Химия. - 2G22. - № 1. - с. 114-124.
6 ОСТ 3-б772-93 Отраслевой стандарт «Покрытия металлические хромовые. Типовые технологические процессы нанесения».
7 ГОСТ 1497-84 Межгосударственный стандарт. Металлы. Методы испытаний на растяжение.
S Лепеш, Г. В. Моделирование процесса автоскрепления толстостенных труб I Г. В. Лепеш, А. С. Зайцев, Е. Н. Моисеев II Технико-технологические проблемы сервиса. - 2G15. - № 1(31). - С. 38-44. - EDN UNWQGH.
9 Faridmehr I., Osman M.H., Adnan A.B., Nejad A.F., Hodjati R., Azimi M. Correlation between engeneering stress-strain and true stress-strain curve. Am. J. Civil Eng. Archit. 2G14, 2, 53-59.
