CC BY
18Научный вестник НГТУ. - 2008. - № 3(32)
УДК 621.923+621.785
Методика назначения режимов обработки, обеспечивающих рациональное распределение остаточных напряжений при поверхностной закалке ВЭН ТВЧ*
В.В. ИВАНЦИВСКИЙ, В.Ю. СКИБА, Н.П. ЗУБ
Представлена новая методика назначения режимов обработки при упрочнении ВЭН ТВЧ, учитывающая необходимую глубину упрочненного слоя и характер распределения остаточных напряжений по глубине материала.
Ключевые слова: поверхностная закалка, высоко-энергетический нагрев токами высокой частоты, режимы обработки, остаточные напряжения.
ВВЕДЕНИЕ
В ходе термообработки металл подвергается пластической деформации, приводящей к возникновению остаточных напряжений. Одним из ключевых факторов, определяющих надежность и долговечность работы изделия, является напряженно-деформированное состояние материала, которое формируется после термической обработки. В процессе закалки остаточные напряжения достигают очень высокого уровня и при соответствующем распределении по глубине упрочненного слоя могут привести к разрушению материала даже при воздействии низких нагрузок. Знание характера распределения остаточных напряжений помогает конструктору более точно оценить нагрузку, которую может выдержать материал. Экспериментальные исследования показывают, что поверхностные напряжения сжатия повышают предел выносливости, а напряжения растяжения снижают его. Однако вопросам точности в промышленности уделяется намного больше внимания, чем физическому состоянию поверхности [1]. Точностные параметры подвергаются строгому всестороннему контролю, тогда как физико-механических параметров обычно контролируют лишь марки материала, твердость и глубину упрочнения, а это явно не достаточно для получения высококачественных деталей.
Разработано немало методик назначения режимов закалки. Но с появлением новых концентрированных источников нагрева (лазер, плазма, электронный луч, высокоэнергетический нагрев ТВЧ) задача назначения режимов обработки вновь приобрела актуальность, так как данные источники позволяют реализовать гораздо более высокий уровень удельных мощностей нагрева и воспользоваться предыдущими наработками не представляется возможным. Кроме того, нагрев с использованием концентрированных источников характеризуется высокими скоростями
* Статья получена 10 мая 2008 г.
Работа выполнена при финансовой поддержке Минобрнауки РФ в рамках федеральной целевой программы «Исследования и разработки по приоритетным направлениям развития научно-технологического комплекса России на 2007-2012 годы».
нагрева (десятки и даже сотни тысяч градусов Цельсия в секунду), что существенным образом изменяет кинетику структурно-фазовых превращений в сталях. Для эффективного использования этих методов необходим надежный механизм назначения технологических параметров с целью обеспечения требуемых характеристик качества упрочненного поверхностного слоя.
Цель исследования - разработка методики назначения режимов поверхностной закалки, обеспечивающей требуемый комплекс характеристик качества поверхностного слоя, включая и рациональное распределение остаточных напряжений по глубине упрочненного слоя.
1. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ
Для экспериментальных исследований и численного моделирования были выбраны плоские образцы из стали 45, 60 и У8 со следующими размерами: толщина 5мм, ширина 10 мм, длина 100 мм.
В качестве источника энергии использовали генератор ВЧГ 6 - 60/0,44. Исследования проводились в диапазоне режимов обработки: удельная мощность источника ди = (1,5 - 3,6) 108 Вт/м2, скорость перемещения детали Уд= (50... 100) мм/с, размер источника Ки = 2 мм. Из трех предлагаемых технологических параметров обработки размер источника взят постоянным. Это объясняется, прежде всего, тем, что изменение размера источника связано с трудоемким изготовлением нового индуктора. Поэтому в практике индукционного нагрева принято изначально задавать размер источника, а затем подбирать соответствующие два остальных технологических параметра.
На основании работ [2-4], мы предлагаем использовать в качестве основного критерия назначения режимов обработки интегральную температурно-временную характеристику 5, объединяющую в себе основные параметры термических циклов. Так, процесс образования аустенита будет протекать в период времени тв = т3 - Т1 (рис. 1) независимо от того имеет ли термическая кривая восходящий или нисходящий характер в данный период времени. Это значит, что суммарное время тв и температуры, при которых происходит процесс аустенитизации, можно охарактеризовать величиной площади (5АВС), ограниченной сверху кривой нагрева, а снизу - прямой, соответствующей температуре АС1. Физический смысл этой характеристики становится понятным из зависимости
5=£Дт,
где Q - энергия, Дж, Ят - термическое сопротивление материала, °С-с/Дж. Иными словами, эта характеристика косвенным образом определяет величину энергии, передаваемую в материал и затрачиваемую на структурно-фазовые превращения.
При интенсивном охлаждении детали, которое используется при высокоэнергетическом нагреве ТВЧ, самым теплонапряженным слоем является не поверхностный, а, как показывают расчеты тепловых полей, слой, лежащий на глубине порядка 0,2 мм. Поэтому, значения температурно-временной характеристики определяются именно для слоя, находящегося на указанной глубине. В результате моделирования температурных полей и структурно-фазовых превращений в сталях указанных марок при ВЭН ТВЧ для указанного диапазона режимов обработки, а также на основе экспериментальных исследований величины и характера распределения микротвердости были установлены следующие функциональные зависимости 5о 2 от глубины упрочнения детали Ь: для стали 45
S0,2 (h) = 0.55 + 3.69h - 5.95h2 + 38,62h3, (1)
Рис. 1. Кинетическая кривая нагрева и охлаждения стали в процессе закалки
для стали 60
S02 (h) = 0.77 + 3.33h - 5.36h2 + 45,17h3, (2)
для стали У8
S02 (h ) = 0.90 + 3.19h - 5.14h 2 + 50,18h3, (3)
Для установления функциональной зависимости интегральной температурно-временной характеристики S от технологических режимов обработки экспериментальные данные обрабатывались с использованием программных продуктов STATISTICA 6.0 и Table Curve 3D. Максимальная погрешность не превышает 5 %. В исследуемом диапазоне режимов обработки интегральная температурно-временная характеристика имеет следующую функциональную связь с удельной мощностью источника q„ и скоростью перемещения детали ¥д: для стали 45
v a + с + еди + g (ln УД )2 + /(q„ )2 + 1сдИ ЬКд
S\qK ,уд) = ; Т2 ; ~2 , (4)
1 + b ln Гд + dqH + f (ln Гд ) + h (qH ) + jqH ln^
где приближенные значения коэффициентов: а = 21,316752, с = 15,516421, e = - 3,597660-10 8, g = 2,834549, i = 1,118652-10-17, k = - 1,357673-10-8, b = 0,522523, d = - 8,669906-10-10, f = 0,079151, h = 3,796139-10-19,j = = -1,618069-Ю"10;
для стали 60
Si V \= a + сУд + ^и + g (Уд )2 + i (Чи )2 + kV„ Чи S (Ч„Уд 'i uV A flV\2 и \2 (5)
1 + ^ + dqH + f (Гд ) + h ( qH ) + jVд qH
где приближенные значения коэффициентов: а = 41,307156, с = - 1043,183076, e = 1,460728-10 7, g = 7189,965384, i = 1,481286-10-16, k = - 2,018036-10~б,
Ь = 21,302822, Л = - 4,817373-10—9, / = 183,520985, Н = 8,078548-10-18, у = = - 7,178583-10-18;
для стали У8
5(ч у ) = а + Ь1пУд + с(1пУд)2 + Л(1пУд)3 + е 1пЧи + f (1пЧи)2
И д 1 + 81п Уд + Н (1п Уд )2 +I1п чи + у (1п чи )2
(6)
где приближенные значения коэффициентов: а = 0,832268, Ь = — 0,762648, с = — 0,34283, Л = — 0,052029, е = — 0,142092, f = 0,003596, 8 = 0,000855, Н = 0,000136, I = — 0,099891, у = 0,002498.
На рис. 2 данные зависимости представлены для сталей 45 и У8.
70 60 50 40 30 20 10
X, °С-. 150 125 100 75 50 25
°'°9 ¿Т 2'° 10" Вт/м^
0,1
а б
Рис. 2. Функциональная зависимость £(ди, Уд): а — для стали 45, б — для стали У8
Чи, 10 Вт/м
Таким образом, установлена зависимость характеристики X от глубины упрочнения, с одной стороны, и от режимов обработки — с другой. Это позволяет назначить режимы поверхностной закалки стальных деталей и обеспечить требуемую твердость и глубину упрочненного слоя. Достижение заданной твердости упрочненного слоя осуществляется подбором соответствующей марки стали, а глубины упрочнения — за счет технологических режимов.
Например, при закалке соответствующих пластин из сталей 45 и У8 на глубину Н\ = 0,5 мм и Н2 = 0,7 мм по зависимостям (1), (3) получаем значения интегральной температурно-временной характеристики X, которую необходимо реализовать на глубине 0,2 мм, равные соответственно для стали У8: при Н\ — 5,74 °С-с и Н2 — 13,46 °С-с; для стали 45: при Н\ — 7,485 °С-с и Н2 — 17,83 °С-с. Далее, по данному значению характеристики X согласно (4) и (6), получаем функциональную зависимость технологических режимов (Уд, чи). На рис. 3 представлены сечения поверхностей для стали 45 и У8 (см. рис. 2) при соответствующих значениях характеристики X. Любое сочетание режимов (Уд, чи), отвечающее данным зависимостям, позволяет реализовать на глубине 0,2 мм заданное значение интегральной характеристики, а следовательно, при соответствующих условиях охлаждения обеспечить заданную глубину упрочнения.
Однако полученные диапазоны режимов упрочнения не гарантируют формирования закаленного слоя без закалочных трещин, основная причина появления которых — внутреннее напряженное состояние материала. В качестве примера на рис.
0
V., м/с
4 представлена поперечная (по отношению к рассматриваемой пластине) микротрещина, возникшая в процессе закалки в стали 60. Поэтому при выборе соответствующих режимов обработки необходимо учитывать величину и характер распределения остаточных напряжений по глубине закаленного слоя.
Чи _____
108, Вт/^2 ^^
0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 Уд, м/с
Рис. 3. Зависимость удельной мощности источника от скорости движения детали при закалке ВЭН ТВЧ стали У8 и 45 на глубину
0,5 мм: 1 - сталь У8; 3 - сталь 45; 0,7 мм: 2 - сталь У8; 4 - сталь 45
Рис. 4. Закалочная трещина в стали 60 Чи = 3,6108 Вт/м2, Уд = 0,083 м/с
При определении остаточных напряжений использовался обычный метод полосок [5], базирующийся на теория тонких пластинок. Согласно данному методу посредством электролитического травления последовательно снимались слои по высоте сечения полоски, измерялся прогиб образца и определялись остаточные напряжения.
Моделирование напряженно-деформированного состояния детали осуществляли методом конечных элементов (МКЭ) с помощью программного продукта ANSYS 9.0, позволяющего использовать модель упруговязкопластического поведения материала.
Полному математическому анализу проблем, связанных с термообработкой металлов, посвящен целей ряд работ. Анализ математических моделей [6, 7] показал, что термоупругопластические процессы, происходящие при термической обра-
4
з V—
^2 _____
\1
ботке деталей, в общем случае характеризуются обобщенной математической моделью, для которой деформация состоит из упругой, вязкопластической, тепловой, связанной с фазовыми превращениями и ползучестью:
^ =4 , (7)
где еу - тензор полной деформации; е® - упругая деформация; еУ - вязкопла-стическая деформация; е^1 - тепловая (термическая деформация); ер* - деформация от фазового превращения; еу - деформация от ползучести. Из-за кратковременности процесса поверхностного упрочнения ползучесть не вносит существенного вклада в величину полной деформации, поэтому, данным членом выражения (7) можно пренебречь.
Упругая деформация описывается обобщенным законом Гука
{а} = [ Vе ]{ее}, (8)
где {ст} = [стх Сту <зг стху Стуг ст]Т - вектор напряжения, [Vе ] - матрица
упругости изотропного материала.
Вязкопластическая деформация. Для моделирования вязкопластического поведения материала была выбрана модель Пирса [8], включающая в себя поверхность начала пластичности.
Модель Пирса имеет следующий вид:
СТ =
1 ~\т
ер1
1+— у
(9)
где стт - предел текучести материала в условиях скоростного нагружения; ер1 -эквивалентная скорость пластической деформации; т - параметр, характеризующий скорость упрочнения; у - параметр, характеризующий вязкость материала;
стт - предел текучести материала, испытываемого в условиях статической нагрузки.
Термическая деформация и деформация при структурно-фазовых превращениях. В диапазоне температур 20 °С - Ас1, материал не претерпевает структурно-фазовых превращений, поэтому основной причиной формирования напряженного состояния материала будет неравномерное распределение температуры по сечению изделия. Вследствие этого расчет деформации можно вести без учета структурных изменений:
[ей]Т = (а(Т)ДТ а(Т)ДТ а(Т)ДТ 0 0 0), (10)
где а(Т) - значение относительного коэффициента линейного температурного
расширения материала; ДТ - разница между рассматриваемой и исходной температурой.
Поскольку в процессе закалки распределение структурных составляющих по сечению тела неоднородно, то и коэффициенты термического расширения должны быть различными. Поэтому при расчете напряжений и деформаций в диапазоне температур структурно-фазовых превращений удобнее пользоваться величинами
стт
полных расширений свободных слоев. Тензор деформации при фазовом превращении, обусловленной изменением объема, имеет вид
—(0) 0)0) 04 <">
где AV — FT(X) — (Vpce ) , V — (V?ce )20 - удельный объем ферритно-карбидной смеси отожженной стали при температуре T — 20 °C , принятый за единицу измерения; VT(T) - удельный объем структурной составляющей для исследуемого момента процесса закалки.
В свою очередь удельный объем структурной составляющей при текущей температуре может быть представлен суммой объемов отдельных фаз (V" j )
^ — IajV^aj , (I2)
j
где cij - объемное содержание j-й фазы в металлической матрице.
Фазовый состав стали определялся из совместного моделирования тепловых полей и структурно-фазовых превращений [9] при непосредственном использовании формальной теории кинетики превращении [10], позволяющей вычислить объемную долю структурной составляющей посредством уравнения Аврами [11]
— 1 — exp (—ктп ), (13)
где - объемная доля образующейся фазы; k и n - кинетические параметры, вычисление которых происходит по кинетическим диаграммам распада переохлажденного аустенита [12]; т - время.
В отожженном состоянии большинство конструкционных сталей проявляет одинаковые физико-механические свойства и, как показано в [13], в таких случаях можно пользоваться универсальной формулой для определения предела текучести, которая имеет следующий вид:
стт (T) — 363.45 + 0.1454T — 0.8882• 10—3T2 . (14)
Необходимо также отметить, что предложенным выражением можно пользоваться для сталей, не претерпевших структурно-фазовых превращений. В случае если в стали произошли структурно-фазовые превращения, необходимо воспользоваться данными Съёстрома [14], который приводит функциональные зависимости предела текучести от температуры каждой из возможных фаз. Таким образом, общее уравнение определения стт (T) стали с гетерогенной структурой будет следующим:
стт (T) — Feavl (T) + Рстр (T) + ВстВ (T) + ЛустА (T) + МстМ (T), (15)
где F, P, A, M и В - удельные объемы феррита, перлита, аустенита, мартенсита и бейнита, а ctF (T) , стр (T) , стА (T) , стМ (T) и стВ (T) - пределы текучести соответствующих фаз.
В рамках принятой нами теории кинематического упрочнения материала, величиной, однозначно определяющей напряженно-деформированное состояние детали в области пластических деформаций, является модуль упрочнения (H). Ана-
лизируя работы [14, 15], можно прийти к выводу, что модуль упрочнения зависит не только от температуры, но и от структурных составляющих стали. В этом случае текущее значение Н стали определится следующим выражением:
Н (Г) = ¥Нр (Г) + РНр (Г) + АН А (Г) + МНм (Г) + ВНв (Г), (16)
где Б, P, A, M и B - удельные объемы феррита, перлита, аустенита, мартенсита и
бейнита, а НБ (Г) , НР (Г) , НА (Г) , НМ (Г) и НВ (Г) - модули упрочнения
соответствующих фаз.
Расчет модуля продольной упругости — модуля Юнга (Е), и коэффициента поперечной деформации - коэффициента Пуассона производился по экспериментальным данным, представленным в [16].
В качестве примера на рис. 5 представлены экспериментальные и расчетные эпюры остаточных напряжений.
, МПа
Н¥ш, МПа
О 0.1 0.2 0.3 ОА 0.5 0.6 0.70.8 0.9 1.0 V
к, мм
Н¥ш, МПа
О 0.1 0.2 0,3 ОА 0.5 0.6 ОЛ0.8 0.9 1.0 1.1
б
к, мм
Рис. 5. Распределение микротвердости и остаточных напряжений в поверхностном слое:
а - стали 45, б - стали У8; 1 - распределение микротвердости, 2—3 - экспериментальная и расчетная эпюры ОН при ди = 3,4-108 Вт/м2, V = 0,1м/с; 4 - распределение микротвердости, 5-6 - экспериментальная и расчетная эпюры ОН при ди = 2,4-108 Вт/м2, Уд = 0,05м/с
а
а
Учитывая, что очагом разрушения детали является место расположение максимальных растягивающих напряжений Стртах, необходимо назначать режимы поверхностной закалки таким образом, чтобы обеспечить положение опасной зоны как можно глубже от поверхности изделия. Естественно, глубина залегания Стртах будет наибольшей в том случае, если величина переходного слоя окажется максимальной. Но в этом случае наблюдается значительное снижение сжимающих напряжений стСтах на поверхности. Анализ экспериментальных результатов показал, что величина переходного слоя должна составлять 25...33 % от глубины упрочненного слоя, что хорошо согласуется с данными, представленными в [17] (25... 30 %). Именно при выполнении этого требования Стртах будут находиться на
достаточном удалении от поверхности детали и при этом величина сжимающих напряжений на поверхности в среднем уменьшается лишь на 4 %.
В этом случае при выборе режимов поверхностной закалки деталей вводится еще один критерий - относительная величина переходной зоны Гд), т. е. от-
ношение величины переходной зоны к глубине закаленного слоя.
Обработка результатов экспериментальных исследований с использованием вышеперечисленных программных продуктов позволила получить соответствующие функциональные зависимости для исследуемых материалов и диапазонов режимов обработки. Так, на рис. 6 представлены зависимости Гд) при закалке ВЭН ТВЧ сталей У8 и 45, которые могут быть описаны соответствующим математическим выражением:
, ди ) = а -ЬГд3 - ед1 (17)
где 0,25 < у < 0,33 и приближенное значение коэффициентов: для стали У8 -а = 0,799; Ь = 371,487; с = 2,1496-10 26; для стали 45 - а = 0,8132; Ь = = 378,613; с = 1,0174-10-26.
а б
Рис. 6. Функциональная зависимость у (^и,Ги): а - для стали 45, б - для стали У8
Таким образом, определение удельной мощности и скорости перемещения источника при поверхностной закалке осуществляется посредством решения системы уравнений 5"(й), 8(ди, Гд) и Гд) при заданных значениях глубины закалки и
относительной величины переходной зоны. На рис. 7 представлено графическое решения данной задачи.
При закалки стали У8 на глубину 0,5 мм диапазон рекомендуемых режимов ограничен точками А и В на кривой 1: при этом ди = (2,4...2,56)-108 Вт/м2, Уд = (77...80) мм/с. При закалке на глубину 0,7 мм диапазон рекомендуемых режимов ограничен точками С и В на кривой 2: при этом ди = (2,58. 2,73)-108 Вт/м2, Уд = (65.67) мм/с.
9и
108, Вт/м2 3,5
3,0
2,5
2,0
Y45 = 0,25 4\ > H\ S 3\/
ТУ8 = 0,25 —T—--2\ y45 = 0,33 . ..Py у/
^В
А
Ч1 ТУ8 = 0,33
0,05
0,06
0,07
0,0
0,09
¥„, м/с
Рис. 7. Определение области режимов обработки для деталей, работающих в условиях циклических нагрузок при закалке на глубину:
0,5 мм: 1 - сталь У8; 3 - сталь 45;
0,7 мм: 2 - сталь У8; 3 - сталь 45 При закалки стали 45 на глубину 0,5 мм диапазон рекомендуемых режимов ограничен точками Е и Р на кривой 3: при этом ди = (2,99. 3,18)-108 Вт/м2, Уд = (82.85) мм/с. При закалке на глубину 0,7 мм диапазон рекомендуемых режимов ограничен точками О и Н на кривой 4: при этом ди = (3,24. 3,42)-108 Вт/м2, Уд = (72.74) мм/с.
Таким образом, полученные режимы обработки гарантируют получение необходимой глубины закалки и рациональную величину переходной зоны. Необходимо отметить, что если в результате решения системы уравнений получен достаточно широкий диапазон сочетания режимных параметров, то можно провести их оптимизацию по критериям: максимальная производительность и минимальные энергозатраты на обработку.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Новая методика назначения режимов поверхностной закалки стальных деталей отличается от известных тем, что при определении технологических параметров обработки учитывается не только необходимая глубина упрочнения слоя, но и характер распределения остаточных напряжений по глубине материала. Данный подход может быть распространен на другие источники концентрированной энергии: плазма, лазер, электронный луч и т.д.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
[1] Ящерицын П.И. Технологическая наследственность и эксплуатационные свойства шлифованных деталей. - Минск: Наука и техника, 1971.
[2] Иванцивский В.В., Батаев В.А Упрочнение поверхностных слоев деталей машин с использованием высокоэнергетического нагрева токами высокой частоты // Ползуновский вестник. - 2005. - №2. - С. 104-113.
[3] Иванцивский В.В., Рахимянов Х.М. Технологическое обеспечение качества поверхностного слоя деталей машин при интеграции поверхностной термической и финишной механической обработки // Упрочняющие технологии и покрытия. - 2005. - №6. - С. 43-46.
[4] Иванцивский В.В., Скиба В.Ю., Степанова Н.П. Назначение режимов закалки с использованием концентрированных источников нагрева // Обработка металлов. - 2005. - № 3 (28). - С. 22-24.
[5] Биргер И.А. Остаточные напряжения. - М., Машгиз, 1963.
[6] Inoue T, Raniecki B. Determination of Thermal-Hardening Stresses in Steels by use of Thermoplastic-ity Theory // J. Stresses in Steels by use of Solids. - 1978. - V. 26. - № 3. - P. 187-212.
[7] Radaj D. Heat effects of welding: Temperature field, residual stress, distortion. - Berlin, 1992.
[8] ANSYS User's Manual, ANSYS User's Manual, SAS IP inc., 1998.
[9] Иванцивский В.В., Батаев В.А Связь параметров термических циклов, реализуемых в поверхностных слоях деталей машин, с глубиной упрочнения при воздействии объемных концентрированных источников нагрева // Известия высших учебных заведений. - Черная металлургия. - 2004. - № 10.
- С. 30-34.
[10] Кристиан Дж. Теория превращений в металлах и сплавах. - М.: Мир, 1978. - Ч. 1. - С. 728751.
[11] Fortunier R, Leblond J.B. Bergheau J.M. A numerical model for multiple phase transformations in steels during thermal processes // J. Shanghai Jiaotong Un. E5. - 2000. - № 1. - P. 213-220.
[12] Sheng, I., Chen. Y. Modeling Welding by Surface Healing // J. of Engng Mater. and Technol. - 1992.
- V. 114. - P. 439-448.
[13] Абрамов В.В. Напряжения и деформации при термической обработке стали. - Киев; Донецк: Вища шк., 1985.
[14] Sjostrom, S. The Calculation of Quench Stresses in Steel // Linkoping Studi. in Sci. and Technol. -Dissertation. - 1982. - № 84. - P. 135-150.
[15] Borjesson L. Coupled Thermal, Metallurgical and Mechanical Models of Multipass Welding, licentiate thesis. - Lulea University of Technology, 1999.
[16] Стали и сплавы. Марочник: Справ. / В.Г. Сорокин и др. - М.: Интермет Инжиниринг, 2001.
[17] Головин Г.Ф., Замятнин М.М. Высокочастотная термическая обработка: Вопросы металловедения и технологии. - Л.: Машиностроение, 1990.
Иванцивский Владимир Владимирович, кандидат технических наук, доцент кафедры проектирования технологических машин Новосибирского государственного технического университета. Основное направление научных исследований - управление качеством поверхностного слоя деталей машин при упрочнении с использованием концентрированных источников энергии. Имеет более 60 публикаций.
Скиба Вадим Юрьевич, ассистент кафедры проектирования технологических машин Новосибирского государственного технического университета. Основное направление научных исследований - управление качеством поверхностного слоя деталей машин при упрочнении с использованием концентрированных источников энергии. Имеет 12 публикаций.
Зуб Наталья Павловна, ассистент, аспирант кафедры проектирования технологических машин Новосибирского государственного технического университета. Основное направление научных исследований - управление качеством поверхностного слоя деталей машин при упрочнении с использованием концентрированных источников энергии. Имеет 5 публикаций.
