CC BY
9
УДК 621.785.5
Влияние траектории движения инструмента на равномерность упрочнения кольцевого участка стали 20Х13 поверхностной
закалкой в процессе обработки трением с перемешиванием
1 12 2 В.П. Кузнецов , А.С. Скоробогатов , Е.А. Колубаев , А.И. Дмитриев ,
2 1 1 И.Ю. Смолин , В.В. Воропаев , И.А. Воронцов
1 Уральский федеральный университет, Екатеринбург, 620002, Россия 2 Институт физики прочности и материаловедения СО РАН, Томск, 634055, Россия
В работе приведены результаты компьютерного моделирования и экспериментальных исследований упрочнения кольцевого участка плоской поверхности стали 20Х13 в процессе обработки трением с перемешиванием (ОТП) при круговой и веерной траекториях движения инструмента из твердого сплава WC-Co. Разработана конечно-элементная модель процесса, позволяющая спрогнозировать распределение температуры по ширине и глубине кольцевого участка для рассматриваемых траекторий движения инструмента и установить места локализации обратного отпуска. Выполнены экспериментальные исследования влияния траекторий движения цилиндрического инструмента с плоским торцом в процессе ОТП стали 20Х13 на распределение микротвердости в поверхностном слое упрочняемого участка. Показано, что обработка трением с перемешиванием при веерной траектории движения инструмента обеспечивает равномерное упрочнение кольцевого участка поверхности, в то время как при круговой траектории движения в зонах перекрытия дорожек трения происходит разупрочнение материала. Оценка равномерности твердости в кольцевом участке образца стали 20Х13 после поверхностной закалки в процессе ОТП осуществлялась на основе расчета индекса CU, предложенного G. Campana. Характер упрочнения в полной мере согласуется с результатами конечно-элементного моделирования процесса ОТП. Дюрометричес-кие и микроструктурные исследования позволили установить, что веерная траектория движения инструмента обеспечивает упрочнение поверхностного слоя на глубину до 400 мкм с индексом равномерности микротвердости от 0.78 до 1.00. При круговой траектории движения на данной глубине индекс CU находится в диапазоне от 0.48 до 0.72. Рентгенографические исследования упрочненного слоя выявили ярко выраженные пики, соответствующие линиям (110)а, (200)а и (211)а, что позволяет сделать вывод о формировании на данной глубине мартенсита различной степени тетрагональности. Предложенные в работе методы исследования позволяют проводить оценку эффективности процесса ОТП при использовании других обрабатываемых и инструментальных материалов.
Ключевые слова: обработка трением с перемешиванием, поверхностная закалка, равномерность твердости, поверхностный слой, конечно-элементное моделирование, траектория движения инструмента
DOI 10.55652/1683-805X_2023_26_4_5
Effect of the tool path on hardness uniformity in an annular zone of X20Cr13 steel surface-hardened by friction stir processing
V.P. Kuznetsov1, A.S. Skorobogatov1, E.A. Kolubaev2, A.I. Dmitriev2, I.Yu. Smolin2, V.V. Voropaev1, and I.A. Vorontsov1
1 Ural Federal University, Yekaterinburg, 620002, Russia 2 Institute of Strength Physics and Materials Science SB RAS, Tomsk, 634055, Russia
This paper presents the numerical and experimental results of hardening an annular zone on the flat surface of a X20Cr13 steel sample by friction stir processing (FSP) with a WC-Co hard alloy tool moving along circular and fan-shaped paths. A finite element model of the process is proposed for predicting the temperature distribution through the width and depth of the annular zone for the considered tool paths and for detecting the reverse tempering regions. The influence of the paths of a cylindrical friction stir tool with a flat end on microhardness distribution in the surface layer of the hardened zone was studied experimentally. It was shown that FSP along a fan-shaped path provides uniform hardening of the annular zone, while processing along a circular trajectory leads to softening of the material in the regions where the friction tracks overlap. The uniformity of surface hardness in the FSP-hardened annular zone of X20Cr13 steel was evaluated by calculating the CU index proposed by Campana. The hardening behavior is in full agreement with the results of finite element simulation of the FSP process. Hardness measurements and microstructural studies showed that the fan-shaped tool path provides surface layer hardening to a depth of up to 400 ^m with a CU index ranging from 0.78 to 1.00. In the case of a circular path, the CU index ranges from 0.48 to 0.72 at the same depth. XRD analysis of the hardened layer revealed pronounced peaks corresponding to the (110)а, (200)а and (211)а lines, indicating the formation of martensite with different tetragonality at the given depth. The proposed research methods can be applied to evaluate the FSP efficiency when using other workpiece and tool materials.
Keywords: friction stir processing, surface hardening, hardness uniformity, surface layer, finite element modeling, tool path
© Кузнецов В.П., Скоробогатов А.С., Колубаев Е.А., Дмитриев А.И., Смолин И.Ю., Воропаев В.В., Воронцов И.А., 2023
1. Введение
Эксплуатационные свойства деталей трибосо-пряжений, работающих в условиях высоких контактных давлений, в значительной степени определяются свойствами поверхностного слоя. Существуют различные подходы к поверхностному упрочнению сталей и сплавов. Один подход предполагает нанесение нового слоя износостойкого материала путем химико-термической обработки, наплавки, напыления или осаждения. Другой основан на модификации структуры поверхностного слоя материала за счет термической и термомеханической обработки и может быть реализован с использованием методов диффузионной или селективной закалки. Методы поверхностной закалки предполагают высокоскоростное термическое воздействие на материал с поддержанием температуры выше критической точки Ас3 и высокой скорости охлаждения, что обеспечивает формирование мартенситной фазы [1]. За счет поверхностной закалки возможно упрочнение локальных участков. Особое место в поверхностной закалке ответственных деталей занимают методы, основанные на тепловом воздействии подвижным пятном нагрева. Наиболее распространенным методом селективной закалки является лазерная. Также интенсивно развивается метод фрикционного поверхностного упрочнения.
Основными параметрами лазерной закалки являются мощность и площадь пятна лазерного излучения, а также скорость сканирования обрабатываемой поверхности. На сегодняшний день метод лазерной закалки хорошо изучен. В работах [2, 3] исследована лазерная поверхностная закалка стали марки ЛК1 420В. Установлено, что в случае использования лазера мощностью 300 Вт при скорости сканирования 1.5 мм/с микротвердость поверхностного слоя повышается с 200 до 441ИУ0Л, а при мощности 350 Вт и скорости сканирования 30 мм/с обеспечивается повышение микротвердости до 700ИУ0Л. В работе [4] показано, что при обработке стали ЛК1 1020 лазером мощностью 1.68 кВт с пятном диаметром 10 мм достаточно 2.3 с, чтобы обеспечить полную аус-тенизацию с последующим образованием мартенсита закалки при охлаждении.
Несмотря на хорошую изученность и эффективность селективной лазерной закалки, данный метод не находит широкого применения в серийном промышленном производстве ввиду необходимости дорогостоящего оборудования для его реализации. Перспективной альтернативой селек-
тивной лазерной закалке в промышленном производстве может служить метод обработки трением с перемешиванием (ОТП), являющийся развитием метода сварки трением с перемешиванием (СТП). В отличие от лазерной закалки, где нагрев обрабатываемого материала происходит путем поглощения лазерного излучения, при СТП и ОТП нагрев обеспечивается за счет фрикционного взаимодействия с вращающимся инструментом.
На сегодняшний день существует большое количество работ по изучению динамики температурных полей, возникающих в свариваемых и обрабатываемых деталях в процессе СТП и ОТП. Так, С.Ю. Миронов [5] исследовал процесс СТП алюминиевых листов инструментом диаметром 15 мм. Показано, что с повышением скорости вращения инструмента с 500 до 3000 об/мин и при скорости подачи 300 мм/мин температура в контактной зоне увеличилась с 650 до 850 °С. Повышение скорости подачи, напротив, привело к снижению температуры в контактной зоне. Автор также установил, что увеличение размера инструмента негативно сказывается на нагреве контактной зоны, поскольку интенсифицируется процесс теплопередачи в инструмент. В работе У. Уие й а1. [6] исследована СТП титанового сплава Т1-6Л1-4У инструментом диаметром 12 мм при скорости подачи 50 мм/мин. Показано, что температурные поля в процессе СТП имеют форму чаши с выраженным градиентом в зоне перемешивания. Выявлено, что повышение скорости вращения со 120 до 375 мм/мин способствует увеличению пиковой температуры в зоне перемешивания с 740-820 до 970-1100 °С. Исследование влияния коэффициента трения на нагрев материала в процессе СТП выполнено в работе [7]. Авторы установили, что при СТП алюминиевого сплава 6061-Т6 инструментом диаметром 40 мм со скоростью вращения 1600 об/мин и скоростью подачи 40 мм/мин обеспечивается нагрев контактной зоны до температуры 360 °С. Также было выявлено, что коэффициент трения в процессе СТП непостоянен и находится в диапазоне от 0.3 до 0.5, что вносит погрешности в результаты конечно-элементного моделирования. В работе Л. Б^ееу е! а1. [8] проведен фундаментальный анализ процесса структурообразования при ОТП. Авторы установили, что основными факторами, оказывающими влияние на процесс ОТП, являются скорость вращения инструмента, скорость подачи и нормальная нагрузка. Нормальная нагрузка и частота вращения инструмента определяют мощ-
ность фрикционного тепловыделения в контактной зоне инструмента, в то время как скорость подачи влияет на глубину прогрева.
Одно из ранних исследований процесса фрикционного упрочнения сталей приведено в работе V.D. Kalner [9]. Автор на примере сталей 40Х и 18ХГТ показал, что фрикционная обработка за счет термомеханического воздействия на поверхностный слой обеспечивает повышение его усталостной прочности на 20-30 %. Также показано, что фрикционная обработка обеспечивает формирование сжимающих остаточных напряжений в поверхностном слое на глубине до 50 мкм. Максимальный уровень сжимающих напряжений в сталях 40Х и 18ХГТ достигает соответственно -1100 и -250 МПа на глубине до 20 мкм. Вопросы закалки поверхностного слоя деталей методом ОТП рассмотрены в работе S. Dodds et al. [10]. Показано, что ОТП инструментом диаметром 20 мм при скоростях вращения 300 об/мин и подачи 150 мм/мин обеспечила трехкратное повышение микротвердости поверхности стали AISI 420 до 662HV03. Дальнейшие исследования поверхностной закалки при ОТП выполнены C. LorenzoMartin et al. [11]. Авторы показали, что ОТП стали AISI 4140 при нормальной нагрузке 45 кН, скорости вращения инструмента 275 об/мин и скорости подачи 2 мм/с обеспечила нагрев контактной зоны до 940 °C. В результате этого сформировалась поверхность с твердостью 62HRC в отличие от твердости 61HRC, полученной на той же стали при классической закалке. V.V. Voropa-ev et al. [12] с применением метода Тагучи исследовали поверхностную закалку стали AISI 420 в процессе ОТП твердосплавным инструментом диаметром 9 мм. Был выполнен анализ влияния на микротвердость поверхности следующих технологических параметров: нормальной силы от 2500 до 3500 Н, скорости вращения от 3000 до 4000 об/мин и подачи инструмента от 100 до 200 мм/мин. Показано, что формирование упрочненного слоя наибольшей толщины (до 750 мкм) обеспечивается при нормальной силе от 3000 до 3500 Н, скорости вращения от 3500 до 4000 об/мин и подаче 100 мм/мин. В работе [13] исследовали упрочнение стали 45 при ОТП инструментом из твердого сплава. Важной особенностью исследуемого процесса было использование инструмента со сферической рабочей частью радиусом 3, 10, 20 и 30 мм. Авторы показали, что и нормальная сила, и скорость вращения инструмента оказывают существенное влияние на упрочнение
материала. Так, при силе 750 Н и скорости вращения 10 000 об/мин микротвердость повышается до 600ИУ, в то время как при силе 500 Н и скорости вращения 1000 об/мин — до 300ИУ. Также установлено, что при радиусе сферической части инструмента 3 мм обеспечивается наибольшее упрочнение поверхности до 630 ИУ. По мере увеличения радиуса сферической части инструмента до 30 мм максимальная микротвердость, формируемая на поверхности, снижается до 540 ИУ.
Важной проблемой поверхностной закалки при упрочнении протяженных поверхностей за несколько проходов является отпуск материала на границах соседних проходов. Подобную проблему при лазерной закалке выявили в работе [14] на примере стали ЛК1 4140, обработанной прямоугольным лазерным пучком 12 х 8 мм с перекрытием соседних проходов от 3 до 6 мм. Авторы показали, что единичный проход обеспечивает упрочнение поверхности до 680ИУ. Последующий проход с перекрытием 3 мм приводит к падению твердости в зоне перекрытия до 430ИУ. Такой эффект был назван обратным отпуском. При этом твердость поверхности, сформированная после первого прохода, также снижается до 630ИУ. При перекрытии 6 мм снижение твердости в зоне перекрытия происходит до уровня 330ИУ, а твердость после предыдущего прохода уменьшается до уровня 580ИУ. I. '^псЕек е! а1. [15] показали, что при обработке стали 82351Я2 лазерным лучом мощностью 700 Вт, движущимся со скоростью 10 мм/с, формируется тепловое пятно с температурой 900 °С на расстоянии 2 мм от края пятна лазерного луча, вследствие чего при многопроходной обработке происходит разупрочнение материала на границе соседних проходов. В работе [16] отмечается, что повторный отпуск является одной из самых важных проблем лазерного упрочнения протяженных поверхностей. Из-за перекрывающихся закаленных зон при двухпроход-ной обработке на поверхности формируются области с неравномерной твердостью. Эффект обратного отпуска в результате термического воздействия вблизи контактной зоны вращающегося инструмента обнаружили в работе [17] при исследовании СТП алюминиевого сплава ЛЛ6061. Сварка выполнялась инструментом из инструментальной стали диаметром 12.5 мм при скорости вращения 1100 об/мин. Показано, что вблизи контактной зоны происходит разупрочнение материала, которое существенно зависит от скорости движения инструмента. Так, при скорости
125 мм/мин происходит снижение микротвердости на поверхности со 135 до 65HV. По мере увеличения скорости движения до 380 и 760 мм/мин эффект разупрочнения снижается и микротвердость падает до 95HV и 125HV соответственно.
Несмотря на большое количество публикаций, посвященных поверхностной закалке в процессе ОТП, работ по исследованию закономерностей упрочнения кольцевых поверхностей с обоснованием выбора траектории движения инструмента практически нет. C точки зрения равномерного упрочнения материала при ОТП методом многопроходной селективной закалки ключевым вопросом является обоснование траектории движения инструмента, обеспечивающей минимизацию эффекта обратного отпуска. При этом немаловажным вопросом является выбор критерия для оценки равномерности упрочнения поверхности. В качестве такого критерия может быть использован индекс равномерности твердости CU, предложенный G. Campana [18].
Целью настоящей работы является сравнительное исследование закономерностей упрочнения кольцевой поверхности стали 20Х13 в процессе ОТП при традиционной круговой траектории с постоянным перекрытием дорожек трения и предлагаемой веерной траектории движения инструмента.
2. Постановка задачи
В данной работе рассмотрена задача достижения равномерного упрочнения кольцевого участка плоской поверхности шириной 15 мм в процессе ОТП цилиндрическим инструментом с плоским торцом диаметром 9.5 мм и фаской 0.5 х 45° за счет изменения траектории движения инструмента. Поскольку диаметр инструмента значительно меньше ширины кольцевого участка, единственно возможным решением является обработка в несколько проходов со смещением инструмента, при котором обеспечивается некоторое перекрытие. Согласно проведенному анализу литературы, наиболее равномерное упрочнение поверхности удается обеспечить при перекрытии соседних проходов от 50 до 75 % [14].
Результаты упрочнения кольцевого участка поверхности сравниваются при круговой и веерной траекториях движения инструмента (рис. 1). Круговая траектория движения инструмента осуществляется по трем концентрическим окружностям диаметром 34, 44 и 54 мм, которые подобраны таким образом, чтобы перекрытие соседних дорожек составляло 50 %. Реализация веерной траектории движения предполагает линейное перемещение инструмента в радиальном направлении от внутренней границы обрабатываемого
Рис. 1. Схема круговой и веерной траекторий движения инструмента при упрочнении кольцевого участка поверхности в процессе ОТП
Рис. 2. Схема перемещений теплового пятна при круговой и веерной траекториях движения инструмента
кольцевого участка к внешней границе и обратно с угловым смещением на 8.5°. Направления прямого и обратного хода инструмента сопрягаются дугой окружности для предотвращения торможения и последующего разгона привода станка. В отличие от круговой траектории, при веерной траектории движения инструмента величина перекрытия соседних проходов не является постоянной величиной. Смещение на 8.5° обеспечивает перекрытие 50 % вблизи наружной границы обрабатываемого кольцевого участка и перекрытие 75 % вблизи внутренней границы.
Помимо перекрытия, принципиальным отличием веерной траектории инструмента является формирование широкого теплового пятна, движущегося вдоль центра упрочняемого кольцевого участка (рис. 2). Ориентация теплового пятна поперек кольцевого участка предположительно должна обеспечить равномерное упрочение поверхности в пределах его границ. При круговой траектории движения инструмента тепловое пятно вытянуто вдоль концентрической окружности внутри кольцевого участка, что может привести к обратному отпуску и формированию поверхности с неравномерной твердостью, как это имеет место при перекрытии соседних проходов при лазерной закалке [14-16] и СТП [17].
Важно также отметить, что при круговой траектории движения скорость смещения теплового пятна соответствует скорости подачи инструмен-
та V. При веерной траектории скорость смещения
теплового пятна существенно ниже скорости подачи инструмента и зависит от геометрических параметров траектории. На основе геометрических параметров веерной траектории движения инструмента (рис. 2) получена математическая зависимость скорости перемещения интегрального теплового пятна:
ю = (^ + ^ау 15 2(/ -/) + я(г + г2У где /1, /2 — радиусы внутренней и внешней границы кольцевого участка; а — угол секции веерной траектории; V — скорость подачи инструмента; г1, г2 — радиусы траектории поворота инструмента у внутренней и внешней границы кольцевой поверхности. Для рассматриваемой схемы веерной траектории движения инструмента (рис. 1 и 2) скорости подачи / ~ 500 мм/мин соответствует скорость смещения теплового пятна = 100 мм/мин.
Научное обоснование задачи обеспечения равномерной твердости кольцевого участка в процессе ОТП предполагает применение методов конечно-элементного моделирования и экспериментальных исследований поверхностной закалки. Во-первых, моделирование процесса ОТП при круговой и веерной траектории движения инструмента позволяет проанализировать динамику изменения температурных полей и установить места локализации эффекта обратного отпуска. Во-вторых, экспериментальное исследование процесса ОТП обеспечивает возможность выявления фактической равномерности упрочнения кольцевого участка поверхности для выбранной траектории движения инструмента с учетом минимизации влияния обратного отпуска.
3. Материалы и методы исследования
3.1. Обрабатываемый и инструментальный материалы
В работе исследовался процесс упрочнения кольцевого участка прокатной стали 20Х13 (табл. 1) цилиндрическим инструментом из мелкозернистого твердого сплава КМ0303 фирмы 2СС СТ типа ШС-Со. Кратковременная тепловая
Таблица 1. Химический состав стали 20Х13
С Мп Сг N1 Си Р Б
0.210 0.390 0.280 12.200 0.530 0.110 0.027 0.003
Рис. 3. Зависимости изменения коэффициента теплопроводности (а), удельной теплоемкости (б) и плотности (в) стали 20Х13 от температуры [19]
стойкость сплава KMG303 составляет 1050 °C, что достаточно для нагрева стали 20Х13 до температуры аустенизации.
Для численного моделирования поведения обрабатываемого материала (стали 20Х13) при нагреве и охлаждении были использованы зависимости коэффициента теплопроводности, удельной теплоемкости и плотности стали AISI 420 от температуры, экспериментально установленные в работе [19] в широком диапазоне температур нагрева (рис. 3).
С целью повышения точности расчетов при конечно-элементном моделировании было проведено экспериментальное исследование зависимости коэффициента температуропроводности инструментального материала от температуры нагрева. Из стержней инструментального материала KMG303 диаметром 10 мм на электроэрозионном станке AieCut Spirit 20 были изготовлены плоские образцы толщиной 2 мм. Температуропроводность инструментального материала определялась в диапазоне изменения температур от 25 до 1050 °C методом лазерной вспышки на приборе Netzch LCA-457 MicroFlash. Установленная зависимость приведена на рис. 4, а.
Плотность инструментального материала принималась равной 14 700 кг/м3, удельная теплоем-
кость 400 Дж/(кг • °С). На основе установленной зависимости температуропроводности инструментального материала от температуры и приведенных выше теплофизических параметров удельной теплоемкости и плотности твердого сплава WC-Co был рассчитан коэффициент теплопроводности X, его зависимость от температуры приведена на рис. 4, б.
3.2. Методы экспериментальных исследований поверхностной закалки
Закалка кольцевых участков поверхностей заготовок, изготовленных в форме диска диаметром 100 мм и толщиной 15 мм из стали 20Х13, выполнялась на обрабатывающем центре ОКиМА МА-600Н11. Для надежного закрепления заготовки в тисах на столе обрабатывающего центра по ее диаметру были расположены равноудаленные от центра и попарно перпендикулярные лыски, расстояние между которыми составляло 84 мм (рис. 5, а).
ОТП поверхностей заготовки была проведена по двум рассматриваемым траекториям движения инструмента (рис. 1) при оптимальных режимах процесса, установленных в рамках предыдущего исследования [12]: нормальная сила 3500 Н, частота вращения инструмента 4000 об/мин. Предва-
Рис. 4. Зависимости коэффициента температуропроводности (а) и коэффициента теплопроводности (б) инструментального материла от температуры
Рис. 5. Схема реализации поверхностной закалки кольцевого участка заготовки из стали 20Х13 на обрабатывающем центре ОКиМА МА-600Н11
рительный разогрев инструмента без подачи производился в течение 5 с. При ОТП по круговым траекториям с перекрытием дорожек трения рабочая подача составляла 100 мм/мин. При реализации веерной траектории рабочая линейная подача была задана равной 500 мм/мин, что обеспечивало скорость смещения теплового пятна 100 мм/мин.
ОТП по круговым траекториям движения инструмента с подачей осуществлялась по часовой стрелке. На рис. 6, а отмечены дорожки трения А
Рис. 6. Общий вид кольцевого участка поверхности после ОТП по круговым траекториям движения инструмента (а) и фотографии вырезанных образцов 1 и 2 (б) (цветной в онлайн-версии)
и С без перекрытия и две дорожки AB и BC с перекрытием 50 % соответственно.
После ОТП из заготовки вырезались образцы 1 и 2, соответствующие начальному и конечному этапу обработки. Исследование микротвердости и оценка индекса равномерности твердости CU по глубине упрочняемого слоя проводились по плоскостям сечений 1-1 и 2-2 на вырезанных образцах 1 и 2 (рис. 6).
Из заготовки, обработанной по веерной траектории, были вырезаны образцы A для исследования микроструктуры, B и C для измерения микротвердости HV0 05 в радиальном направлении по плоскостям граней b1, b2, с1 и с2 (рис. 7).
Вырезка образцов выполнена на электроэрозионном станке AgieCut Spirit 20 при непрерывной подаче воды в рабочую зону. Подготовка плоскостей образцов для измерения микротвердости проводилась путем шлифования наждачной бумагой P2500 ГОСТ 52381-2005 и полирования пастой ГОИ.
3.3. Методы микроструктурного анализа и подготовка образцов
Микроструктурный анализ выполнен методами сканирующей электронной микроскопии (СЭМ), просвечивающей электронной микроскопии (ПЭМ) и рентгеновского дифракционного анализа. СЭМ и анализ химического состава поверхностного слоя выполнены на микроскопе Zeiss AURIGA CrossBeam. ПЭМ проведена на микроскопе JEOL JEM 200CX. Рентгенографические исследования выполнены на рентгеновском дифрактометре Shimadzu XRD-7000.
Вырезанный образец А разделялся по линии а на две части для исследований микроструктуры с помощью СЭМ, ПЭМ и проведения рентге-ноструктурного анализа. Плоскости образца А были отшлифованы и отполированы на станке STRUERS LaboPol-5 последовательно с использованием шкурок зернистости P400, P800, P1200, P2000 и P2500 и окончательно на полировальном сукне с использованием алмазной суспензии.
Кроме того, вторая половина образца A со стороны обработанной поверхности была прошлифована на глубину 400 мкм для проведения рентгенографического исследования. После этого с той же стороны была отрезана заготовка для фольги толщиной 0.3 мм на дисковом отрезном станке STRUERS Secotom-6 алмазным кругом толщиной 0.5 мм при непрерывной подаче смазочно-охлаж-дающей жидкости в рабочую зону. Заготовка
фольги утонялась со стороны обработанной поверхности на 170 мкм и выравнивалась с обратной стороны на 30 мкм на плите с использованием шлифовальной бумаги зернистостью Р200. После утонения толщина заготовки фольги составляла 100 мкм. Механически утоненная фольга подвергалась электрохимической полировке в ор-тофосфорной кислоте. В результате полировки получившаяся электронно-прозрачная фольга отражает состояние материала на глубине 620 мкм от поверхности.
3.4. Микродюрометрия и метод оценки равномерности упрочнения поверхности
Измерение микротвердости было выполнено на микротвердомере АНОТЕСН ЕсоНагё ХМ-1270С с использованием алмазной пирамидки Виккерса при нагрузке 0.49 Н (50 гс).
Измерение микротвердости НУ0.05 проводилось по ширине образцов из кольцевого участка с шагом 1 мм для следующих глубин от поверхности: 100, 200, 300, 400, 500, 600 мкм. Для оценки равномерности упрочнения кольцевого участка поверхности использован расчетный параметр Си — индекс равномерности твердости, предложенный в работе [18]. Оценка индекса Си требует задания порогового значения микротвердости Н:
Ж
Си( НН) = 1 -111°^,
где — суммарная ширина зон с микротвердостью ниже порогового значения Ht на упрочняемом участке, мм; — ширина упрочняемого участка, мм. В качестве порогового значения Ht
при оценке индекса равномерности твердости было выбрано значение 500HV0.05, соответствующее микротвердости мартенсита закалки в стали 20Х13.
3.5. Метод численного моделирования и конечно-элементная теплофизическая модель процесса ОТП
Конечно-элементное моделирование выполнено в программном пакете ANSYS Workbench 2019 R3 в модуле Transient Thermal с использованием APDL (ANSYS Parametric Design Language) для задания условий передвижения теплового пятна и теплопроводностей контактирующих поверхностей. В рамках моделирования переходные зависимости температуры от времени в декартовой системе координат определялись на основе трехмерного нелинейного уравнения теплопроводности:
dT d pc— = —
dt dx
X—
, dx у
+ ■
д_
dy
dy
д_
dz
X —
, dz у
+ Q
int-
где X — коэффициент теплопроводности; с — удельная теплоемкость; р — плотность материала; Qmt — мощность внутреннего тепловыделения.
Геометрическая модель процесса ОТП состоит из бруска размерами 84 х 84 х 15 мм с расположенным на нем цилиндрическим инструментом диаметром 10 мм с фаской 0.25 мм, который вращается и соприкасается с плоской поверхностью (рис. 8).
На геометрическую модель методом Ми1й20пе наносилась гексаэдрическая сетка 20-узловых конечных элементов 8ОЬГО226 со средним размером 2 мм (реальный размер нанесенной сетки в
Рис. 8. Геометрическая модель ОТП кольцевой поверхности при движении инструмента по концентрическим окружностям (цветной в онлайн-версии)
плоскости обрабатываемой поверхности 2* 2 мм2 и 2.5 мм перпендикулярно ей). Для моделирования теплопередачи использован асимметрический неразрывный фрикционный контакт торца инструмента и обрабатываемой детали с использованием конечных элементов типа CONTA 174 и TARGE170. Для неразрывного фрикционного контакта задан коэффициент теплопроводности X = 100000 Вт/(м • °С). Подобная величина позволяет реализовать равномерное распределение тепла от источника тепловыделения в оба контактирующих тела, как это имеет место в реальном фрикционном контакте. Теплопередача в окружающую среду посредством естественной конвекции с поверхностей детали и инструмента задана при помощи элементов типа SURF152. Мощность тепловыделения в контактной зоне задана на уровне Qint = 1000 Вт. Такая мощность соответст-
вует оптимальному режиму ОТП при нормальной силе 3500 Н, частоте вращения 4000 об/мин, который обоснован в работе [12], при коэффициенте трения ^ = 0.22. Выбор величины коэффициента трения ц сделан на основе работы [20], согласно которой в условиях сухого трения скольжения твердого сплава по сталям при вращающемся контакте цилиндрической или полусферической поверхности и скорости скольжения в пределах 50300 м/мин коэффициент трения находится в диапазоне ц = 0.2-0.3. При этом с повышением скорости скольжения и температуры в контакте коэффициент трения приближался к нижней границе отмеченного диапазона. В качестве начальных условий задана температура обрабатываемой детали и инструмента T(x, y, z, t = 0) = const = +22 °C.
Для движения инструмента по круговой траектории моделирование процесса выполнено применительно к концентрическим окружностям диаметром 34, 44 и 54 мм. Линейная подача инструмента вдоль траекторий задавалась равной 100 мм/мин. При этом в течение первых 5 с симуляции вращающийся инструмент был неподвижен, что имитировало предварительный разогрев контактной зоны.
Для анализа тепловых процессов, протекающих в обрабатываемой поверхности в течение полного цикла обработки кольцевой поверхности, рассмотрены температурно-временные зависимости нагрева материала в контрольных точках А1, ..., А8, расположенных в узлах сетки конечных элементов, как показано на рис. 9.
Рис. 9. Траектория движения инструмента вдоль концентрических окружностей и контрольные точки А1, ..., А8 в узлах сетки конечных элементов (цветной в онлайн-версии)
Рис. 10. Геометрическая модель процесса ОТП при веерной траектории движения инструмента с наложенной сеткой конечных элементов (цветной в он-лайн-версии)
Для анализа температурных изменений, возникающих в материале при ОТП участка кольцевой поверхности с веерной траекторией движения инструмента, разработана аналогичная конечно-элементная модель, в которой геометрическая модель представляет собой квадратный брусок со стороной 45 мм и толщиной 15 мм с расположенным на нем инструментом (пальцем) диаметром 10 мм с фаской 0.25 мм (рис. 10). Размеры геометрической модели выбраны таким образом, чтобы обеспечить возможность моделирования четверти веерной траектории, что в свою очередь позволяет существенно снизить время расчета модели и при этом в полной мере отражает температурные изменения, происходящие в процессе обработки.
На геометрическую модель наложена гексаэд-рическая сетка конечных элементов. Как на инструменте, так и на обрабатываемой детали нанесение сетки конечных элементов выполнено методом Multizone. Аналогично предыдущей модели для обрабатываемой детали и инструмента были использованы конечные элементы SOLID226 и SURF152. Средний размер конечных элементов, нанесенных на обрабатываемую деталь, составляет 2 мм (фактические размеры нанесенной сетки 2 х 2 х 1.875 мм), а на инструмент — 1 мм. В контактной зоне инструмента тепловыделение также задано мощностью 1000 Вт с принятыми выше начальными температурными условиями для инструмента и обрабатываемой детали: T(x,y, z, t = 0) = const = +22 °C.
В рамках моделирования первые 5 с вращающийся инструмент также принимался неподвижным для предварительного разогрева контактной зоны. После этого задавалось движение по веерной траектории. Величина подачи инструмента выбиралась равной 500 мм/мин, чтобы формируемое в упрочняемом кольцевом участке поверхности тепловое пятно смещалось с линейной скоростью 100 мм/мин. Данная величина подачи является оптимальной для фрикционной закалки стали 20Х13, как показано выше.
Анализ нагрева обрабатываемого материала при движении инструмента по веерной траектории в узлах сетки конечных элементов проводился в контрольных точках A1, ..., A8 вдоль траекто-
Рис. 11. Веерная траектория движения инструмента и контрольные точки А1, элементов (цветной в онлайн-версии)
., А8 и Вь ..., B8 в узлах сетки конечных
Рис. 12. Температурные поля в инструменте и заготовке при круговой траектории движения инструмента с подачей 100 мм/мин в момент времени 60 (а) и 80 с (б) моделирования процесса ОТП (цветной в онлайн-версии)
рии и точках В1, В8, расположенных между соседними проходами инструмента (рис. 11).
4. Результаты моделирования
4.1. Моделирование ОТП при круговой траектории движения инструмента
Результаты конечно-элементного моделирования показывают, что при упрочнении кольцевого участка поверхности ОТП по круговой траектории движения инструмента с приведенными выше параметрами нагрузки температура нагрева в контактной зоне стабилизируется на уровне ~1300 °С (рис. 12). Расчетная температура нагрева материала в контактной зоне существенно превышает критическую точку Ас3 = 870 °С, что обеспечит формирование в стали 20Х13 аустенитной структуры и возможность закалки обрабатываемой поверхности.
Анализ температурно-временных зависимостей нагрева в рассматриваемых точках показывает, что в каждой контрольной точке имеют место три последовательных импульса нагрева (рис. 13). Вблизи внутреннего края обрабатываемой поверхности в точках А1 и А2 первый импульс имеет самую большую амплитуду, достигающую ~1300 °С. При этом амплитуда второго импульса превышает 400 °С в точке А1 и 1000 °С в точке А2. Вследствие этого в точке А1 закаленный при первом проходе материал претерпевает отпуск, в результате которого твердость может существенно снизиться. В точке А2 происходит частичная аустенизация закаленной после первого прохода инструмента стали 20Х13, что может негативно сказаться на твердости поверхностного слоя, особенно в глубине. По мере удаления от центра обрабатываемого кольцевого участка в
точках А3 и А4 первый и второй импульсы нагрева имеют амплитуду, превышающую температуру критической точки Ас3. В результате этого обрабатываемый материал претерпевает два последовательных цикла аустенизации и закалки, что, в свою очередь, не должно оказать влияния на результирующую твердость. Однако в данных точках третий импульс нагрева имеет амплитуду, превышающую температуру 370 °С в точке А3 и 600 °С в точке А4. Подобный нагрев закаленной поверхности неизбежно приведет к ее отпуску и, соответственно, снижению твердости. При дальнейшем отступлении от центра кольцевого участка в точках А5, А6, А7 первый импульс нагрева имеет амплитуду менее 400 °С, а два последних достигают ~1300 °С. В результате такого нагрева материал претерпевает два последовательных цикла аустенизации и закалки, что не должно оказать влияния на твердость обработанной поверхности. При этом после цикла закалки не происходит последующего нагрева до температур отпуска. Вблизи наружного края упрочняемой кольцевой поверхности первые два импульса нагрева малы и не приводят к фазовым превращениям, в то время как последний импульс нагрева достигает температуры ~1300 °С и должен обеспечить закалку.
На основе анализа результатов моделирования процесса ОТП можно заключить, что фрикционная закалка широкой кольцевой поверхности при движении вращающегося инструмента вдоль концентрических окружностей различного диаметра не может обеспечить равномерную твердость по всей ширине упрочняемого кольцевого участка. Только на части поверхности, находящейся в контактной зоне инструмента при его движении вдоль последней концентрической
Рис. 13. Температурно-временные зависимости нагрева стали 20Х13 в точках А1 (а), А2 (б), А3 (в), А4 (г), А5 (д), А6 (е), А7 (ж), А8 (з) кольцевого участка поверхности при круговой траектории движения инструмента
Рис. 14. Температурные поля в инструменте и заготовке при движении инструмента по веерной траектории в момент времени 12.2 (а) и 14.3 с (б) моделирования процесса ОТП (цветной в онлайн-версии)
окружности, может быть достигнуто равномерное упрочнение. Остальные участки обрабатываемой поверхности претерпевают обратный отпуск в результате повторного нагрева, вызванного температурным полем от движения инструмента вдоль соседней концентрической окружности.
4.2. Моделирование ОТП и изменения температуры нагрева в кольцевом участке при движении инструмента по веерной траектории
В процессе ОТП при веерной траектории движения инструмента изменение температуры нагрева в кольцевом участке стали 20Х13 происходит в диапазоне от 400 до 600 °С, что недостаточно для аустенизации. В то же время температура в контактной зоне превышает 900 °С, что обеспечит необходимые фазовые превращения для закалки стали 20Х13 (рис. 14).
В контрольных точках по линии А, расположенных непосредственно вдоль траектории движения инструмента, наблюдается импульсный характер изменения температуры нагрева (рис. 15). Так, в точке А1, расположенной за пределами упрочняемой кольцевой поверхности, происходят три последовательных нагрева до температур, не превышающих температуру критической точки Ас3 стали 20Х13 (870 °С). В результате этого в стали не может произойти полное аустенитное превращение и, следовательно, закалка при последующем охлаждении будет неполной. В точке А2 также имеют место три последовательных нагрева. При этом амплитуда двух последних импульсов нагрева превышает 900 °С, что выше температуры критической точки Ас3 стали 20Х13.
Похожий характер имеют температурно-вре-менные зависимости нагрева в точках А3, А4, А5, где также наблюдаются три последовательных импульсных нагрева до температуры >950 °С. Характер изменения температур нагрева в последующих точках вдоль линии А несколько иной. В точке А6 наблюдаются только два характерных импульса нагрева, причем последний превышает температуру критической точки Ас3, но по амплитуде имеет колебания. В точке А7 наблюдается аналогичный характер изменения температурно-временной зависимости нагрева. Однако величина первого и второго импульсов нагрева меньше, чем в точке А6. Аналогично и в точке А8, в которой амплитуда второго импульса лишь на 10 °С превышает величину Ас3.
Характер температурно-временных зависимостей изменения температуры в ключевых точках по линии В существенно отличается от нагрева вдоль линии А (рис. 16). Так, в точках В1, ..., В4 имеют место четыре последовательных импульсных нагрева. При этом температуру критической точки Ас3 превышают только второй и третий импульсы. Кроме того, при охлаждении после третьего импульса температура не падает ниже границы мартенситного превращения до нового повышения при четвертом импульсе нагрева. В результате этого обрабатываемый материал продолжительное время может находиться в диапазоне температур перлитного превращения. Вследствие этого при охлаждении мартенситная фаза может не образовываться вовсе, либо ее доля значительно уменьшается. В точке В4 этот эффект максимален, поскольку после третьего импульса нагрева температура снижается примерно до 450 °С и далее вновь повышается до 600 °С.
Рис. 15. Температурно-временные зависимости нагрева стали 20Х13 в точках А1 (а), А2 (б), А3 (в), А4 (г), А5 (д), А6 (е), А7 (ж), А8 (з) при веерной траектории движения инструмента
Рис. 16. Температурно-временные зависимости нагрева стали 20Х13 в точках В1 (а), В2 (б), В3 (в), В4 (г), В5 (д), В6 (е), В7 (ж), В8 (з) кольцевого участка при веерной траектории движения инструмента
НУ,
0.05600 400 200 Н
200 мкм 500 мкм
Г»
.1 " X * -д f
* Т VI Wf
У
АВ
т—'-г
ВС
с
12 16 20
НУ,
0.05 600 400 200
■ 200 мкм • 500 мкм ■ /г ■ / ■ - ■ V, /• UL \ ■
// я V- Л АВ У1 ВС с \ ■
12 16 20
Расстояние,
Расстояние,
Рис. 17. Зависимости изменения микротвердости НУ005 по ширине кольцевого участка в сечениях 1-1 (а) и 2-2 (б) на глубине 200 и 500 мкм
В точках В5, ..., В8 температурно-временные зависимости включают в себя три последовательных импульса нагрева. При этом в точках В5, В6, В7 только второй импульс по амплитуде превышает точку Ас3. Третий импульс вызывает повышение температуры примерно на 50 °С относительно температуры, имеющей место при охлаждении после второго импульса. В результате этого несколько замедляется скорость охлаждения, что может также негативно сказаться на результирующей твердости. В точке В8 температура нагрева не превышает 800 °С и не приводит к закалке стали 20Х13.
Полученные результаты моделирования показывают, что при веерной траектории движения инструмента в пределах упрочняемого кольцевого участка обеспечивается аустенизация поверхности с последующей закалкой. При этом важной особенностью является отсутствие эффекта самоотпуска, имеющего место при движении инструмента вдоль концентрических окружностей. Таким образом, можно утверждать, что веерная траектория движения инструмента способна обеспечить более равномерное упрочнение широкой кольцевой поверхности. Однако амплитудные значения температуры импульсов нагрева при веерной траектории движения инструмента с линейной подачей 500 мм/мин существенно ниже по сравнению с движением по круговой траектории вдоль концентрических окружностей, что приведет к меньшей толщине закаленного поверхностного слоя.
5. Результаты экспериментального исследования
На рис. 17 приведены зависимости изменения микротвердости НУ0.05 по ширине кольцевого участка в сечениях 1-1 и 2-2 на глубине 200 и
500 мкм и отмечены зоны перекрытия дорожек трения АВ и ВС.
На рис. 18 показан пример оценки параметра Си применительно к ОТП кольцевого участка поверхности с траекторией движения инструмента по трем концентрическим окружностям на глубине 200 мкм вдоль линии 1-1 образца. В качестве порогового принято значение = 500НУ0 05. Изменение теплового воздействия инструмента формирует вдоль линии 1-1 длиной = 20 мм два участка = 1.42 мм и Ж12 = 1.65 мм с провалами твердости на расстоянии, равном примерно радиусу инструмента Я[, что соответствует зонам отпуска, установленным при моделировании. Общая длина данных участков + Ж12 = 3.07 мм. Суммарная длина = 3.45 мм складывается из длин участков ЖНдг1 = 2.12 мм и ЖНдг2 = 133 мм, которые соответствуют зонам с низкой твердостью на верхней и нижней границе кольцевой поверхности. Таким образом, при пороговой твердости Иь = 500 НУ005 на глубине 200 мкм индекс равномерности твердости Си = 0.67.
■ W RA ■zi wa Wt2 гЛ* Vi IAZ2
/м г- N / \
V f
1 Порог )вая тве] 1ДОСТЬ Ht у
Р
■ / wtot \
А АВ ВС С
0 5 10 15 20 /, мм
Рис. 18. Схема к оценке равномерности микротвердости по методу Campana при пороговой величине Hth = 500 HV005 на глубине 200 мкм в сечении 1-1 (цветной в онлайн-версии)
К
К 0.3^
100 200 300 400 500 600 Глубина, мкм
Рис. 19. Изменение индекса равномерности микротвердости Си в сечениях 1-1 (1) и 2-2 (2) кольцевого участка по глубине поверхностного слоя (цветной в онлайн-версии)
На основе данных измерения микротвердости для сечений 1-1 и 2-2 кольцевого участка поверхностного слоя построены зависимости изменения индекса равномерности микротвердости Си, приведенные на рис. 19.
В целом анализ результатов исследований изменения микротвердости в поверхностном слое образцов стали 20Х13 после ОТП с движением инструмента по концентрическим окружностям показал, что данная технология упрочнения кольцевых участков не может обеспечить достижение равномерной твердости по ширине и глубине.
Результаты измерений микротвердости по ширине кольцевой поверхности после ОТП при веерной траектории движения инструмента представлены на рис. 20. Измерения проводились на образцах В и С по сторонам Ь1, Ь2, с1 и с2 для глубины от поверхности 200 мкм.
Установлено, что индекс равномерности твердости Си для заданной пороговой величины 500ИУ0. 05, соответствующей границе мартенсит-ного превращения, при веерной траектории движения инструмента в пределах кольцевой поверхности 15 мм составляет СИ = 0.70-0.81 и в преде-
лах упрочняемого участка шириной 15 мм индекс равномерности СИ = 0.79-0.99 (рис. 21).
Анализ индекса равномерности твердости СИ, рассчитанного в пределах упрочняемого кольцевого участка поверхности, показал существенное различие ОТП при круговой и веерной траекториях обработки. При круговой траектории движения инструмента максимально достижимый уровень индекса равномерности составляет 0.8 на глубине 200 мкм и плавно снижается до 0.39 на глубине 600 мкм. При веерной траектории движения на глубине до 400 мкм индекс равномерности поддерживается стабильно на уровне 1. Таким образом, по критерию индекса равномерности твердости СИ в поверхностном слое глубиной до 400 мкм подтверждено преимущество ОТП кольцевых участков по веерной траектории по сравнению с обработкой по концентрическим окружностям. Однако при веерной траектории на глубине 500 мкм происходит резкое снижение СИ. Вероятно, это связано с тем, что при веерной траектории движения инструмента обработка происходит в 3 раза быстрее, чем при круговой за счет существенно большей скорости линейной подачи. В результате этого общее количество тепла, передаваемое в обрабатываемый образец, кратно меньше и материал прогревается на меньшую глубину. Существенного упрочнения поверхностного слоя на большую глубину можно добиться за счет уменьшения величины подачи инструмента.
С торцевой поверхности а образца А, упрочненного при движении инструмента по веерной траектории (рис. 7, б), были проведены исследования микроструктуры с помощью СЭМ и ПЭМ и выполнен рентгеноструктурный анализ. На рис. 22 приведены СЭМ-изображения поверхностного слоя после ОТП с увеличением х200 и верхний край слоя с увеличением х3000. Резуль-
0 4 8 12 16 20 /, мм 0 4 8 12 16 20 /, мм
Рис. 20. Изменение микротвердости по ширине кольцевой поверхности на глубине 200 мкм после ОТП при движении инструмента по веерной траектории (цветной в онлайн-версии)
к 1.0-н
0
1 £ 0.8-§ I 0.6-
ю о
ев
^ & 0.4* е
т и
к 0.2-К
0.0100 200 300 400 500 600 Глубина, мкм
Рис. 21. Изменение индекса равномерности твердости СИ по глубине поверхностного слоя к в радиальных направлениях Ь1, Ь2, с1 и с2 после ОТП кольцевого участка поверхности стали 20Х13 по веерной траектории (цветной в онлайн-версии)
таты СЭМ позволили установить, что глубина упрочненного слоя составляет 766.42-910.66 мкм, а величина тонкого слоя, в котором проявился
эффект фрикционного перемешивания, не превышает 20-25 мкм.
На рис. 23 показано СЭМ-изображение тонкого перемешанного слоя с результатами микроанализа химического состава. Согласно данным микроанализа, наблюдается переход в поверхность на глубину до 10 мкм 0.46 % вольфрама от нагретого инструмента, что связано с достижением температуры его красностойкости 1050-1100 °С и пластической деформацией кобальтовой связки.
Рентгенографические исследования упрочненного слоя на глубине 400 мкм от поверхности образца А после ОТП при движении инструмента по веерной траектории были выполнены на рентгеновском дифрактометре 8Ытаё2и ХК0-7000. На характерном спектре, снятом в излучении Сг, ярко выражены пики, соответствующие линиям (110)а, (200)а и (211)а, что позволяет сделать вывод о том, что на данной глубине происходит
Рис. 23. Микроструктура (а) и химический состав (б) в тонком перемешанном слое после ОТП (цветной в онлайн-вер-сии)
Рис. 24. Характерный спектр закаленного слоя на глубине 400 мкм в излучении Сг
формирование мартенсита различной степени тетрагональности (рис. 24).
Кроме того, на характерном спектре прослеживаются относительно малые пики, соответствующие неметаллическим включениями Сг23С6. Это говорит о том, что в процессе ОТП с веерной траекторией движения инструмента температуры нагрева и времени выдержки было недостаточно, для того чтобы карбиды хрома полностью растворились в образовавшемся аустените. Таким образом, поддержание температуры в контактной зоне в пределах 1000-1050 °С недостаточно для полного протекания процесса аустенизации, од-
нако обеспечивает максимальную стойкость инструмента.
Микроструктура исходного материала состоит из крупных ферритных зерен, содержащих одиночные дислокации (рис. 25). Картина микродифракции монокристаллическая, рефлексы точечные.
Микроструктура поверхностного слоя на глубине 620 мкм после обработки по веерной траектории имеет смешанный характер и состоит из феррита и мартенсита (рис. 26, а). Зерна имеют заметно меньший размер, чем в исходном состоянии. Картина микродифракции электронов имеет точечный вид и наблюдается азимутальное размытие, свидетельствующее о небольших разворотах зерен или участков внутри зерен (рис. 26, б). Данный факт показывает, что в результате прикладываемой нагрузки со стороны инструмента на исследуемой глубине происходит пластическая деформация материала. Об этом также свидетельствует повышенная плотность дислокаций внутри зерен. На темнопольном изображении в рефлексе (110)а светятся отдельные зерна и массивы зерен. Смешанный характер микроструктуры после ОТП по веерной траектории свидетельствует о недостаточном нагреве поверхностного слоя для полной аустенизации с последующим
Рис. 25. ПЭМ-изображения микроструктуры исходного материала: светлопольное изображение (а), микродифракция электронов (б) и темнопольное изображение в рефлексе (211)а (в)
Рис. 26. ПЭМ-изображения микроструктуры поверхностного слоя на глубине 620 мкм от поверхности после ОТП по веерной траектории: светлопольное изображение (а), микродифракция электронов (б) и темнопольное изображение в рефлексе (110)а
мартенситным превращением. Таким образом, для упрочнения поверхностного слоя на большую глубину необходимо скорректировать режимы ОТП и в первую очередь снизить скорость подачи.
6. Выводы
Обработка трением с перемешиванием по веерной траектории движения инструмента обеспечивает равномерное упрочнение кольцевого участка плоской поверхности без выраженных зон разупрочнения, характерных для перекрытий дорожек трения при ОТП по круговой траектории.
Разработанная конечно-элементная модель процесса ОТП обеспечивает возможность прогнозирования влияния технологических параметров на возникновение зон разупрочнения материала на основе анализа температурно-временных зависимостей нагрева в различных точках упрочняемого кольцевого участка поверхности.
Индекс равномерности твердости Campana является удобным параметром, характеризующим однородность упрочнения поверхности при обработке трением с перемешиванием.
ОТП при веерной траектории движения инструмента обеспечивает упрочнение поверхностного слоя на глубину до 400 мкм с индексом равномерности микротвердости от 0.78 до 1.00, в то время как при круговой траектории на аналогичной глубине индекс равномерности находится в пределах от 0.48 до 0.72.
Финансирование
Исследование выполнено при финансовой поддержке Министерства науки и высшего образования Российской Федерации в рамках Программы развития Уральского федерального университета им. первого Президента России Б.Н. Ельцина в соответствии с программой стратегического академического лидерства «Приоритет-2030» а также частично темы FWRW-2022-0003 государственного задания ИФПМ СО РАН в отношении численного моделирования.
Литература
1. Mazumder J. Laser heat-treatment — The state of the art // J. Metals. - 1983. - V. 35. - No. 5. - Р. 18-26.
2. Mahmoudi B., Torkamany M.J., Sabour Rouh Agh-dam A.R., Sabbaghzade J. Laser surface hardening of AISI 420 stainless steel treated by pulsed Nd : YAG
laser // Mater. Design. - 2010. - V. 31. - Р. 25532560.
3. Zirehpour Gh., Shoja Razavi R., Moayerifar E. Evaluating wear properties of AISI 420 martensitic stainless steel after laser transformation hardening // Int. J. Iron Steel Soc. Iran. - 2012. - V. 9. - No. 2. - Р. 5-8.
4. Sangwoo S. Laser Transformation Hardening of Carbon Steel Sheets: Doct. Diss. - Department of Mechanical Engineering Graduate School of UNIST, 2017.
5. Миронов С.Ю. О поле температур внутри рабочего инструмента, генерируемом в ходе сварки трением с перемешиванием // Физ. мезомех. - 2022. -Т. 25. - № 5. - С. 40-45. - https://doi.org/10.55652/ 1683-805X_2022_25_5_40
6. Yue Y, Wen Q., Ji S., Ma L., Lv Z. Effect of temperature field on formation of friction stir welding joints of Ti-6Al-4V titanium alloy // High Temp. Mater. Process. - 2015. - V. 36. - P. 733-739. - https://doi.org/ 10.1515/htmp-2015-0178
7. Meyghani B., Awang M.B., Poshteh R.G.M., Mome-ni M., Kakooei S., Hamdi Z. The effect of friction coefficient in thermal analysis of friction stir welding (FSW) // IOP Conf. Ser. Mater. Sci. Eng. - 2019. -V. 495. - P. 012102. - https://doi.org/10.1088/1757-899X495/1/012102
8. Eliseev A., Kalashnikova T., Filippov A., Kolubaev E. Material Transfer by Friction Stir Processing // Multi-scale Biomechanics and Tribology of Inorganic and Organic Systems. - 2021. - P. 169-188. https://doi. org/10.1007/978-3-030-60124-9_8
9. Kalner V.D. Friction hardening of iron-carbon alloys // Surf. Eng. - 1989. - V. 5. - No. 3. - P. 226-228.
10. Dodds S., Jones A.H., Cater S. Tribological enhancement of AISI 420 martensitic stainless steel through friction-stir processing // Wear. - 2013. -V. 302. -No. 1-2. - P. 863-877.
11. Lorenzo-Martin C., Ajayi O.O. Rapid surface hardening and enhanced tribological performance of 4140 steel by friction stir processing // Wear. - 2015. -V. 332-333. - P. 962-970.
12. Voropaev V.V., Kuznetsov V.P., Scorobogatov A.S., Barashova A.A. Impact of Friction Stir Processing Parameters on Forming the Structure and Properties in AISI 420 Steel Surface Layer // XIX International Scientific-Technical Cconference "The Ural School-Seminar of Metal Scientists-Young Researchers" KnE Engineering. - 2019. - P. 158-162. - https://doi.org/ 10.18502/keg.v1i1.4404
13. Takada Y., Sasahara H. Effect of tip shape of frictio-nal stir burnishing tool on processed layer's hardness, residual stress and surface roughness // Coating. -2018. - V. 8. - No. 1:32. - Р. 1-11.
14. Lakhkar R., Shin Y., Krane M. Predictive modeling of multi-track laser hardening of AISI 4140 steel // Mater. Sci. Eng. A. - 2008. - V. 480. - P. 209-217. -https://doi.org/10.1016/j.msea.2007.07.054
15. Winczek J., Modrzycka A., Gawrohska E. Analytical description of the temperature field induced by laser heat source with any trajectory // Proc. Eng. - 2016. -V. 149. - P. 553-558. - https://doi.org/10.1016Zj. proeng.2016.06.704
16. Giorleo L., Previtali B., Semeraro Q. Modelling of back tempering in laser hardening // Int. J. Adv. Manuf. Technol. - 2011. - V. 54. - P. 969-977.
17. Vysotskiy I.V., Malopheyev S.S., Mironov S.Yu., Kaiby-shev R.O. Optimization of friction-stir welding of 6061-T6 aluminum alloy // ®H3. Me30Mex. - 2019. -T. 22. - № 6. - C. 58-83. - https://doi.org/10.24411/ 1683-805X-2019-16006
18. Campana G., Ascari A., Tani G. A Method for Laser Heat Treatment Efficiency Evaluation in Multi-Track
Surface Hardening // Proc. ASME 2009 International Manufacturing Science and Engineering Conference. -2009. - V. 2. - P. 677-683. - https://doi.org/10.1115/ MSEC2009-84095
19. Zhang Z., Farahmand P., Kovacevich R. Laser cladding of 420 stainless steel with molybdenum on mild steel A36 by a high power direct diode laser // Mater. Design. - 2016. - V. 109. - P. 686-699. - https://doi. org/10.1016/j.matdes.2016.07.114
20. Rech J., Arrazola P.J., Claudin C., Courbon C., Pusa-vec F., Kopac J. Characterisation of friction and heat partition coefficients at the tool-work material interface in cutting // CIRP Annals. - 2013. - V. 62. -No. 1. - P. 79-82. - https://doi.org/10.1016/j.cirp. 2013.03.099
Поступила в редакцию 26.01.2023 г., после доработки 29.05.2023 г., принята к публикации 05.06.2023 г.
Сведения об авторах
Кузнецов Виктор Павлович, д.т.н., проф., проф. УрФУ, wpkuzn@mail.ru Скоробогатов Андрей Сергеевич, к.т.н., мнс УрФУ, ufo2log@gmail.com Колубаев Евгений Александрович, д.т.н., проф. РАН, дир. ИФПМ СО РАН, eak@ispms.ru Дмитриев Андрей Иванович, д.ф.-м.н., доц., зам. дир. ИФПМ СО РАН, dmitr@ispms.ru Смолин Игорь Юрьевич, д.ф.-м.н., доц., зав. лаб. ИФПМ СО РАН, smolin@ispms.ru Воропаев Владимир Валерьевич, к.т.н., мнс УрФУ, sen_vvv@mail.ru Воронцов Игорь Алексеевич, магистрант УрФУ, voronetz54@gmail.com
