CC BY
31
References:
1. Prokhorov N.N. Fizicheskie processy v metalle pry svarke [Physical processes in the metal during welding]. Moscow, Metallurgija Publ., 1976. 600 p. (Rus.)
2. Shorshorov M.H., Belov V.V. Fazovije prevrashchenija e izmenenija svoystv staly pry svarke [Phase transformations and changes in properties of the steel during welding]. Moscow, Nauka Publ., 1972. 228 p. (Rus.)
3. Finkel V.M. Fizika razrushenija [Destruction Physics]. Moscow, Metallurgija Publ., 1970. 376 p.
4. Lisov V.S., Makarova T.A., Fedorov V.G. Structura i stoykost protiv obrazovanija holodnikh treshchyn metalla okoloshovnoy zony staly 38HS. [The structure and firmnees against of the cold crack formation of the metal heat affected zone steel 3 8HS]. Svarochnoe proizvodstvo - Welding production, 1982, no. 2, pp. 19-21. (Rus.)
5. Ivanova N.V., Dykun V.N., Vinokurov V.A. Hladostoykost metalla ZTW svarnykh sojedyneniy rezervuarnykh constructsiy [Cold resistance of HAZ metal of tank constructions welded joints]. Svarochnoe proizvodstvo - Welding production, 1985, no. 11, pp. 15-17. (Rus.)
6. Kalensky V.K., Chernyak J.P., Vasilyev V.G., Solomiychuk T.G. Vlijanije pogonnoy energiji na obrazovanije otkolov pry naplavke vysokouglerodystoy staly austenitnimy provolokamy [Effect of heat input on the formation of splits in high steel deposition austenitic wires]. Avtomaticheskaja svarka - Automatic welding, 2001, no. 11, pp. 11-14. (Rus.)
7. Steklov O.I., Alekseev A.V., Alexandrov O.A. Stoycost naplavlennogo sloja protyv otslaivanija v vodorodosoderzhashchykh sredakh [The deposited layer resistance against layer removing in hydrogen environments]. Svarochnoe proizvodstvo - Welding production, 1989, no. 12, pp. 8-10. (Rus.)
8. Suslova E.A., Ignatov V.A., Zubchenko A.S. Vlyjanije tekhnologycheskikh factorov na sklonnost k obrazovaniju treshchyn [Influence of technological factors on the crack susceptibility]. Svarochnoe proizvodstvo - Welding production, 1990, no. 5, pp. 35-36. (Rus.)
9. Gotalsky Yu.N., Snisar V.V., Novikova D.P. Sposoby suzhenija martensytnoy prosloykji v zonje splavlenija perlytnoy staly s austenytnim shwom [Martensitic layer contraction methods in pearlite steel fuson zone with austenitic weld]. Svarochnoe proizvodstvo - Welding production, 1981, no. 6, pp. 7-9. (Rus.)
Рецензент: С.С. Самотугин
д-р техн. наук, проф., ГВУЗ «ПГТУ»
Статья поступила 28.04.2017
УДК 621.771.01
© Бережная Е.В.*
ВЫБОР РЕЖИМА ИНДУКЦИОННОГО НАГРЕВА ДЛЯ НОРМАЛИЗАЦИИ НАПЛАВЛЕННЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ДЕТАЛЕЙ
Предложен и аналитически исследован режим индукционного нагрева при постоянной удельной мощности. Определены основные параметры нагрева, обеспечивающие расчет индуктора. Предложенный режим индукционного нагрева является промежуточным между закалочным и сквозным нагревом, и позволяет одновременно получить необходимые значения температуры на поверхности и на заданной глубине прогретого слоя цилиндрических деталей при нормализации их поверхностей, восстановленных электроконтактной наплавкой. Ключевые слова: индукционный нагрев, наплавка, восстановление поверхности.
Бережна О.В. Вибiр режиму шдукцшного нагрiву для нормалiзацu наплавлених поверхонь цилтдричних деталей. Запропоновано та анал1тично досл1джено ре-
канд. техн. наук, доцент, Донбасская государственная машиностроительная академия, г. Краматорск, е1епа [email protected]
жим тдукцтного нагр1ву при посттнт питомт потужност1. Визначен основн параметри нагр1ву, що забезпечують розрахунок тдуктора. Запропонований режим тдукцтного нагргву е пром1жним м1ж гартгвним i нас^зним нагргвом, та дозволяе одночасно отримати необхiднi значення температури на поверхн та на задант глибит прогртого шару цилтдричних деталей при нормалiзацii гх повер-хонь, вiдновлених електроконтактним наплавленням. Ключовi слова: тдукцтний нагрiв, наплавлення, вiдновлення поверхт.
O. V. Berezshnaya. Selecting the induction heating for normalization of deposited surfaces of cylindrical parts. The machine parts recovered by electric contact surfacing with metal strip are characterized by high loading of the surface layer, which has a significant impact on their performance. Therefore, the improvement of the operational stability of fast-wearing machine parts through the use of combined treatment technologies is required. Not all the work-piece but just the worn zones are subjected to recovery with electric contact surfacing; the tape thickness and depth of the heat affected zone being not more than a few millimeters. Therefore, the most optimal in this case is the use of a local surface heating method of high frequency currents. This method has economical benefits because there is no need to heat the entire work-piece. The induction heating mode at a constant power density has been proposed and analytically investigated. The ratios that make it possible to determine the main heating parameters ensuring calculation of the inductor for the normalization of the reconstructed surface of cylindrical parts have been given. These parameters are: specific power, frequency and warm-up time. The proposed induction heating mode is intermediate between the quenching and cross-cutting heating and makes it possible to simultaneously obtain the required temperatures at the surface and at the predetermined depth of the heated layer of cylindrical parts with the normalization of their surfaces restored with electric contact surfacing. Keywords: induction heating, surfacing, surface reconstruction.
Постановка проблемы. Изнашивание деталей, рабочих органов и инструмента является закономерным процессом, неизбежно сопровождающим работу машин, механизмов, промышленного оборудования и представляющим одну из форм их физического старения. Восстановленные электроконтактной наплавкой металлической лентой детали характеризуются высокой нагруженностью поверхностного слоя, что оказывает существенное влияние на их эксплуатационные характеристики [1-2]. Поэтому актуальной задачей является повышение эксплуатационной стойкости быстроизнашивающихся деталей за счет применения технологий комбинированной обработки [3].
Анализ последних исследований и публикаций. Высокие скорости нагрева восстановленных деталей обеспечивает ряд способов. Одним из наиболее эффективных является индукционный нагрев токами высокой частоты, преобразующий электромагнитную энергию в тепловую [4]. При выборе режима и способа термической обработки необходимо учитывать, что восстановлению наплавкой подвергается не все изделие, а только изношенные участки, а толщина ленты и глубина зоны термического влияния не превышает нескольких миллиметров [5, 6]. Поэтому наиболее оптимальным в данном случае будет применение локального поверхностного метода нагрева токами высокой частоты [7], обладающего экономичностью, поскольку нет необходимости нагревать все изделие. Кроме того, к преимуществам индукционной обработки относится большая скорость нагрева, сокращающая время нагрева по сравнению с пламенным способом в 2,5 раза и более, а также значительное уменьшение окалинообразования, составляющее в среднем 0,5-0,8% от массы нагреваемого металла, и снижение обезуглероживания сталей, практически отсутствующего при нагреве до 1100-1200°С [8].
Целью данной работы является выбор оптимального режима индукционного нагрева при нормализации восстановленного поверхностного слоя цилиндрических деталей применительно к конструкционным сталям.
Изложение основного материала. Проведенные предварительные эксперименты [6], а также данные [9] показывают, что существенное улучшение слоя и снижение напряжений после механической обработки достигается при нормализации индукционным нагревом со сле-
дующими параметрами: скорость роста поверхностной температуры не более 50°С/с с конечным значением Т0 = 880°С и прогрев по глубине хк1 = (3...5) мм не должен отличаться более, чем на 50°С, т. е. Тк1 = 830°С [10]. Поставленная цель достигнута аналитическим решением задачи. Время достижения данного значения поверхностной температуры составляет не менее 18 с и однозначно определяет режим нагрева с постоянной удельной мощностью. Так, при закалочном режиме нагрева с постоянной поверхностной температурой [4] или ускоренном в нагревателях методического действия [11] скорость нагрева поверхности детали достигает 100...200°С/с, что неприемлемо по условиям задачи. Глубина прогреваемого слоя определяется удельной мощностью р0, частотой индуктора f и временем нагрева tK. Режим оптимален при равенстве времени нагрева до заданных значений температуры на поверхности и по глубине детали. Расчет режима основан на модели поэтапного сквозного нагрева [4], в которой весь цикл разбит на следующие этапы:
1. Холодный режим - начало нагрева.
2. Первый промежуточный - начинается в момент времени ti ~ 0,12t0, где t0 - время сквозного прогрева детали, и поверхностная температура Т01 ~ 650...700°С.
3. Начало второго промежуточного этапа отвечает моменту t2 ~ 0,22t0 при глубине прогретого слоя хк2 = 0,5Дк и температуре Тк2 на его внутренней границе, равной 750°С, т. е. выше точки магнитных превращений. В пределах слоя магнитная проницаемость ц =1 и удельное сопротивление р = 10-6 Ом •м, что справедливо для большинства конструкционных сталей.
Глубина активного (в отношении выделения тепла) слоя £ = 0,55Ак при выполнении дополнительного условия [4]:
С ^ 0,2^2, 2 (1)
где D2 = 2R2 - диаметр детали, в дальнейшем D2 = 5-10" м;
Ак - горячая глубина проникновения тока, равная:
д к и 503 fZ = ^ (2)
к w V7
где f - частота, Гц.
Поскольку хк2 < Ак, этап соответствует глубинному прогреву.
4. Момент начала горячего режима t3 ~ 0,310, при котором
=Дк > С. (3)
Режим продолжается до окончания сквозного нагрева и осуществляется за счет теплопроводности, при этом глубина прогретого слоя хк > Ак. Значения ¡, р и условие (1) те же, что и на предыдущем этапе. Оценка глубины прогретого слоя хк в предположении линейной зависимости от х изменения температуры в пределах от 880 до 750°С и учете величин хк1 и Тк1 даст значение:
** = хК1 = (8...13).10-3 (4)
V 0 - Т к1>
что существенно больше глубины слоя хк при закалочном режиме.
Таким образом, режим нагрева будет промежуточным между закалочным и сквозным нагревом, соответствуя началу горячего режима, а заданное распределение температур может быть получено из решения уравнения теплопроводности и условий (1) и (3). Относительная глубина наружного слоя хк/Ак задается параметром k1 в соотношении хк/Ак = к1хк. В рассматриваемом случае хк = Ак и kx = 1. Глубина активного слоя £ связана с Ак выражением:
С = МД К. (5)
Расчет проводили по методике [4], согласно которой значением параметра М можно определить по табличной зависимости М от ^хк и параметра m = (_).
¡1)
Поскольку глубина нагрева сравнительно велика, а удельная мощность мала, в качестве среднего значения принимается m = -0,8. Это соответствует относительной магнитной проницаемости ферромагнитной сердцевины цилиндра ¡2 = 81 и М = 0,944. При таком усреднении полагается, что электрические параметры не зависят от мощности, а изменение значений m в пределах от -0,75 до -0,95 не приводит к существенным ошибкам. Значение температуры Т на расстоянии х от поверхности может быть получено из решения уравнения теплопроводности с
правой частью, не равной нулю [12]:
Tx = 2 А [т + S (а, РЛ (6)
А
где а = 1 - j/R2 - относительная глубина активного слоя; ß = 1 - x/R2 - относительная координата; т = at/R22 - критерий Фурье. Экспериментально проверены и рекомендованы значения коэффициента теплопроводности X = 41,87 Вт/(мтрад) в диапазоне температур от 0 до 800°С и температуропроводности a = 6,25-10"6 м2/с, соответствующим примерно 800°С. Выражение для S (а, ß, т) имеет следующий вид:
п \ 2а м 11(Упа) г i /Ал ~vh Л S(а ß,T) =--2ZИ=1 3Г . Ч12 /0 (vnßn - е n \
1 - а2 vi [I0 (Vn)]2 l )
где I0 и I1 - символы функций Бесселя нулевого и первого порядка первого рода;
vn - корни уравнения Ii(vn)=0, значения которых содержатся в [13]. Выражение для S(a, ß, т) упрощается, если разбить его на две суммы и первую из них выразить в конечном виде. Тогда для области внутри активного слоя j (ß > а):
S(а,= 2^"зттф10(Vnßße~vh-Ол(2ß2 + а2 -3 - 41nß) .
1 -а2 v\[Iq(v„)]2 81 - а2)
Соответственно, для области вне активного слоя j (ß < а):
о/ г, \ 2а „I1(vnа) / п\-v1t ß2 а2 а2 ,
S^ßsh--23Г П 12 10ivnß> VnT + ^+ + ^-а.
1 -а2 v\ [Io(vn)]2 4 8 2(1 -а2)
Можно убедиться, что при ß = а, т. е. на границе активного слоя, оба выражения дают одинаковый результат. При т < 0,2, что соответствует малым временам прогрева (закалочный режим), значения вспомогательной функции S^, ß, т) приведены в [4]. Для т > 0,2 выражения для S^, ß, т) не зависят от т и принимают следующий вид:
S(а,ß,r)* S(а,ß) = а^2)(2ß2 + а2 -3-4lnß) при ß > а; (7)
S^t)« S (а,ß) = ß + О2 + при ß < а; (8)
4 8 2(1 -а2)
Из выражения (6) следует, что значения температуры Т0 и Тк на поверхности детали (х = 0, Д = 1) и на ее глубине (х = хк, Д = Дк) будут:
То = 2 А [т + 5(а,1,т)]; (9)
Тк _ 2 А [т + 5(а, рк ,т)]. (10)
л
Выражение (9) позволяет определить необходимую удельную мощность р0 для нагрева поверхности до температуры Т0:
Р0 = 2^2 [т+5(а,1,т)] • ВТ'м2 (11)
При делении Т0 на Тк в выражениях (9) и (10) определяется время нагрева
ТО _ т + 5(а,1,т) _ ^(/к) (12)
Тк т + 5(а, Рк ,т) к Значение т подбирается по заданному отношению Т0/Тк при т < 0,2. Для т > 0,2 подстановка т из выражения (12) в критерий Фурье даст время прогрева
Т
п2 п2 5М" /^ Рк) (13)
п2 т_ п2 _Тк__(13)
1к =— 7 =" Т
a a Т o
Тк
Приведенные соотношения позволяют по заданным значениям хк = Ак = (8...11)-10-3 м, Т0/Тк = 880/750 = 1,173, R2 и х1 = хк/2 рассчитать удельную мощность р0, время нагрева tK, температуру Тк1 в середине прогретого слоя и частоту f. Порядок расчета следующий (для определенности хк= 11-10-3 м):
1. Для заданных D2 = 2R2 = 5-10-2 м, хк = Ак согласно (5) определяется £ = МАк = = 0,944-11-103 = 10,384-10-3 м, вычисляются а = 1 - £/R2 = 0,5846 и ßK = 1 - хЖг = 0,56 и проверяется выполнение условия (1). В данном случае £ ~ 0,2D2 и определяет максимальное значение хк.
2. Используя выражения (7) и (8), вычисляются S(a;1) = 0,0427 и S(a;ßs) = -0,0182 и, согласно (12), по заданному Т0/Тк определяется значение критерия Фурье т = 0,3707. Поскольку т > 0,2, то расчет согласно (7) и (8) вполне корректен.
3. Подставляя значения Т0, S(a;1) и тв (11) и (13), получимр0 = 1,78-106 Вт/м2 и tx = 37,1 с.
4. Согласно (2), частота индуктора будет f = 2100 Гц.
5. Графическая зависимость Т(х) задается значением температуры Т1 на глубине х1 = = хк/2 = 5,5-10-3м. В этом случае ß1 = 1 - х^2 = 0,78 и S(a;ß1) = 0,02905 и посредством выражения (12) определяется Т1 = Т0[т + S(a;ß1)]/[T + S(a;1)] = 851°С.
Аналогично определяются параметры нагрева при хк = (8; 9 и 10)-10-3м.
Результаты расчетов следующие:
1. хк = 8-10-3м; р0 = 1,96-106 Вт/м2; tK = 31,4 с; f = 3950 Гц; Т = 849,7°С.
2. хк = 9- 10-3м; р0 = 1,87-106 Вт/м2; tK = 33,9 с; f = 3100 Гц; Т = 850,1°С.
3. хк = 10-2м;р0 = 1,81-106 Вт/м2; tK = 35,8 с; f = 2530 Гц; Т1 = 850,6°С.
4. хк = 1,1-10-2м; р0 = 1,78-106 Вт/м2; tK = 37,1 с; f = 2100 Гц; Т = 851°С.
Из результатов расчетов и графических зависимостей следует:
- Значения удельной мощности р0 = (1,8...2,0)-106 Вт/м2 при времени прогрева tx = 31...37 с существенно меньше аналогичных для закалочного режима ~(5,5...6,0)-106 Вт/м2, tx —10... 15 с и больше, чем в случае сквозного прогрева —(0,5...0,6)-106 Вт/м2 [4]. То есть рассмотренный режим является промежуточным.
- Рост поверхностной температуры до 880°С происходит за время не менее 30 с, т. е. со скоростью не более 30°С/с, что меньше заданного значения 50°С/с.
- Предположение о линейной зависимости Т(х) в прогретом слое может служить для предварительной оценки значения хк.
- Увеличение глубины хк приводит к уменьшению наклона характеристики Т(х), а, следовательно, к выравниванию прогрева поверхностного слоя. Ограничение на величину хк накладывает условие (1), т. е. хк < 11-10-3 м.
- Замена графической зависимости Т(х) ломаной линией с шагом 1мм (10-3) позволяет определить разность температур АТ1 на этой глубине. Суммирование этих значений на смежных участках (от 3-х до 5-ти) определит суммарную разность на выбранном участке прогретого слоя.
- Линия 5 на рисунке дает граничное значение глубины прогрева, при которой разность температур нагрева в пределах слоя 3мм не превышает 50°С. Для более глубоких слоев эта разность растет, достигая 65°С для кривой 3 и 60°С, соответственно, для кривой 4, что близко к заданному значению.
- Для зависимостей 3 и 4 частота нагрева равна 2100-2500 Гц, причем частота 2400 Гц является одной из основных в обширной номенклатуре выпускаемых тиристорных преобразователей.
Для проверки соответствия заданным условиям роста поверхностной температуры, рассчитывается ее значение в начале второго промежуточного режима поэтапной модели нагрева. Параметры для расчета те же, что и выше, т. е. хк = Ак = 11-10-3 м, р0 = 1,78-106 Вт/м2. В этом режиме хк2 = 0,5АК = 5,5-10-3 м, £2 = 0,55АК = 6,05-10-3 м, ТК2 = Тк = 750°С, а2 = 1 - £2/R2 = 0,758 и ßs2 =1 - хк2/R2 = 0,78. Посредством выражения (7) определяются S(a2; ßs2) = S(0,758; 0,78) = = 0,03626 и S(a2; 1) = S(0,758; 1) = 0,07182. Из выражения (10) получают т = 0,3161, что больше 0,2. Из (12) следует значение поверхностной температуры Т02 ~ 826°С, а из выражения (13) -время ts2 = 31,6 с. Используя значение tH = 37,1с легко убедиться, что на промежуточном этапе также выполняются заданные параметры нагрева детали. В расчете не учитываются тепловые потери. Последние уменьшаются до 10-15% теплоизолирующим цилиндром и компенсируются соответствующим увеличением удельной мощности нагрева при расчете индуктора под заданную номенклатуру деталей.
Температура. Г°С
900
0 5 10 15
Глубина прогрева,л-Ю 3м
Рисунок - Распределение температуры в поверхностном слое при различных глубинах прогрева хк: 1 - 8-10"3 м; 2 - 9-10"3 м; 3 - 10-2 м; 4 - 11 • 10-3 м; 5 - линейная зависимость увеличения разности температуры в поверхностном слое до (60...65)°С на 3 мм глубины прогрева
Графические зависимости и результаты расчетов показывают, что увеличение времени нагрева tK при уменьшении удельной мощности р0 (кривые 1-4 на рисунке) выравнивают распределение температуры Т(х) в прогретом слое хк. Из выражений (11) и (13) следует, что с ростом диаметра детали удельная мощность р0 уменьшается, а время прогрева tH увеличивается. Следовательно, при данном режиме нагрева для диаметров больше 50 мм надо ожидать более равномерное распределение температуры в поверхностном слое.
Выводы
Проведенные исследования позволили предложить режим индукционного нагрева, обеспечивающий необходимые значения температуры поверхности и на заданной глубине прогретого слоя при нормализации восстановленных цилиндрических деталей.
Аналитическое решение задачи показало, что с увеличением диаметра детали более 50 мм зависимость температуры в пределах нагретого слоя приближается к линейной, а предложенный режим при постоянной удельной мощности является промежуточным между закалочным и сквозным нагревом.
Приведенные соотношения позволяют определить основные параметры нагрева: удельную мощность, частоту и время прогрева, обеспечивающие расчет индуктора для нормализации восстановленных поверхностей цилиндрических деталей.
Список использованных источников:
1. Сабиров О.Н. Исследование свойств наплавленного антифрикционного сплава / О.Н. Сабиров, Г.Г. Онищенко, А.А. Слободяник // Труды Одесского политехнического университета. - 2003. - Вып. 1 (19). - С. 8-11.
2. Фархшатов М.Н. Определение остаточных напряжений покрытий, нанесенных электроконтактной приваркой ленты из коррозионностойких сталей / М.Н. Фархшатов // Вестник ОГУ, Башкирский государственный аграрный университет. - 2006. - № 9. - Ч. 2. - С. 349-352.
3. Бережная Е.В. Исследование влияния комбинированной термомеханической обработки на
физико-механические характеристики покрытия / Е.В. Бережная, А.В. Лапченко, М.А. Тур-чанин // Надшнють шструменту та оптимiзацiя технологiчних систем. Збiрник наукових праць. - Краматорськ, дДмА. - 2016. - № 38. - С. 125-131.
4. Слухоцкий А.Е. Индукторы для индукционного нагрева / А.Е. Слухоцкий, С.Е. Рыскин. -Л. : Энергия, 1974. - 264 с.
5. Бережная Е.В. Тепловое состояние режущего инструмента в зоне восстановительной электроконтактной наплавки / Е.В. Бережная // Надшнють шструменту та оптимiзацiя техноло-пчних систем : Зб. наук. пр. - Краматорськ, ДДМА. - 2014. - № 34. - С. 197-200.
6. Бережная Е.В. К расчету температурного поля при электроконтактной наплавке многослойных покрытий / Е.В. Бережная // Перспективные технологии, материалы и оборудование в литейном производстве: Материалы IV международной научно-технической конференции. - Краматорск : ДГМА, 2013. - С. 31.
7. Головин Г.Ф. Высокочастотная термическая обработка / Г.Ф. Головин, М.М. Замятнин. -М. : Машиностроение, 1990. - 239 с.
8. Васильев А.С. Высокоинтенсивный индукционный нагрев / А.С. Васильев, В.В. Царев-ский // Электричество. - 2001. - № 12. - С. 37-43.
9. Бабей Ю.И. Поверхностное упрочнение металлов / Ю.И. Бабей, Б.И. Бутаков, В.Г. Сысоев. - К. : Наукова думка, 1995. - 256 с.
10. Биндин В.М. Индукционный нагрев при производстве особо чистых материалов / В.М. Би-ндин, В.И. Добровольская, Д.Г. Ратников. - Л. : Машиностроение, 1980. - 65 с.
11. Кассов В.Д. Теплотехнический расчет индукторов для нагрева перемещающихся цилиндрических заготовок / В.Д. Кассов, А.В. Жартовский, А.Н. Белозерцев // Вестник Донбасской государственной машиностроительной академии. - 2007. - № 2Е (10). - С. 99-105.
12. Лыков А.В. Теория теплопроводности / А.В. Лыков. - М. : Высшая школа, 1967. - 599 с.
13. Янке Е. Специальные функции / Е. Янке, Ф. Эмде, Ф. Лёш // М. : Наука, 1977. - 344 с.
References:
1. Sabirov O.N., Onischenko G.G., Slobodyanik A.A. Issledovanie svoystv naplavlennogo anti-friktsionnogo splava [Investigation of properties of a surfaced antifriction alloy]. Odes 'kyi Poly-technichnyi Universitet. Pratsi - Labours of the Odessa Polytechnic University, 2003, no. 1 (19), pp. 8-11. (Rus.)
2. Farhshatov M.N. Opredelenie ostatochnyih napryazheniy pokryitiy, nanesennyih elektrokon-taktnoy privarkoy lentyi iz korrozionno-stoykih staley [Detrmination of resting potential of coverings applied with electrocontact welding of band out of corrodent-stable steel]. Vestnik Bashkir-skogo universiteta - Bulletin of Bashkir University, 2006, no. 9, vol. 2, pp. 349-352. Available at: http://www.osu.ru/doc/1026/author/4713/lang/1. (Rus.)
3. Berezshnaya E.V., Lapchenko A.V., Turchanin M.A. Issledovanie vliyaniya kombinirovannoy termomehanicheskoy obrabotki na fiziko-mehanicheskie harakteristiki pokryitiya [Investigation of combined thermomechanical treatment effect on the physical and mechanical characteristics of the metal coating]. Nadiynist Instrumentu ta optimizatsiya tehnologichnih system: zbirnik naukovih prats - Reliability of the tool and optimisation of technological systems: collection of science works, 2016, no. 38, pp. 125-131. (Rus.)
4. Sluhotskiy A.E., Ryiskin S.E. Induktoryi dlya induktsionnogo nagreva [Inductors for induction heating]. Leningrad, Energiya Publ., 1974. 264 p. (Rus.)
5. Berezhnaya E.V. Teplovoe sostoyanie rezhuschego instrumenta v zone vosstanovitelnoy elek-trokontaktnoy naplavki [Thermal state of the cutting tool in the zone of reducing electrocontact surfacing] Nadiynist Instrumentu ta optimizatsiya tehnologichnih sistem: zbirnik naukovih prats -Reliability of the tool and optimisation of technological systems: collection of science works, 2014, no. 34, pp. 197-200. (Rus.)
6. Berezhnaya E.V. K raschetu temperaturnogo polya pri elektrokontaktnoy naplavke mnogosloynyih pokryitiy. Materialyi IVMezhd. nauk.-tehn. konf. «Perspektivnyie tehnologii, ma-terialyi i oborudovanie v liteynom proizvodstve» [The calculation of the temperature field in the electrocontact surfacing of multilayer coatings. Materials of the IVth Int. sci.-tech. conf. «Perspective technologies, materials and equipment in foundry»]. Kramatorsk, 2013, p. 31. (Rus.)
7. Golovin G.F., Zamyatnin M.M. Vyisokochastotnaya termicheskaya obrabotka [High-frequency
heat treatment]. Moscow, Mashinostroenie Publ., 1990. 239 p. (Rus.)
8. Vasilev A.C., Tsarevskiy V.V. Vyisokointensivnyiy induktsionnyiy nagrev [High-intensity induction heating]. Elektrichestvo - Electricity, 2001, no. 12, pp. 37-43. (Rus.)
9. Babey Yu.I., Butakov B.I., Syisoev V.G. Poverhnostnoe uprochnenie metallov [Surface hardening of metals]. Kyiv, Naukova dumka Publ., 1995. 256 p. (Rus.)
10. Bindin V.M., Dobrovolskaya V.I., Ratnikov D.G. Indukcionniy nagrev pri proizvodstve osobo chistih materialov [Induction heating for the production of extremely pure materials]. Leningrad, Mashinostroenie Publ., 1980. 65 p. (Rus.)
11. Kassov V.D., Zhartovskiy A.V., Belozertsev A.N. Teplotehnicheskiy raschet induktorov dlya na-greva peremeschayuschihsya tsi-lindricheskih zagotovok [Thermotechnical calculation of inductors for heating of moving cylindrical billets]. Vestnik Donbasskoy gosudarstvennoy mashinos-troitelnoy akademii - Herald of DSEA, 2007, no. 2E (10), pp. 99-105. (Rus.)
12. Lyikov A.V. Teoriya teploprovodnosti [Theory of heat conduction]. Moscow, Vyisshaya shkola Publ., 1967. 599 p. (Rus.)
13. Yanke E., Emde F., Lyosh F. Spetsialnyie funktsii [Special functions]. Moscow, Nauka Publ., 1977. 344 p. (Rus.)
Рецензент: С.С. Самотугин
д-р техн. наук, проф., ГВУЗ «ПГТУ»
Статья поступила 18.04.2017
УДК 669.045:669.046.581.2
© Чигарев В.В.1, Коваленко И.В.2
ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА УСТАЛОСТНОГО РАЗРУШЕНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ И ДЕТАЛЕЙ, СУДОВЫХ ВСПОМОГАТЕЛЬНЫХ МЕХАНИЗМОВ И КОНСТРУКЦИЙ ПРИ ВОЗНИКНОВЕНИИ РАЗЛИЧНЫХ КОНЦЕНТРАТОРОВ НАПРЯЖЕНИЙ
В статье представлено описание построения и обоснования модели усталостного разрушения, объединяющей такие стадии, как образование и рост трещин в элементах судовых конструкций, имеющих различные концентраторы напряжений. Представленная для рассмотрения модель усталостного разрушения включает в себя образец для проведения исследований много- и малоцикловой усталости поврежденного материала, а также условие, определяющее начальный размер макротрещины и характеризующее переход от первой стадии усталостного разрушения к последующей.
Ключевые слова: компьютерное моделирование, усталостное разрушение, микро-и макропластические деформации, сварной шов, дефекты, трещиностойкость.
Чигарьов В.В., Коваленко 1.В. До^дження процесу втомного руйнування еле-ментiв та деталей суднових допомiжних механiзмiв та конструкцш при вини-кнент рiзних концентраторiв напруги. У статтi представлено опис побудови i обгрунтування моделi втомного руйнування, що об'еднуе таю стада, як утворення й зростання трщин в елементах суднових конструкцш, що мають рiзнi концент-ратори напружень. Представлена для розгляду модель втомного руйнування вклю-чае в себе зразок для проведення до^джень багато- i малоцикловог втоми пошко-дженого матерiалу, а також умову, що визначае початковий розмiр макротрщи-ни i характеризуе перехiд вiд першог стадИ' втомного руйнування до наступног.
1 д-р техн. наук, проф, ГВУЗ «Приазовский государственный технический университет», г. Мариуполь, сЫ2агем>(@№Ш. edu
2 канд. техн. наук, доцент, ГВУЗ «Азовский морской институт», г. Мариуполь, oksykov19@,gmaiLcom
