ОЦЕНКА УСИЛИЙ ТЕРМОМЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ РОЛИКОВЫМ ИНСТРУМЕНТОМ ГАЗОТЕРМИЧЕСКИХ ПОКРЫТИЙ НА ОСНОВЕ НИКЕЛЯ
Аннотация и ключевые слова
Аннотация (русский):
Рассмотрен эффективный способ термомеханического упрочнения газотермических покрытий на основе никеля в аспекте оценки усилий их обкатки роликовым инструментом. Усилие обкатки находится в зависимости от задаваемой величины пластической деформации покрытий, температуры покрытия в интервале значений 273 ... 1473 К, скорости деформации и геометрических параметров ролика и обрабатываемой цилиндрической поверхности покрытия.

Ключевые слова:
ГАЗОТЕРМИЧЕСКИЕ ПОКРЫТИЯ НА ОСНОВЕ НИКЕЛЯ, ТЕРМОМЕХАНИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА, УСИЛИЕ ОБКАТКИ, УПРОЧНЕНИЕ
Текст
Текст (PDF): Читать Скачать

1 Состояние вопроса исследования и актуальность работы

 

Широкое использование газотермических покрытий при изготовлении новых и восстановлении изношенных деталей машин сдерживается их недостатками. К их числу относятся наличие остаточных растягивающих напряжений в покрытиях, которые могут привести к растрескиванию и отслаиванию покрытий [1]. Кроме того, напыленные газотермические покрытия на деталях пар трения требуют операции шлифования, которая приводит к образованию микротрещин в покрытиях, снижает коэффициент использования материала покрытия, требует расходования дорогостоящего алмазного инструмента [2-4].

Одним из способов устранения этих недостатков является термомеханическое упрочнение (ТМУ) газотермических покрытий [5-7]. Этот способ позволяет снять остаточные растягивающие напряжения в покрытиях, упрочнить их и снизить припуск на шлифование.

Одной из основных технологических задач процесса ТМУ (рис. 1) является актуальная задача априорного определения усилия P воздействия инструмента (ролика, шарика) на обрабатываемую поверхность в зависимости от технологических параметров (температуры покрытия, скорости и величины пластической деформации покрытия, размерных параметров ролика и обрабатываемой поверхности), обеспечивающих заданные требования по качеству поверхности (по геометрическим, включая параметры шероховатости, и физико-механическим свойствам):

 

P = f 3, T, ε, D, dp, h).                                                       (1)

 

 

 

 

 

RIS3_1

1 ролик; 2 ‒ деталь; 3 ‒ покрытие; Р ‒ усилие
обкатки; ω3 ‒ пластическая деформация покрытия; Т ‒ температура покрытия; ε ‒ скорость деформации;
dр, D, h ‒ диаметр ролика, образца и толщина покрытия соответственно; Qп, Qо ‒ теплоподвод, теплоотвод

Рисунок 1 ‒ Схема термомеханической
обкатки покрытия

 

 

2 Материалы и методы

 

Поставленная задача решается построением математической модели системы обработки покрытия обкаткой роликовым инструментом в процессе плазменного напыления.

Одними из наиболее часто используемых износостойких материалов покрытий являются материалы на никелевой основе (ПГ-СР2, ПГ-СРЗ, ПГ-СР4 и т.д.). Задача оценки усилия термомеханической обработки рассмотрена нами на примере цилиндрической детали с покрытием из этих материалов (рис. 1).

Усилие обкатки P как функции технологических параметров (1), с другой стороны, находится интегрированием произведений контактных напряжений σ(s) по поверхности контакта S:

 

P=Sσ(s)ds .                                                                  (2)

 

Задаваемым технологическим параметром для расчета силы прижима ролика к детали является максимальное значение напряжения σmax в центре контакта ролика с поверхностью, (рис. 2). Оно определяет, во-первых, пластическую деформацию покрытия ω3, во-вторых, ‒ упругие деформации ролика ω1 и образца ω2 в центре ролика с образцом, в-третьих, ‒ распределение упругих деформаций по поверхности контакта; в-четвертых, ‒ размеры и площадь поверхности контакта, в-пятых, ‒ силу воздействия ролика P на обрабатываемую поверхность.  

Для решения задачи принимались следующие допущения:

‒ истинные напряжения сжатия и растяжения покрытия равны друг другу:

‒ пластическая деформация имеет место только для покрытия (температура покрытия существенно выше температуры ролика и образца);

‒          ползучестью и сверхтекучестью материала покрытия пренебрегаем (считаем процесс локального воздействия ролика на образец кратковременным);

‒ пренебрегаем пористостью покрытия (< 5 %), считаем, что покрытие не имеет пустот и рыхлот, и является несжимаемым.

 

1 ‒ ролик; 2 ‒ образец; ω1, ω2 ‒ упругая деформация
ролика и образца соответственно;
ω3 ‒ пластическая
деформация покрытия

Рисунок 2 ‒ Схема распределения напряжений
в зоне контакта ролика с обрабатываемым
цилиндрическим образцом

RIS3_2

 

Определение силы прижима ролика к цилиндрической детали осуществляется в четыре этапа:

1) напряжения в центре контакта ролика с деталью;

2) размеров контактной зоны ролика с деталью;

3) деформаций ролика в контактной зоне;

4) силы прижима.

Оценка напряжения в зоне контакта ролика с деталью

На этом этапе в качестве исходной использовалась зависимость напряжения при деформации покрытия от факторов [8]:

 

σ=fT, ε, ε, ε(t), x,                                                        (3)

 

где T ‒ температура деформации; ε ‒ степень деформации; ε ‒ скорость деформации,
с -1;
ε(t) ‒ закон развития деформации во времени; x ‒ физико-химические свойства металла (сплава).

Степень деформации ε является функцией деформации ε:

 

ε=h0hdhh=lnhh0=ln1+ε,                                             (4)

 

где h0 и  hвысота деформируемого покрытия начальная и текущая соответственно;

 

   ε=h-h0h0 .                                                                (5)

 

Конкретный вид зависимости (3) с учетом (4) примем в виде, предложенным Ф.Ф. Витманом и В. А. Степановым [8]:

 

lgσσ0=nlgεε0,                                                   (6)

 

где σ = f1(T); n = f2(Т); σ0, ε0 ‒ сопротивление деформации и скорость деформации в условиях обычных испытаний на прессе (обычно при скорости 10-4 с-1).

Для хромоникелевых сплавов, идентичных по составу порошкам для плазменного напыления ПГСР-4, зависимости (6) представлены на рис. 3, 4 [8]. Предполагалось, что в интервале температур T < 1123 К для стали Х20Н80 наклоны графиков зависимостей        n=f(T, ε) будут одинаковыми (с равными n(T, ε)T), что подтверждается для многих других железоникелевых сплавов (12Х18Н9, 12Х18Н9Т, 02Х17Н12М2, 05Х17Н12М2 и др.) [8].

С учетом того, что для сплавов на никелевой основе в области температур рекристаллизации при гомологической температуре η = Т / Тплав = 0,5-0,6 кривая зависимости  lgσ=nlgε имеет сгиб, то график зависимости можно представить в виде двух графиков. Первый из них  n1 = f1(T, ε) при η = 0,5-0,6 переходит в график n 2 = f2(T, ε) [8]. Это приводит к тому, что зависимость (6) разделяется на две зависимости, пересекающиеся при определенной скорости деформации ε:

 

lgσσ0=n1lgεε0,                                                   (7)

 

lgσσ0=n2lgεε0,                                                   (8)

 

или

σ=σ0εε0n1,                                                        (9)

 

σ=σ0εε0n2.                                                      (10)

Обработка эмпирических данных, приведенных на рис. 4, по методу наименьших квадратов дает линейные аппроксимационные зависимости параметров n1 и n2 от значений деформации в диапазоне ε = 0,1 ... 0,4 [9]:

 

n1=4,3607∙10-5Т+0,06643∙ε+9,562∙10-3,                 (11)

 

при температурах Т в интервале 273 ... 1123 ;

 

n2=4,6476∙10-4Т+0,1975∙ε-0,494,                         (12)

 

при температурах Т в интервале 1123 ... 1473 К.

 

σ,  Н/мм2       

RIS3_3

1000

600

200

100

60

20

10

10-5         10-3              10-1               101                103     ̇̇ ̇̇̇ε̇ ̇̇ ̇, с-1

1

2

3

4

5

6

RIS3_3

10-5         10-3              10-1               101                103      ̇̇̇ε̇ ̇̇ ̇, с-1

1000

600

200

100

60

20

10

σ,  Н/мм2       

2

3

4

5

RIS3_3

σ,  Н/мм2       

1000

600

200

100

60

20

10

10-5         10-3              10-1               101                103      ̇̇̇ε̇ ̇̇ ̇, с-1

2

3

4

5

а       

б       

в       

1 ‒ 273 К; 2 ‒ 1123 К; 3 ‒ 1223 К;
4 ‒ 1323 К; 5 ‒ 1423 К; 6 ‒ 1473 К;
а ‒ ε = 0,1; б ‒ ε = 0,2; в ‒ ε = 0,4

Рисунок 3 ‒ Зависимость напряжения
сопротивления σ от деформации ε,
скорости деформации
ε̇ ̇̇ ̇ и температуры T
для никель-хромовых сплавов [8]:
 —●—●— Х20Н80; — — — 12Х25Н22

 

 

Рассчитанные по данным зависимостям значения n1 и n2 отличаются от данных на рис. 4, в основном, не более чем на 10 % за исключением области температур около 1123 К при        ε ≈ 0,1 и ε ≈ 0,4, в которой отличие может достигать 25 %. Это дает возможность использовать зависимости (11) и (12) для оценочных расчетов технологических параметров термомеханической обработки цилиндрических поверхностей.

Для оценки сопротивления деформации σ0 в статических условиях (установившегося процесса), соответствующих диаграммам с упрочнением (dσ/dε > 0), применимы данные работы [10] для сплавов на никелевой основе ЭИ437Б, ЭИ827:

 

σ0=σт+Е*εпл,                                                     (13)

 

для температур η < 0,4;

 

σ0=σт+В∙εплm,                                                      (14)

 

для температур η = 0,4 ... 0,6,

где σт ‒ предел текучести; Е* ‒ модуль упрочнения; В, m ‒ коэффициенты упрочнения;
εпл ‒ относительная пластическая деформация.

Для диаграмм без упрочнения (dσ/dε = 0; η > 0,6):

 

σ0=σт .                                                      (15)

 

Зависимости σт, Е* и коэффициента В от температуры Т, полученные обработкой данных [8, 10],  имеют вид (рис. 5):

 

Е*=1025-Т 0,3163,964,                                                (16)

 

(погрешность менее 11 % для Т290...1020 К),

 

σТ=130∙1175-Т 0,25,                                      (17)

 

(погрешность  менее 15 % для η < 0,6),

 

         σТ=508008∙exp-6,65544∙10-3Т ,                        (18)

 

(для η > 0,6; погрешность  менее 8 %),

 

В=4-0,002∙Т                                              (19)

 

(для Т1045...1070 К).

 

RIS3_4

1

2

3

4

5

ε = 0,1 ‒ кривые 1, 5; ε = 0,2 ‒ кривая 4;
ε = 0,4 ‒ кривые 2, 3; — — —  ‒ предполагаемое
изменение величины
n для материала Х20Н80
в интервале температур 273-1123 К по данным
для материала аналога (стали 12Х25Н22) [8]

Рисунок 4 ‒ Зависимость n=lgσσ0lgεε0 от температуры T и величины относительной
деформации ε для сталей Х20Н80 (кривые 3, 4
и 5) и 12Х25Н22 (кривые 1, 2)

 

RIS3_5

————  ‒ ЭИ437Б;
××— ‒ 12Х25Н22

Рисунок 5 ‒ Зависимость
модуля упрочнения
E* и предела текучести σт материалов ЭИ437Б [10] и 12Х25Н22 от температуры Т

 

 

Таким образом, напряжение в центре контакта ролика с цилиндрической поверхностью можно оценить по формулам (9) и (10) с использованием входящих в них параметров по формулам (11) ...(19) с погрешностью мене 10 % за исключением области температур около 1123 К при ε ≈ 0,1 и ε ≈ 0,4, в которой погрешность может достигать 25 %.

Определение размеров контактной зоны ролика с деталью

Расчетная схема для определения протяженности контактных участков ролика с образцом L1 и L2 представлена на рис. 6. Из прямоугольных треугольников АО2F и AO3F следует, что длина отрезка L1 равна соответственно:

 

L1=r2-r-DF2 ,                                                    (20)

 

L1=R+ω32-R+ω3-EF2  .                                     (21)

R, r ‒ радиус образца и ролика
соответственно; ω1, ω2, ω3 ‒ соответственно деформация ролика упругая, покрытия упругая
и покрытия пластическая

Рисунок 6 ‒ Схема расчета длины контакта цилиндрического образца с роликом

 

Приравнивая правые части после преобразований с учетом того, что произведения малых величин DF, EF и ω3 являются малыми величинам более высокого порядка и ими можно пренебречь, длины отрезков определятся формулами:

 

L1=2∙ω1+ω2+ω31R + 1r ,                  (22)

 

L2=2∙ω1+ω21R + 1r .                     (23)

 

Из рассмотрения прямоугольного треугольника О2HС следует, что, с одной стороны, длина отрезка
О2Н=r2-L22, а с другой стороны, О2Н= r-ω1. Тогда:

 

 L22∙rω1 .                     (24)

Значения упругих деформаций материалов ролика и покрытия могут быть определены из соотношений связи с модулями упругости:

 

ω1=σrEр,                                                        (25)

 

ω2=σREоб,                                                        (26)

 

где Ер, Еоб ‒ модули упругости материалов ролика и покрытия соответственно.

Таким образом, размер контактной зоны ролика с цилиндрическим образцом может быть оценён по формулам (22) ... (24) при известных характеристиках материалов ролика и покрытия (модулях упругости) при условии, что твердость покрытия не уступает твердости материала образца.

Определение деформаций ролика в зоне контакта с образцов

Линия контакта ролика с образцом приближенно может быть представлена в виде прямых отрезков АН и НС (рис. 7). Деформация поверхности ролика в любой точке контакта равна разности между радиусом ролика r и расстоянием от центра ролика (точки О2) до данной точки.

Деформация ролика в поверхностной точке В на линии НС определится как

 

ω1α2=r-O2В.                                                  (27)

 

Из треугольников ΔО2НВ и ΔО2НС следует соответственно

 

О2В=r -HDcos α2HD=r-r2-L22 .                                  (28)

          

 sinα2max= L2r  .                                                (29)

 

Подставляя (28) в (27) в диапазоне угла α20...arcsinL2r получим

ω1α2=r-r2-L22cos α2.                                                        (30)

 

1 ‒ ролик; 2 ‒ образец; АНС ‒ линия контакта; r ‒ радиус ролика

Рисунок 7 ‒ Схема линии
контакта ролика с образцом
при обкатке

RIS3_7

 

Деформации поверхности контакта ролика на отрезке АН удобно рассмотреть в зависимости от угла γ, отсчитываемого от точки Р (точки пересечения отрезка АН с перпендикуляром к нему из центра ролика О2). Аналогично формуле (29), полученной для отрезка НС, имеем для отрезка АН при γ∈-γ1max , γ2max:

 

ω1γ=r-r2-АР2cos γ.                                                    (31)

 

Из треугольников ∆О2АF и ∆AFH следует, что

 

АН=2r2-L22-2r2-L22r2-L12,                                    (32)

 

РН=r2-L22 - r2-L12 2r2-L22-2r2-L22r2-L12 - r2-L22 .                       (33)

Тогда

 

АР=АН ‒ РН=r2 - r2-L22r2-L122r2-L22-2r2-L22r2-L12 .                        (34)

 

Из треугольников ∆АFН и ∆О2РH следует, что

 

cosγ1max=L12r2-L22-2r2-L22r2-L12 ,                            (35)

 

                                                   sinγ2max= АРr  .                                                    (36)

 

Таким образом, контактные деформации ролика определяются зависимостями (30) и (31) в соответствующих диапазонах углов (29), (35) и (36).

Определение силы прижима ролика к образцу

Интеграл (2) по линии контакта ролика с образцом АН + ВС может быть записан сумой:

 

Р=ВL(АН)-σl1dl1LC)-σl2dl2 ,                            (37)

 

где согласно рис. 7

 

l1=tg(γ)∙r2-АР2 ,                                              (38)

 

l2=tg(α2)∙r2-L22  .                                              (39)

 

Тогда зависимость (37) примет вид

 

Р=Вr2-L220α2maxσα2dα2cos2(α2)r2-АР2-γ1maxγ2maxσγdγcos2(γ) .    (40)

Считая деформации ролика при контакте с образцом упругими в соответствии с законом Гука, принимаем, что

 

σγ=Eрω1γr,                                                           (41)

 

для контакта на длине АН,

 

σ(α2)=Eрω1α2r ,                                                   (42)

 

для контакта на длине НС, где Ер ‒ модуль упругости материала ролика, ω1γ и ω1α2 ‒ деформации, рассчитываемые по формулам (30) и (31).

С учетом (29), (35) и (36) интегрирование составляющих в выражении (40) дает формулу  для определения силы прижима ролика к образцу

 

Р=Вr2-L22Eрtg α2max-r2-L222rtgα2maxcosα2max+lnXα2+

+В∙Eрr2-АР2tg γ1max+tg γ2max-r2-АР22rtg γ1maxcos γ1max+tg γ2maxcos γ2max+lnXγ1Xγ2, (43)

 

где

 

Xα2=tg α2max2+π4;   Xγ1=tg γ1max2+π4;     Xγ2=tg γ2max2+π4.                         (44)

 

 

Общая схема расчета силы прижима ролика к цилиндрическому образцу

Исходными данными для расчета являются температура обработки Т, величина пластической деформации покрытия εпл, скорость деформации ε, модули упругости ролика и образца Ер и Еоб, радиусы ролика r и образца R. Последовательность расчета включает определение: предела текучести  материала покрытия по формулам (17) и (18), параметров  Е* и В по формулам (16) и (19);  параметров n1 и  n2  по формулам (11) и (12);  сопротивлений деформации σ0  по формулам (13)...(15); упругих деформаций ω1 и  ω2 по формулам (25)...(26); длин отрезков контактной линии ролика с образцом L1 ,  L2 и отрезка АР (см. рис. 6, 7) по формулам (22), (23) и (34); силы прижима ролика к образцу по формулах (44), (43).

 

3 Результаты исследований

 

Результаты расчета приведены на рис. 8 и 9. Они показывают на незначительность влияния радиуса образца на силу прижима ролика к нему, с увеличением радиуса образца с 20 до 100 мм сила прижима увеличивается на 3 %.

Погонная сила обкатки существенно зависит от радиуса ролика. Увеличение радиуса ролика с 5 мм до 20 мм приводит к увеличению погонной силы с 150-330 Н/мм до 330-800 Н/мм при заданной величине пластической деформации покрытия 0,05...0,1 мм. Данное влияние уменьшается с увеличением температур, уменьшением пластических деформаций с 0,2 мм до 0,05 мм и скоростей деформаций с 1000 с-1 до 0,01 с-1, т. к. при этом уменьшается сопротивление его деформации покрытия σ. Из рис. 8 следует, что влияние температуры покрытия, величин его пластической деформации и скорости деформации на погонную силу наиболее существенно при больших радиусамх ролика. При радиусе ролика 20 мм:

‒ увеличение температуры покрытия с 900 до 1400 К приводит к падению погонной силы с 610...800 Н/мм до 330...627 Н/мм (на 34...73 %, с среднем на 43,5 %);

‒ уменьшение величины пластической деформации покрытия с 0,1 до 0,05 приводят к падению погонной силы с 450...800 Н/мм до 330...750 Н/мм (на 6...36 %, в среднем на 21 %);

‒ уменьшение скорости деформации покрытия с 1000 с-1 до 0,01 с-1 приводит к падению погонной силы с 520...820 Н/мм до 330...660 Н/мм (на 22...57 %, в среднем на 39,5 %).

При радиусе ролика 5 мм значения погонной силы находятся в интервале 150...330 Н/мм. При этом увеличение температуры с 900 до 1400 К, уменьшение величины пластической  деформации с 0,1 мм до 0,05 мм и уменьшение скорости пластической деформации с 1000 с-1 до 0,01 с-1 приводят к падению погонной силы соответственно на 27...43 % (в среднем на 35 %), на 18...40 % (в среднем на 39 %) и на 13...25 % (в среднем на 19 %).

 

RIS3_8

а), б) ‒ ε=0,01с-1;
в), г) ε=10 с-1; д), е) ‒ ε=1000 с-1;
а), в), д) ‒ εпл = 0,05 мм;
б), г), е)  ‒ εпл = 0,1 мм;
1 ‒ 1400 К; 2 ‒ 1100 К; 3 ‒ 900 К

Рисунок 8 ‒ Расчетная зависимость погонной силы Р' от радиуса
обкатывающего ролика
r

 

 

 

 

 

 

 

а), б) ‒ r = 5 мм; в), г)  ‒ r = 10 мм;
д), е)  ‒ r = 15 мм;
а), в), д) ‒ εпл = 0,1 мм;
б), г), е)  ‒ εпл = 0,2 мм;
1ε=1000 с-1; 2 ε=10 с-1;
3 ε=0,01 с-1

Рисунок 9 ‒ Расчетная зависимость погонной силы Р' от температуры Т

 

Надпись: а), б) ‒ r = 5 мм; в), г)  ‒ r = 10 мм; 
д), е)  ‒ r = 15 мм;
а), в), д) ‒ εпл = 0,1 мм; 
б), г), е)  ‒ εпл = 0,2 мм;
1 ‒ ε ̇=1000 с-1; 2 ‒ ε ̇=10 с-1; 
3 ‒ ε ̇=0,01 с-1
Рисунок 9 ‒ Расчетная зависимость погонной силы Р' от температуры Т

RIS3_9

 

 

4 Обсуждение и заключение

 

Полученные результаты расчетов показывают возможность ведения обкатки цилиндрических поверхностей с уменьшением энергоемкости процесса при уменьшении силы обкатки, для чего: необходимо применять ролики небольших радиусов, не более 5 мм, использовать термомеханическую обработку при высоких температурах до 1400 К и малых скоростях деформации (~ 0,01 с-1). Однако малые радиусы роликов приводят к повышению волнистости обкатываемой поверхности [6, 12]. Использование малых скоростей деформирования непроизводительно, ведет к большому времени обкатки, перегреву образца в зоне теплового воздействия, к существенным перепадам температур в покрытии между зоной нагрева и охлаждения, приводящим к термическим напряжениям в покрытии, его растрескиванию и отслоению.

Так, например, при скорости деформации покрытия εср= 0,01 с-1 для  образца с диаметром D = 40 мм, при длине контакта L1 = 4 мм и величине деформации ε = 0,1 частота вращения образца составит n=εсрL1πDln(1+ε)≈0.0033 c-1. Это соответствует времени одного оборота около 5 мин. Такое длительное время обкатки покрытия приведет к его перегреву и перегреву образца. Для предотвращения этого потребуется специальное охлаждение детали, обеспечивающее сохранение температуры покрытия и компенсацию температурной концентрации напряжений в покрытии.

С точки зрения нагрева образца, следовательно, целесообразны высокие скорости деформаций 100...1000 с-1. Радиус ролика должен выбираться из компромисса в отношении требований невысокой величины силы обкатки и малой волнистости поверхности в интервале 5...12,5 мм.

Таким образом, целесообразным может быть решение использования двухступенчатой обкатки покрытия, обеспечивающей уменьшение потерь материала покрытия при шлифовании и упрочнение покрытия. На первой стадии обработку целесообразно проводить на высоких температурах (1400 ... 1473 К) при небольших длительностях воздействия с обкаткой на величину пластической деформации не более 0,2 мм при величине погонной силы 250...550 Н/мм. Покрытие при этом не упрочняется. На второй стадии обработку целесообразно проводить после прекращения нагрева покрытия при его постепенном охлаждении на воздухе с плавным увеличением силы обкатки до значений 400 ...800 Н/мм. Это обеспечивает упрочнение покрытия с созданием в нем сжимающих остаточных напряжений.

Список литературы

1. Барвинок, В. А. Управление напряженным состоянием и свойства плазменных покрытий. - М. : Машинострение, 1990. - 384 с.

2. Бабад-Захряпин А. А Дефекты покрытий. - М. : Энергоатомиздат, 1984. -152 с.

3. Порошковая металлургия и напыленные покрытия / В. Н. Анциферов, Г. В. Бобов, Л. К. Дружинин и др. - М. : Металлургия, 1984. - 792 с.

4. Кудинов, В. В. Плазменные покрытия. - М. : Наука, 1977. - 184 с.

5. Пшибыльский В. Технология поверхностной пластической обработки: Пер. с польск. - М. : Металлургия, 1991. - 479 с.

6. Одинцов, Л. Г. Упрочнение и отделка деталей поверхностным пластическим деформированием. - М. : Машиностроение, 1984. -328 с.

7. Берштейн, А. Л. Термомеханическая обработка стали / А. Л. Бернштейн, В. А. Займовский, Л. М. Капутцина. - М. : Металлургия, 1983. - 480 с.

8. Полухин, П. И. Сопротивление пластической деформации металлов и сплавов: Справочник / П. И. Полухин, Г. Я. Гук, А. М. Галкин. - М. : Металлургия, 1983. - 252 с.

9. Яковлев, К. А. Разработка процесса термомеханического упрочнения поверхностей с газотермическими покрытиями / Автореферат дис. канд. техн. наук по спец. 05.03.01. - Воронеж, 1998. - 14 с.

10. Голуб, В. П. Методика анализа диаграмм растяжения жаропрочных сплавов / В. П. Голуб, В. А. Городецкий, А. С. Олейник, В. Н. Павлов // Заводская лаборатория . - 1988. - №8. - С. 93-95.

11. Тимошенко, С. П. Теория упругости / С. П. Тимошенко, Дж. Гудьер. - Пер. с англ. - М. : Наука, 1979. - 560 с.

12. Браславский, В. М. Технология обкатки крупных деталей роликами. - М. : Машиностроение, 1975. - 160 с.


Войти или Создать
* Забыли пароль?