«Вдосконалення технології плазмової поверхневої обробки деталей, які працюють під навантаженням»

Самарський, Станіслав Віталійович

Please use this identifier to cite or link to this item: https://er.chdtu.edu.ua/handle/ChSTU/9117

Full metadata record

DC Field	Value	Language
dc.contributor.advisor	Мацепа, Сергій Михайлович	-
dc.contributor.author	Самарський, Станіслав Віталійович	-
dc.date.accessioned	2026-03-26T07:20:26Z	-
dc.date.available	2026-03-26T07:20:26Z	-
dc.date.issued	2024	-
dc.identifier.uri	https://er.chdtu.edu.ua/handle/ChSTU/9117	-
dc.description.abstract	Тема кваліфікаційної роботи магістра: «Вдосконалення технології плазмової поверхневої обробки деталей, які працюють під навантаженням» Виконавець: студент групи мНТ-32 Самарський Станіслав Віталійович. Керівник: ст. викладач Мацепа Сергій Михайлович. Кваліфікаційна робота містить 90 сторінок формату А4, 41 рисунок, 15 таблиць, 83 літературних джерела. Кваліфікаційна робота присвячена вдосконаленню технології плазмової поверхневої обробки деталей, які працюють під навантаженням. Особливу увагу приділено дослідженню можливостей плазмового поверхневого гартування та плазмового наплавлення сталі 40Х13, яка використовується для виготовлення опорних елементів конструкцій. Досліджено вплив технологічних параметрів плазмової обробки на структуру, механічні властивості та зносостійкість матеріалу. Розглянуто особливості розподілу енергії плазмової дуги при роботі на струмі прямої та зворотної полярності. Отримані результати можуть бути використані для розробки технологічних рекомендацій щодо плазмової обробки деталей, що працюють у важких умовах експлуатації. Перший розділ присвячено аналізу сучасних методів поверхневого зміцнення металів. Описано традиційні методи термічної обробки сталі 40Х13, її механічні та експлуатаційні властивості. Розглянуто методи поверхневого гартування та зміцнення висококонцентрованими джерелами енергії, такі як лазерна, електроннопроменева та плазмова обробка. Особливу увагу приділено модифікації робочих поверхонь за допомогою плазмових технологій, їх перевагам та можливим обмеженням. Другий розділ присвячено вивченню розподілу енергії стиснутої дуги під час роботи плазмотрона на струмі зворотної полярності. Розглянуто особливості теплового контакту плазмової дуги з металом, механізми теплопередачі та вплив катодного очищення на якість зміцненої поверхні. Виконано моделювання процесу теплопередачі у виріб, встановлено залежність між режимами плазмової обробки та розподілом теплових потоків. Третій розділ присвячено дослідженню плазмової поверхневої термообробки та наплавлення сталі 40Х13. Визначено необхідні параметри режиму плазмового гартування, проаналізовано вплив струму прямої та зворотної полярності на структуру та властивості зміцненої зони. Виконано порівняльні дослідження плазмового наплавлення сталі 40Х13 за різних режимів роботи плазмотрона. Досліджено механічні властивості зміцнених зразків, їх твердість, зносостійкість і поведінку під навантаженням. Четвертий розділ присвячено питанням охорони праці та безпеки при плазмовій обробці металів. Розглянуто вимоги до безпечного використання плазмових установок, правила експлуатації балонів із аргоном, заходи щодо мінімізації ризиків при роботі з плазмотронами та високотемпературними джерелами нагріву.	uk_UA
dc.language.iso	uk	uk_UA
dc.subject	Плазмова обробка деталей	uk_UA
dc.title	«Вдосконалення технології плазмової поверхневої обробки деталей, які працюють під навантаженням»	uk_UA
dc.type	Master Thesis	uk_UA
Appears in Collections:	131 Прикладна механіка (Обробка металів за спецтехнологіями)

Files in This Item:

File	Description	Size	Format
Самарський.pdf Restricted Access		2.96 MB	Adobe PDF	View/Open Request a copy

Show simple item record

Extracted text

Міністерство освіти і науки України
Черкаський державний технологічний університет
Факультет електронних технологій, автотранспорту та машинобудування
Кафедра технології та обладнання машинобудівних виробництв

До захисту допущено:
Завідувач кафедри ТОМВ
____________Георгій КАНАШЕВИЧ
«_____»_____________2024р.

Пояснювальна записка
до кваліфікаційної роботи магістра

на тему: «Вдосконалення технології плазмової поверхневої обробки деталей, які
працюють під навантаженням»

Виконав: здобувач 2 курсу, групи мНТ-32
Спеціальності 131 – «Прикладна механіка»
Освітня програма – «Обробка металів за
спецтехнологіями»
Самарський Станіслав Віталійович
Керівник: ст. викладач Мацепа Сергій Михайлович
Рецензент: головний інженер ДП «Семпал»
м.Черкаси
Якушев Іван Володимирович

Черкаси 2024 р.
Черкаський державний технологічний університет
Факультет електронних технологій, автотранспорту та машинобудування
Кафедра технології та обладнання машинобудівних виробництв
Освітній рівень магістерський.
Спеціальність 131 «Прикладна механіка».
Освітня програма «Обробка металів за спецтехнологіями»

ЗАТВЕРДЖУЮ:
Завідувач кафедри ТОМВ
Георгій КАНАШЕВИЧ
« » ____________2024р.

ЗАВДАННЯ
на кваліфікаційну роботу магістра

_Самарському Станіславу Віталійовичу_
(прізвище, ім’я, по батькові)
1. Тема роботи «Вдосконалення технології плазмової поверхневої обробки
деталей, які працюють під навантаженням».
Керівник роботи Мацепа Сергій Михайлович, ст. викладач
(прізвище, ім’я, по батькові, науковий ступінь, вчене звання)
Затверджена наказом Черкаського державного технологічного університету від
«16» вересня 2024р. №272/04
2. Термін подання здобувачем роботи 26. 11. 2024 р.
3. Вихідні дані до роботи: Технологія плазмової поверхневої обробки, Завдання
до розділу охорона праці та безпека в НС
4. Зміст пояснювальної записки: Літературний огляд; Способи поверхневого
зміцнення висококонцентрованими джерелами нагрівання; Плазмове наплавлення;
Особливості розподілу енергії стиснутої дуги під час роботи плазмотрона на
струмі зворотної полярності; Моделювання процесу теплопередачі у виріб під час
роботи плазмотрона на струмі зворотної полярності; Дослідження плазмової
поверхневої термообробки та наплавлення сталі 40Х13 на струмах прямої та
зворотної полярності; Механічні властивості сталі 40Х13 після плазмової
поверхневої термообробки; Охорона праці та безпека у НС
5. Перелік графічного матеріал(з точним зазначенням обов’язкових
креслеників, плакатів, презентацій тощо Тема, мета, задачі; Однокаткова
опорна частина. Хімічний склад сталі 40Х13; Геометрія задачі; Розрахункове
температурне поле за глибиною виробу при плазмовому гартуванні; Процес
плазмового поверхневого гартування; Розподіл твердості за глибиною
зміцненої зони зразка. Режими плазмового наплавлення; Макрошліфи
наплавленого валика; Характеристики тріщиностійкості та ударної в'язкості
поверхневого шару виробу; Охорона праці та безпека у НС; Загальні висновки

6. Керівники з роботи із зазначенням розділів роботи, що їх стосується
Прізвище, ініціали та посада Підпис, дата
Розділ
консультанта завдання видав завдання прийняв
Розділ 1-3 Мацепа Сергій Михайлович
Розділ 4 Цікановський Володимир Леонідович

7. Дата видачі завдання 16.09.2024 р.
Календарний план
№ Назва етапів дипломного Строк
Примітка
з/п роботи виконання етапів роботи
1 Збір інформації для написання КРМ 16.04. - 01.10.2024
2 Написання І розділу КРМ 02.10.-15.10.2024
3 Написання ІІ розділу КРМ 16.10 – 24.10.2024
4 Написання ІІІ розділу КРМ 25.10 – 2.11.2024
5 Написання розділу з охорони праці 3.11 – 9.11.2024
6 Оформлення пояснювальної записки 10.11 – 25.11.2024
7 Оформлення графічної документації 26.11 – 04.12.2024
8 Захист роботи 22.01.-23.01.2025р.

Здобувач ___________ Станіслав САМАРСЬКИЙ
Підпис Власне ім’я, ПРІЗВИЩЕ

Керівник ___________ ___Сергій МАЦЕПА__
Підпис Власне ім’я, ПРІЗВИЩЕ

4
АНОТАЦІЯ
Тема кваліфікаційної роботи магістра: «Вдосконалення технології плазмової
поверхневої обробки деталей, які працюють під навантаженням»
Виконавець: студент групи мНТ-32 Самарський Станіслав Віталійович.
Керівник: ст. викладач Мацепа Сергій Михайлович.
Кваліфікаційна робота містить 90 сторінок формату А4, 41 рисунок, 15
таблиць, 83 літературних джерела.
Кваліфікаційна робота присвячена вдосконаленню технології плазмової
поверхневої обробки деталей, які працюють під навантаженням. Особливу увагу
приділено дослідженню можливостей плазмового поверхневого гартування та
плазмового наплавлення сталі 40Х13, яка використовується для виготовлення
опорних елементів конструкцій. Досліджено вплив технологічних параметрів
плазмової обробки на структуру, механічні властивості та зносостійкість матеріалу.
Розглянуто особливості розподілу енергії плазмової дуги при роботі на струмі
прямої та зворотної полярності. Отримані результати можуть бути використані для
розробки технологічних рекомендацій щодо плазмової обробки деталей, що
працюють у важких умовах експлуатації.
Перший розділ присвячено аналізу сучасних методів поверхневого зміцнення
металів. Описано традиційні методи термічної обробки сталі 40Х13, її механічні та
експлуатаційні властивості. Розглянуто методи поверхневого гартування та
зміцнення висококонцентрованими джерелами енергії, такі як лазерна, електронно-
променева та плазмова обробка. Особливу увагу приділено модифікації робочих
поверхонь за допомогою плазмових технологій, їх перевагам та можливим
обмеженням.
Другий розділ присвячено вивченню розподілу енергії стиснутої дуги під час
роботи плазмотрона на струмі зворотної полярності. Розглянуто особливості
теплового контакту плазмової дуги з металом, механізми теплопередачі та вплив
катодного очищення на якість зміцненої поверхні. Виконано моделювання процесу
теплопередачі у виріб, встановлено залежність між режимами плазмової обробки
та розподілом теплових потоків.
Третій розділ присвячено дослідженню плазмової поверхневої термообробки
та наплавлення сталі 40Х13. Визначено необхідні параметри режиму плазмового
гартування, проаналізовано вплив струму прямої та зворотної полярності на
структуру та властивості зміцненої зони. Виконано порівняльні дослідження
плазмового наплавлення сталі 40Х13 за різних режимів роботи плазмотрона.
Досліджено механічні властивості зміцнених зразків, їх твердість, зносостійкість і
поведінку під навантаженням.
Четвертий розділ присвячено питанням охорони праці та безпеки при
плазмовій обробці металів. Розглянуто вимоги до безпечного використання
плазмових установок, правила експлуатації балонів із аргоном, заходи щодо
мінімізації ризиків при роботі з плазмотронами та високотемпературними
джерелами нагріву.

5
ABSTRACT
Master's Qualification Work Topic: "Improving the technology of plasma surface
treatment of parts operating under load"
Performer: Student of Group mNT-32, Stanislav Samarsky;
Supervisor: Senior Lecturer Sergiy Matsepa
The qualification thesis consists of 90 A4 pages, 41 figures, 15 tables, and 83
references.
The qualification thesis is dedicated to the improvement of plasma surface treatment
technology for load-bearing parts. Special attention is given to studying plasma surface
hardening and plasma cladding of 40Х13 steel, which is used in the manufacturing of
support elements in bridge structures. The research investigates the influence of plasma
processing parameters on the material's structure, mechanical properties, and wear
resistance. The study also examines the energy distribution of the plasma arc when
operating with direct and reverse polarity currents. The obtained results can be used for
the development of technological recommendations for plasma treatment of components
operating under severe conditions.
The first chapter is dedicated to the analysis of modern methods of surface hardening
of metals. It describes conventional heat treatment methods for 40Х13 steel, its
mechanical and operational properties. Various surface hardening techniques using high-
energy sources, such as laser, electron beam, and plasma processing, are reviewed.
Special attention is given to modifying working surfaces using plasma technologies, their
advantages, and potential limitations.
The second chapter focuses on the study of energy distribution in a compressed arc
when operating with reverse polarity current. The characteristics of thermal contact
between the plasma arc and metal, heat transfer mechanisms, and the effect of cathodic
cleaning on the quality of the hardened surface are examined. The chapter includes
modeling of heat transfer processes in the workpiece, establishing dependencies between
plasma processing modes and heat flow distribution.
The third chapter is devoted to the study of plasma surface heat treatment and
cladding of 40Х13 steel. The necessary parameters for plasma hardening are determined,
and the effect of direct and reverse polarity current on the structure and properties of the
hardened zone is analyzed. A comparative study of plasma cladding of 40Х13 steel under
different plasma torch operation modes is conducted. The mechanical properties of
hardened samples, including hardness, wear resistance, and load-bearing behavior, are
examined.
The fourth chapter covers occupational safety and hazard prevention in plasma metal
processing. It reviews safety requirements for plasma equipment operation, regulations
for argon gas cylinder usage, and risk minimization measures for working with plasma
torches and high-temperature heating sources..
6
Зміст
Вступ ................................................................................................................................. 8
РОЗДІЛ 1. ЛІТЕРАТУРНИЙ ОГЛЯД ..................................................................... 12
1.1 Пристрій і принцип роботи однокаткових опорних частин ........................... 12
1.2 Проблеми термообробки сталі 40Х13 ............................................................... 15
1.3 Поверхневе зміцнення металів .......................................................................... 20
1.3.1 Традиційні способи поверхневого гартування ............................................. 21
1.3.2 Способи поверхневого зміцнення висококонцентрованими джерелами
нагрівання ....................................................................................................................... 22
1.4 Модифікація робочих поверхонь виробів із використанням плазмових
технологій ...................................................................................................................... 23
1.4.1 Плазмове поверхневе гартування ................................................................... 23
1.4.2 Плазмове наплавлення ..................................................................................... 26
Мета і завдання дослідження ................................................................................... 28
Розділ 2 Особливості розподілу енергії стиснутої дуги під час роботи
плазмотрона на струмі зворотної полярності ............................................................. 30
2.1. Оцінка площі теплового контакту плазмової дуги з виробом під час роботи
плазмотрона на струмі зворотної полярності ............................................................. 30
2.2 Моделювання процесу теплопередачі у виріб під час роботи плазмотрона
на струмі зворотної полярності.................................................................................... 33
Висновок до розділу 2............................................................................................... 40
Розділ 3 Дослідження плазмової поверхневої термообробки та наплавлення сталі
40Х13 на струмах прямої та зворотної полярності .................................................... 41
3.1 Визначення необхідних параметрів режиму плазмового гартування опорної
пари ................................................................................................................................. 41
3.2 Вплив технологічних параметрів плазмового гартування на струмі прямої
полярності на структуру та властивості зміцненої зони ........................................... 46
3.3. Вплив параметрів режиму плазмового гартування на струмі зворотної
полярності на структуру та властивості зміцненої зони ........................................... 49

7
3.4. Порівняльне дослідження плазмового наплавлення сталі 40Х13 на
струмах прямої та зворотної полярності ..................................................................... 54
3.5. Механічні властивості сталі 40Х13 після плазмової поверхневої
термообробки ................................................................................................................. 63
Висновок до розділу 3............................................................................................... 68
Розділ 4 Охорона праці та безпека в НС ................................................................. 70
4.1 Загальні вимоги при використанні Аргону (Ar) .............................................. 70
4.2 Технічний огляд балонів .................................................................................... 71
4.3 Експлуатація балонів .......................................................................................... 75
Загальні висновки ...................................................................................................... 81
Список використаної літератури ................................................................................. 84

8
Вступ
Зазвичай важконавантажені деталі сприймають основне навантаження
своїми поверхневими шарами. При статичних і динамічних навантаженнях
максимальні напруження виникають у поверхневому шарі виробу. За дії змінного
навантаження руйнування від втоми також починається в поверхневому шарі. У
випадку роботи виробу на знос від тертя зношується лише його робочий шар
глибиною кілька міліметрів. Отже, немає необхідності надавати більшості таких
деталей однакові властивості по всьому перерізу [1].
Однокатковий опорний елемент конструкції є важконавантаженим
елементом і працює в умовах високих сумарних контактних навантажень, різких
перепадів температур та впливу агресивних середовищ. Конструкція достатньо
масивна і габаритна, являє собою каток (вагою близько 300 кг, діаметром 273 мм),
який переміщується між поверхнями опорних плит (вагою близько 80 кг,
товщиною 40 мм). З урахуванням багаторічного досвіду виготовлення та
експлуатації таких конструкцій розробники встановили, що товщина робочого
шару заданої конструкції становить 4,5 мм з розподілом твердості 54–42 HRC від
поверхні вглиб виробу. Умови експлуатації передбачають використання
матеріалів, що поєднують у собі як високі міцнісні характеристики, так і високі
характеристики корозійної стійкості.
Досвід розробки свідчить, що з точки зору технологічних та економічних
показників найбільш раціональним матеріалом для виготовлення опорних пар є
сталь 40Х13. Сталь 40Х13 – високолегована корозійностійка сталь мартенситного
класу. За високих механічних і антикорозійних властивостей ця сталь має знижені
технологічні властивості (погана зварюваність, схильність до утворення холодних
тріщин, ліквацій, відпускної крихкості), що значно ускладнює застосування
традиційних відомих способів об’ємного та поверхневого зміцнення.
Високі вимоги до геометрії шарів зміцнюваних виробів свідчать про те, що
низка технологій поверхневого зміцнення досягла або технологічної межі, або є
непридатною для сталей розглянутої групи через особливості їх термообробки [2–
4].

9
Перспективним напрямом удосконалення технологій поверхневої обробки є
розробка та впровадження процесів із використанням висококонцентрованих
джерел енергії, зокрема плазмових технологій. Плазмова дуга забезпечує потужний
тепловий вплив на зону обробки. Можливість регулювання концентрації енергії
дозволяє змінювати як ширину й глибину обробки в широких межах, так і керувати
швидкістю нагрівання та охолодження зміцнюваного шару [1–6].
Такі властивості, як порівняльна простота й доступність обладнання, низька
вартість, широкі технологічні можливості, висока якість обробки виробів із різних
металів, дозволяють плазмовим технологіям на цьому етапі успішно конкурувати з
іншими методами [5, 7, 8].
При виборі того чи іншого способу нагрівання висококонцентрованими
джерелами енергії як основи для промислової технології слід дотримуватися таких
принципів: забезпечення необхідних характеристик, ефективність процесу,
безпека, доступність для реалізації на практиці, економічність.
З точки зору ефективності плазмове джерело нагрівання металу за своїми
теплофізичними можливостями дещо поступається лазерному та електронним
променям, але має вищу продуктивність. Крім того, під час впровадження в масове
виробництво потребує мінімальних фінансових інвестицій і експлуатаційних
витрат.
На сьогодні розроблено й успішно застосовується низка технологічних
процесів і установок, заснованих на використанні низькотемпературної плазми [7,
8]. Переважно такі установки працюють на струмі прямої полярності.
Використання зворотної полярності забезпечує додаткові переваги для ряду
плазмових технологій. Явище катодного розпилення дозволяє здійснювати
очищення поверхонь металевих заготовок. Застосування плазмотронів із кільцевим
анодом дає змогу використовувати високопродуктивну плазмову зварку та
наплавлення плавким електродом різних металів. Проведення процесів на
зворотній полярності дозволяє у широких межах регулювати тепловий і силовий
вплив на зону обробки, а також глибину та швидкість нагрівання основного металу,
що є актуальним при проведенні поверхневого зміцнення.

10
Вважається, що при роботі на зворотній полярності плазмотрони зазнають
підвищених теплових навантажень, що ускладнює їх конструкцію, збільшує
габарити та масу [9–11]. Відсутність потужних, надійних, простих в експлуатації
та обслуговуванні плазмотронів стримує вивчення і розробку плазмових
технологій із використанням зворотної полярності.
Попри відмінності фізичних процесів, що лежать в основі різних способів
поверхневого зміцнення металів (плазмового, лазерного, електронно-променевого
тощо), для всіх є характерною спільна особливість — фазові та структурні
перетворення відбуваються в умовах, далеких від рівноважних, що суттєво впливає
на процеси утворення аустеніту, гомогенізації та розпаду. Через високі швидкості
нагрівання й охолодження кінцеві структури поверхневого шару сталі є
неоднорідними за хімічним складом, механічними властивостями тощо. Саме тому
для пояснення механізмів кінетики утворення аустеніту та подальших перетворень
недостатньо знань із позицій класичного термодинамічного підходу до фазових
перетворень у системі залізо-вуглець, оскільки він не враховує впливу швидкості
нагрівання й охолодження на процеси зародження і росту нової фази,
нестаціонарної дифузії, чинників меж зерен та наявності легувальних елементів.
Слід зазначити, що застосування поверхневої термічної обробки не тільки не
виключає, а в багатьох випадках підвищує ефективність наплавлення, оскільки
дозволяє використовувати відносно дешеві матеріали з меншою твердістю
наплавленого шару [8, 12]. При цьому наплавленням створюють або відновлюють
необхідні геометричні розміри робочих поверхонь виробів, а остаточний комплекс
властивостей формують за допомогою плазмового поверхневого гартування.
Таким чином, підвищення зносостійкості деталей, які працюють в умовах
високих сумарних контактних навантажень і впливу агресивних середовищ,
шляхом формування структури робочого шару з заданим комплексом властивостей
за допомогою плазмового поверхневого гартування та наплавлення є актуальною
проблемою.
На сьогодні існують технологічні рекомендації щодо плазмового
поверхневого гартування, застосовуваного до сталей і чавунів, які дозволяють

11
отримати зміцнений шар глибиною не більше 3 мм. У більшості випадків процеси
наплавлення та термічної обробки виконуються на струмі прямої полярності, що не
завжди забезпечує необхідний комплекс властивостей зміцненого шару. При
плазмовому гартуванні дугою прямої полярності не завжди вдається отримати
рівноважну структуру зміцненого шару, а при наплавленні — необхідну ширину
наплавленого валика без використання спеціальних сканувальних механізмів.
Отже, отримання зміцнених шарів із заданими характеристиками та
розширення номенклатури матеріалів, які піддаються поверхневому зміцненню, є
актуальним завданням. Особливо актуальними залишаються завдання отримання
підвищеної глибини зміцненого шару з необхідними властивостями, які поки що
не вирішені.

12
РОЗДІЛ 1. ЛІТЕРАТУРНИЙ ОГЛЯД
1.1 Пристрій і принцип роботи однокаткових опорних частин
Опорні частини є важливими елементами, які забезпечують розрахункові
умови роботи всіх конструкцій — прогонових будов, опор, прилеглих до мосту
насипів і підходів [13, 14].
До останнього часу основними типами опорних частин у мостах, як для
залізничних, так і для автомобільних доріг, були сталеві опорні частини, які
тривалий час використовувалися в мостобудуванні.
Використання сучасних конструкцій і технологій, а також застосування
нових матеріалів з покращеними фізико-механічними характеристиками призвели
до розробки нових типів опорних частин, які є компактнішими та менш
матеріаломісткими [14–16].
Згідно з даними вітчизняної та зарубіжної статистики, середній термін
служби мостів становить 100 років, тоді як їхніх опорних частин (ОЧ) — не більше
30 років. Опорні частини доводиться замінювати щонайменше тричі, що є
дороговартісною та, з урахуванням великої маси прогонових будівель, надзвичайно
трудомісткою операцією.
Досі під час будівництва великопрогонових мостів здебільшого
застосовувалися багатокаткові опорні частини, для яких не гарантувалися
коефіцієнт тертя кочення, технологічна міцність, твердість і корозійна стійкість
контактних поверхонь. У результаті тривалої експлуатації змінювався характер
опирання прогонових будов на опорні частини, рухомі опорні частини
заклинювали, змінювалася розрахункова схема споруди, з’являлися дефекти в
опорах і прогонових будовах [18].
Найпростішими за конструкцією та найсучаснішими за функціональними
можливостями є однокаткові опорні частини (ОКОЧ), які складаються з двох
опорних плит і катка між ними. Однак застосування однокаткових опорних частин
стримується через низьку несучу здатність вуглецевих і низьколегованих сталей
[17].

13
У каткових опорних частинах металевий каток забезпечує мінімальний опір
тертю, якщо поверхня ковзання чиста від бруду та іржі, а спряжені деталі
виготовлені з високою точністю.
Каткові опорні частини, більше ніж інші типи, чутливі до опору тертю.
Забезпечення обов’язкових геометричних вимог та правильного положення катків
у плані вимагає введення додаткових елементів, що ускладнює конструкцію,
збільшує витрати металу та вартість виготовлення. Каткові опорні частини також
чутливі до поперечного крену опор, який досить часто виникає під час експлуатації,
а також до поперечних деформацій прогонових будов, передусім до згинальних
деформацій поперечних балок або діафрагм.
В однокаткових опорних частинах за допомогою катка забезпечуються як
горизонтальні переміщення, так і повороти опорного перерізу. Як результат, для
невеликих навантажень і переміщень можливе створення відносно простих
конструкцій.
Прагнення збільшити навантаження на однокаткові опорні частини без
значного збільшення діаметрів катків привело до використання для катків
високоміцних сталей. З урахуванням характеру передачі зусиль ці сталі у вигляді
високоміцних вставок або наплавок застосовуються тільки в зонах контакту, тобто
там, де діють високі локальні напруження. На рис. 1.1 наведено однокаткову
опорну частину (ОКОЧ) із серії опорних частин під навантаження від 2000 до 30000
кН із переміщеннями до ±250 мм. За діаметром катків ця серія включає 4 типи: 100,
150, 200 і 250 мм. Такі малі діаметри досягнуто завдяки застосуванню для катків і
плит ковзання наплавок товщиною до 20 мм із сталі 40Х13. Як основний метал
використано сталь 09Г2С [19].
Як і в інших конструкціях каткових опорних частин, ОКОЧ включають
опорні плити 1 і 2, каток 3 та протиугінні пристрої, що складаються із зубчастих
вінців на катку 4, 5 і зубчастих рейок на плитах 6, 7.

14

Рис. 1.1. Однокаткова опорна частина (ОКОЧ) з наплавками з високоміцної
сталі: 1, 2 – опорні плити; 3 – каток; 4, 5 – зубчасті вінці; 6, 7 – зубчасті рейки.
При використанні ОКОЧ у широких мостах, де відстань між опорними
частинами у поперечному напрямку перевищує 14 м, під нижньою плитою
ковзання облаштовується пара ковзання, яка складається з полірованого листа з
фторопластовими вставками. Ця пара ковзання забезпечує горизонтальні
переміщення у поперечному напрямку.
Для зменшення витрат металу та ваги катків застосовують зрізані катки або
валки. Валок такої опорної частини виготовляється з ливарних сталей типу 25Л і
має в поперечному перерізі двотаврову форму з ребрами жорсткості.
Радіус циліндричних поверхонь у зрізаному катку або валку зазвичай
приймають трохи більшим, ніж половина його висоти. Це дозволяє зменшити
напруження зминання та підвищити стійкість положення катка, оскільки при його
відхиленні від вертикального положення прогонова будова отримує вертикальне
переміщення вгору, що створює момент, який прагне повернути каток у попереднє
положення.
На сьогодні розробниками пропонується ідея створення робочих контактних
поверхонь ОКОЧ за допомогою наплавлення високоміцних сталей [16], які
забезпечують високі значення твердості та мають достатню стійкість до
атмосферної корозії. Застосування таких опорних частин, що відрізняються
високою надійністю, низьким коефіцієнтом тертя, малою матеріаломісткістю та

15
мінімально можливою будівельною висотою, дозволяє збільшити їхній термін
служби та зрівняти його з терміном експлуатації мосту.
З огляду на високу вартість таких груп наплавлювальних матеріалів і їхню
схильність до термічного зміцнення, доцільно у випадку невеликої товщини
робочих шарів контактних поверхонь ОКОЧ виготовляти плити й катки з
високолегованих корозійностійких сталей та піддавати їх поверхні термічному
зміцненню. Це забезпечує високі значення твердості контактних поверхонь і
стійкість до корозії.
У представленій роботі була проаналізована технологія отримання
зміцненого шару опорної пари конструкції зі наступними характеристиками:
твердість поверхневого шару 49–54 HRC, глибина зміцненого шару 4 мм, твердість
на глибині 4 мм не менше 42 HRC, із збереженням вихідних властивостей у
серцевині виробу. Конструкція (рис. 1.2) є масивною та габаритною: вага катка
близько 300 кг, вага плити близько 80 кг [20].
1
2
3

Рис. 1.2. Зовнішній вигляд опорної пари : 1 – каток; 2 – опорна плита; 3 –
шевронна передача.
Матеріал катка і плити – корозійностійка сталь мартенситного класу 40Х13.
Завдяки низькій критичній швидкості гартування сталь 40Х13 загартовується на
мартенсит під час охолодження на повітрі [21].
1.2 Проблеми термообробки сталі 40Х13
Сталь 40Х13 — високолегована, корозійностійка, жароміцна сталь
мартенситного класу. Найпоширенішим легувальним елементом у жароміцних
сталях і сплавах є хром. Сприятливий вплив хрому на жаростійкість і жароміцність
є основною причиною його включення до складу всіх сталей, призначених для

16
тривалого використання за високих температур у умовах постійного контакту
поверхні металу з киснем і азотом повітря або з продуктами згоряння вугілля,
природного газу чи мазуту, які можуть бути забруднені агресивними домішками
ванадію, сірки та інших компонентів.
У корозійностійких сталях хром відіграє подвійну роль. При вмісті понад
12% хрому різко підвищується електрохімічний потенціал сталі, сталь
"облагороджується" і стає більш стійкою у розчинах електролітів. Водночас хром
сприяє утворенню на поверхні металу щільної та достатньо міцної оксидної плівки,
яка захищає метал від впливу корозійно-активного середовища. Ця ж стійка плівка
хрому захищає сталь від окиснення за високих температур, що підвищує її
жаростійкість. Таким чином, високо-хромисті сталі виявляються стійкими до
хімічної та електрохімічної корозії в окислювальних середовищах [22, 23].
Окрім високої корозійної стійкості, сталі з вмістом 12–14% хрому мають
високу міцність і жароміцність (значно вищу, ніж у низько- та середньолегованих
хромистих і хромомолібденових сталей) [22, 24].
Завдяки зазначеному поєднанню властивостей високо-хромисті сталі
знаходять широке застосування в різних галузях народного господарства. Проте, за
високих механічних і антикорозійних властивостей, високо-хромисті сталі мають
знижені технологічні характеристики, зокрема, погану зварюваність, схильність до
відпускної крихкості, утворення ліквацій і холодних тріщин. Це зумовлено
особливостями фазового стану високо-хромистих сталей і специфікою
структурних і фазових перетворень, що відбуваються під час нагрівання та
охолодження [24–26].
Хром належить до легувальних елементів, які стабілізують α-фазу в залізних
сплавах і зменшують область існування γ-фази. Введення в залізо-хромисті сплави
інших ферито-стабілізувальних елементів (Mo, W, V, Ti, Si тощо) ще більше звужує
γ-область, тоді як аустенито-стабілізувальні елементи (C, Mn, Ni, Cu) її
розширюють. Крім того, вуглець сприяє утворенню карбідів хрому, збіднюючи
хромом твердий розчин [21, 27, 28].

17
Про фазовий і структурний стан сплавів залізо-хром і високо-хромистих
сталей із різним вмістом хрому, а також із додаванням вуглецю та інших
легувальних елементів можна судити за діаграмою [24], наведеною на рис. 1.3.

Рис. 1.3. Діаграма стану сплавів Fe – Cr
Мартенситні високо-хромисті сталі є основною групою високолегованих
хромистих сталей. Вони містять 8–14% Cr і 0,06–0,4% C, а для надання спеціальних
властивостей також інші легувальні елементи. Наявність вуглецю в цих сталях за
високого вмісту хрому забезпечує поєднання корозійної стійкості та різного
ступеня зміцнення при мартенситному перетворенні [28].
Завдяки наявності поліморфного перетворення ці сталі можуть піддаватися
термічній обробці. Твердість сталі після нагрівання вище температури Ac3 (до γ-
стану) та охолодження як у маслі, так і на повітрі є однаковою. Це свідчить про те,
що під час охолодження у широкому інтервалі швидкостей структура сталі в
основному є мартенситною, хоча за повільнішого охолодження в сталі може
залишатися певна кількість фериту [21, 29].
Підвищення вмісту вуглецю в сталях із 13% Cr знижує корозійну стійкість.
Особливо помітно зростає швидкість корозії за вмісту вуглецю понад 0,3%. Це
пояснюється тим, що під час відпалу за наявності вуглецю в сталі утворюються
карбіди хрому, переважно Cr23C6. При цьому твердий розчин суттєво збіднюється
хромом, що знижує електрохімічний потенціал і корозійну стійкість сталі. Таким

18
чином, процес утворення карбідів у високо-хромистих сталях негативно впливає на
їхню корозійну стійкість [29].
Хромисті сталі розглянутої групи, окрім високої корозійної стійкості, мають
і інші важливі властивості — підвищену жароміцність і жаростійкість. Крім того,
за достатнього вмісту вуглецю ці сталі загартовуються на мартенсит навіть при
охолодженні на повітрі. Характерно, що мартенситне розпадання в цих сталях
відбувається за досить низької температури (150–250°C), що зумовлює значне
спотворення та напруженість структури зі збільшеною щільністю дислокацій. До
цього додається наявність у таких сталях карбіду хрому типу Cr23C6, який є
стійким і відносно важко коагульованим за вмісту хрому в сталі 12% і більше, що
сприяє додатковому зміцненню мартенситу шляхом блокування частинками
карбіду наявних дислокацій [27, 30].
Поряд із позитивним впливом Mo, V і W на жароміцність, слід враховувати,
що ці елементи стабілізують α-фазу, сприяючи звуженню γ-області. Тому вони
можуть збільшувати кількість фериту в сталі, роблячи її не повністю
мартенситною, а мартенситно-феритною. Поява у таких сталях фериту в кількості
понад 20% сприяє зниженню міцності та жароміцності. Для підвищення стійкості
γ-фази, розширення γ-області та зменшення кількості фериту в леговані сталі іноді
вводять невелику кількість нікелю. Це дозволяє одночасно зменшити критичну
швидкість охолодження та знизити температуру мартенситного розпаду, що
забезпечує певне підвищення міцності [21, 24, 28]. Однак легування Mo, V і W
підвищує вартість сталі.У таблиці 1.1 наведено склад сталі [23].
Таблиця 1.1 Хімічний склад сталі 40Х13
Марка сталі Вміст елементів
C Cr Si Mn Ni Mo V S P інші
0,35- 12,0- ≤ ≤ ≤
40Х13 ≤ 0,8 - - - -
0,44 14,0 0,8 0,025 0,025
Механічні властивості високо-хромистих мартенситних сталей та їхніх
зварних з'єднань визначаються фактичним хімічним складом і режимом термічної

19
обробки. За допомогою термообробки можна регулювати як властивості самої
мартенситної матриці, так і кінцевий фазовий склад і структуру сталей (табл. 1.2).
Суттєвий вплив на механічні властивості також мають кількість, розмір і
геометрична форма δ-фериту, який зазвичай сприяє зниженню пластичності та
ударної в'язкості без суттєвого впливу на межі міцності та текучості [23].
Підвищена схильність мартенситних сталей до крихкого руйнування в
загартованому стані ускладнює технологію їхньої обробки. При вмісті вуглецю
понад 0,1% мартенситні сталі схильні до утворення холодних тріщин через високу
ступінь тетрагональності кристалічної решітки мартенситу [31].
Таблиця 1.2 Механічні властивості сталі 40Х13
Механічні властивості при підвищених температурах
2
tисп, °С 2 2
σB, Н/мм σ0,2, Н/мм δ5, % Ψ, % KCU, Дж/см
Закалка з 1050°C, відпуск при 600°C, твердість 311-331 HB
20 1140 910 12,5 32 12
200 960 830 11 40 50
300 920 730 10 38,5 70
400 795 685 11,5 45 75
500 530 475 19,5 76,5 80
600 310 260 21 84 120
Закалка з 1050°C, відпуск при 650°C, твердість 277-286 HB
20 950 725 14 41,5 25
400 - - - - 95
450 650 555 15 44 -
500 555 - 18 67 135
Холодні тріщини є одним із видів локального руйнування з'єднань. При
їхньому утворенні визначальними є три фактори: гартівні структури, підвищений
рівень напружень першого роду та насиченість металу воднем. Схильність сталей
до утворення холодних тріщин пов’язана з їхньою гартівністю — підвищенням
твердості під впливом термічного циклу нагрівання та насиченням металу воднем
[32]. Оскільки гартівність сталей зростає зі збільшенням ступеня легування,
схильність до утворення холодних тріщин орієнтовно оцінюється показником
еквівалента вуглецю [21].
Зі зниженням вмісту вуглецю в’язкість мартенситу зростає, але при цьому
утворюваний структурно вільний δ-ферит, своєю чергою, надає сталі високої
крихкості. Тому тріщини можуть з'являтися під час безперервного охолодження за

20
температур нижче Tм.н., а також у процесі витримки за нормальною температурою
(уповільнене руйнування) [29].
Для високо-хромистих сталей температура початку мартенситного
перетворення не перевищує 360°C, а закінчення — 240°C. Зі збільшенням вмісту
вуглецю точки Tм.н. і Tм.к. ще більше знижуються, що спричиняє зростання
твердості мартенситу та його крихкості. Мартенситне перетворення в таких сталях
має дві особливості, які негативно впливають на утворення холодних тріщин.
Мартенситний розпад
Відбувається в широкому інтервалі швидкостей охолодження, що спричиняє
утворення в обробленій зоні повністю мартенситної структури, іноді з певною
кількістю залишкового аустеніту (при високому вмісті вуглецю, легуванні нікелем)
або фериту (при низькому вмісті вуглецю, легуванні феритоутворювальними
елементами).
Температура мартенситного розпаду
Відбувається за зниженої температури (~150°C), що виключає перебіг
процесів самовідпуску. Утворений за цих умов мартенсит має підвищений рівень
мікронапружень і щільність дислокацій, які блокуються, що спричиняє високу
крихкість [27, 28–30].
Оскільки мартенситні, включно з жароміцними високо-хромистими сталями,
є термічно поліпшуваними та використовуються після гартування і високого
відпуску, ділянки ЗТВ (зони термічного впливу), нагріті до температури, близької
до AC1, втрачають міцність. Щоб уникнути такого розупрочнення, потрібне
проведення складної термообробки — нормалізації з відпуском [29, 33].
Найкраще поєднання властивостей сталі 40Х13 забезпечується при
гартуванні за температури 1000–1050°C в оливі або на повітрі з подальшим
відпуском за температури 200–600°C, що забезпечує твердість близько 55 HRC.
1.3 Поверхневе зміцнення металів
У результаті поверхневої термообробки збільшується твердість поверхневих
шарів виробу, одночасно підвищується опір стиранню та межа витривалості [8, 12,
34].

21
Загальним для всіх видів поверхневого гартування є нагрівання поверхневого
шару деталі до температури гартування з подальшим швидким охолодженням. Ці
способи відрізняються методами нагрівання деталей [35]. Товщина та властивості
загартованого шару при поверхневому гартуванні визначаються глибиною та
швидкістю нагрівання, а також швидкістю охолодження [1, 8, 36].
1.3.1 Традиційні способи поверхневого гартування
Залежно від способів нагрівання розрізняють кілька видів поверхневого
гартування:
Гартування зануренням. Нагрівання поверхні здійснюється шляхом
короткочасного занурення деталі в гаряче середовище. Після нагрівання деталь
охолоджують у воді або оливі. Товщина загартованого шару визначається часом
витримки в гарячому середовищі.
Недоліки: складність технологічного процесу та обладнання, висока вартість
[37].
Газополуменеве гартування. Нагрівання поверхні деталі здійснюється
полум’ям газового пальника.
Переваги: універсальність методу.
Недоліки: низька продуктивність; складність регулювання глибини
загартованого шару та температури нагрівання (ризик перегріву). Газополуменеве
поверхневе гартування застосовується переважно для гартування виробів із
великою поверхнею, в умовах індивідуального виробництва та ремонту [38].
Гартування СВЧ (струмами високої частоти). Перед гартуванням СВЧ
виріб піддається нормалізації. Нагрівання деталі відбувається завдяки наведенню в
ній струмів високої частоти. Деталь поміщається всередину індуктора,
підключеного до джерел струмів високої частоти.
Переваги: висока продуктивність.
Недоліки: висока вартість індукційних установок і індукторів; для кожної
деталі потрібен окремий індуктор; наявність шкідливих електромагнітних полів.
Метод доцільно застосовувати в серійному та масовому виробництві однотипних

22
деталей. Максимально можлива глибина зміцненого шару становить 3 мм і
досягається з оплавленням поверхні [39].
Хіміко-термічна обробка. Один із способів покращення якості сталевих
деталей, що полягає у підвищенні їхньої міцності, твердості та зносостійкості за
рахунок насичення поверхні вуглецем, азотом, хромом, бромом та іншими
елементами. Введення до поверхневого шару хрому, кремнію, алюмінію та інших
елементів дозволяє надати виробу корозійну стійкість, жаростійкість,
кислотостійкість та інші властивості [1, 39, 40].
1.3.2 Способи поверхневого зміцнення висококонцентрованими
джерелами нагрівання
Основною відмінною особливістю методів поверхневого зміцнення із
використанням висококонцентрованих джерел нагрівання є можливість
досягнення швидкостей нагрівання та охолодження матеріалів, які на порядок
перевищують значення, характерні для традиційних методів. Це сприяє утворенню
структур поверхневого шару з раніше недосяжним поєднанням експлуатаційних
властивостей.
У процесі численних досліджень встановлено, що швидкість нагрівання та
охолодження поверхневого шару металу, структура і властивості зміцненої зони
визначаються передусім ступенем локалізації введення тепла в оброблюване
вироблення (в зону нагрівання) [8, 36]. Від цього залежать такі важливі для
практики фактори, як величина залишкових напружень і деформацій, необхідність
використання додаткових охолоджувальних середовищ, продуктивність обробки,
техніко-економічні показники. У загальному випадку порядок величини швидкості
охолодження (ºС/с) практично відповідає порядку величини концентрації теплової
потужності (Вт/см²) джерела.
Основні характеристики локальних джерел нагрівання для поверхневого
зміцнення наведено в табл. 1.3 [8, 41].
До способів поверхневої термообробки із використанням
висококонцентрованих джерел енергії належать:
- гартування з нагріванням поверхні лазером,

23
- електронно-променева обробка,
- плазмова поверхнева термообробка.
Таблиця 1.3 Основні техніко-економічні характеристики джерел нагрівання

1.4 Модифікація робочих поверхонь виробів із використанням
плазмових технологій
1.4.1 Плазмове поверхневе гартування
Плазмове поверхневе зміцнення як один із методів зміцнення із
використанням висококонцентрованих джерел нагрівання нині знаходить широке
та ефективне застосування як у дрібносерійному та одиничному (зокрема
ремонтному), так і у великосерійному та масовому виробництві. Суть цього методу
полягає в термічних фазових і структурних перетвореннях, що відбуваються під
час швидкого концентрованого нагрівання робочої поверхні деталі плазмовим
струменем (дугою) та відведення тепла в матеріал деталі [8, 12, 36, 50].
Для генерації плазмового джерела нагрівання широко застосовуються
плазмотрони з відкритою дугою або прямої дії (позитивний заряд подається на
зміцнювану деталь) та плазмотрони із закритою дугою – струменем або непрямої
дії (негативний і позитивний заряди подаються на елементи плазмотрона —
відповідно катод і анод) [5, 48, 51, 52].
Швидкість нагрівання суттєво впливає на розмір рекристалізованого зерна,
оскільки зі збільшенням швидкості нагрівання кількість центрів рекристалізації
зростає швидше, ніж швидкість їхнього зростання. Це сприяє подрібненню зерна

24
[53]. Короткочасне перебування сталі в області гартівних температур і перебіг
фазових перетворень за температур, що перевищують рівноважні, дають змогу
отримати механічні властивості, відмінні від властивостей сталі, загартованої із
нагрівом традиційними джерелами тепла [54].
Застосування швидкого нагрівання, яке сприяє утворенню більш дрібної
структури загартованої сталі, дозволяє досягти сприятливішого поєднання міцності
та в'язкості [55].
Підвищення рівня експлуатаційних властивостей поверхневого шару деталі
досягається завдяки забезпеченню оптимального термічного циклу (нагрівання –
охолодження) з урахуванням закономірностей структурних, фазових і
поліморфних перетворень зміцнюваного матеріалу [56, 57].
Нагріта зона охолоджується одразу після виходу з плазми, переважно за
рахунок відведення тепла в масивну стальну деталь, кондуктивного та радіаційного
теплообміну з поверхні в атмосферу.
Плазмова обробка може ефективно застосовуватися для зміцнення не лише
деталей із сталі, а й із чавуну. У цьому випадку широко використовуються методи
плазмового зміцнення з оплавленням робочої поверхні, які забезпечують створення
на ній відбіленого шару з дисперсною дендритною структурою. Швидкість
охолодження розплаву при цьому становить приблизно 10⁴ °С/с, що визначає
високу ступінь дисперсності закристалізованої структури [8, 57–62].
Для регулювання швидкості нагрівання й охолодження, а також ширини та
глибини гартування використовується сканування зони нагрівання. У
стандартному варіанті плазмового гартування джерело нагрівання переміщується
відносно оброблюваної поверхні прямолінійно. При обробці зі скануванням
додається зворотно-поступальний рух у поперечному напрямку до основного
переміщення, що забезпечує багаторазове проходження зони нагрівання в межах
заданої площі. При цьому ступінь локалізації введення тепла зменшується [36].
Сканування дозволяє підвищити продуктивність процесу, геометричні
розміри (ширину та глибину) локальної зони гартування. Глибина зони
збільшується завдяки зменшенню середньої швидкості нагрівання до

25
передгартівної температури при меншій щільності теплового потоку. Завдяки
скануванню вдається знизити швидкість основного поступального переміщення
дуги, за якої починається оплавлення поверхні. Сукупність цих факторів розширює
діапазон режимів термообробки, що забезпечує зміну структури та властивостей у
зоні термічного впливу через більш повну гомогенізацію аустеніту при збільшеній
тривалості нагрівання [63, 64].
При нагріванні поверхні дугою постійного струму прямої дії сканування
ефективно реалізується за рахунок взаємодії зовнішнього змінного магнітного
поля, створюваного соленоїдом, із власним полем дуги. Частоту зовнішнього поля
можна змінювати, але найчастіше використовується частота 50 Гц. За цієї частоти
температурне поле від скануючого джерела можна вважати стаціонарним, а
тепловий потік — постійним і рівномірно розподіленим по всій ширині
оброблюваної ділянки.
У порівнянні з аналогами — методами поверхневого зміцнення струмами
високої частоти, газополуменевим, хіміко-термічним, лазерним і електронно-
променевим зміцненням — цей процес має низку переваг:
- Низькі інтегральні температури нагрівання деталей, що зменшує ризик
термічних деформацій і залишкових напружень.
- Більша глибина зміцненого шару порівняно, наприклад, із лазерним
гартуванням.
- Високий ефективний ККД нагрівання плазмовою дугою (до 85%), у той
час як при лазерному зміцненні цей показник становить лише 5%.
- Можливість проведення процесу без застосування охолоджувальних
середовищ, вакууму або спеціальних покриттів для підвищення поглинальної
здатності зміцнюваних поверхонь.
- Простота, низька вартість, маневровість та малі габарити
технологічного обладнання, що полегшує його використання.
- Можливість автоматизації та роботизації технологічного процесу, що
підвищує його продуктивність і точність.

26
Попри позитивні результати застосування плазмової поверхневої термічної
обробки, її широке промислове впровадження ускладнене низкою причин:
- обмежена номенклатура матеріалів, які піддаються плазмовому
гартуванню.
- частина результатів отримана з використанням серійного обладнання
для повітряно-плазмового різання. Відомо, що у таких установках
використовуються джерела живлення дуги з високою напругою холостого ходу
(180 В). Для отримання стабільних результатів необхідна оптимізація ряду
параметрів, зокрема забезпечення надійного збудження дуги, однорідності
плазмового струменя, безперебійного режиму роботи плазмотрона, а також
довговічності катода та сопла.
- недостатньо результатів, які можна систематизувати для розробки
промислово придатних процесів термообробки з використанням поширених у
зварювальних технологіях плазмотронів прямої дії.
- максимальна глибина зміцненого шару наразі становить 1,5–2,5 мм,
чого для деяких конструкцій і виробів недостатньо. При цьому відбувається зміна
рельєфу робочих поверхонь, що виправдано лише для деталей металургійного
обладнання.
Ці обмеження вимагають подальших досліджень і розробок для
вдосконалення технології плазмового поверхневого зміцнення та її адаптації до
промислових потреб.
1.4.2 Плазмове наплавлення
Застосування наплавлення робочих поверхонь дозволяє підвищити їхню
довговічність та зносостійкість шляхом нанесення металу, який має відповідний
хімічний склад і фізико-механічні властивості [45].
Суть плазмового наплавлення полягає в розплавленні присадочного металу
струменем плазми та його перенесенні на основний метал. При цьому
розплавляється поверхневий шар основного металу, який разом із розплавленим
присадочним матеріалом утворює шар наплавленого металу [45, 65].

27
Одним із важливих параметрів процесу наплавлення є глибина проплавлення
основного металу. Чим менша глибина проплавлення, тим менша участь основного
металу в наплавленому шарі [66].
На глибині проплавлення формується перехідна зона між основним металом
і наплавленим шаром. Для деяких матеріалів ця зона є найбільш критичною з точки
зору руйнування металу. Метал перехідної зони стає крихким через велику
швидкість охолодження металу шва, а також має підвищену схильність до
утворення холодних тріщин через значну неоднорідність хімічного складу та,
відповідно, значну різницю коефіцієнтів лінійного розширення. Чим більша
глибина проплавлення, тим більша зона ослабленого перерізу та нижча міцність
деталі. Чим менша глибина проплавлення, тим менше втрачається міцність деталі
[45, 67]. На глибину проплавлення основного металу та властивості перехідної зони
впливають погонна енергія процесу та, відповідно, швидкість охолодження [45, 66,
68].
Швидкість охолодження металу під час наплавлення в основному
визначається погонною енергією процесу, хоча певною мірою залежить і від
розмірів деталі, що піддається наплавленню, властивостей основного металу,
температури попереднього підігріву та нагрівання наплавленого металу в процесі
наплавлення [69].
Виходячи з цього, вибір обладнання для наплавлення, режимів і технології
має здійснюватися з урахуванням забезпечення мінімальної глибини проплавлення
основного металу [65, 66].
Вибір режимів наплавлення залежить від товщини наплавленого шару. Вибір
наплавлювальних матеріалів здійснюється з урахуванням вимог до металу труться
поверхонь залежно від типу зношування.
Для умов абразивного зношування необхідна висока твердість наплавленого
металу, яка забезпечується використанням матеріалів із підвищеним вмістом
вуглецю, хрому, марганцю, вольфраму.
Для умов корозійного зношування стійкість досягається легуванням металу
хромом у кількості понад 12% (нержавні сталі).

28
Наплавлювальні матеріали можуть включати не тільки дроти та порошки
металів, але й неметали (керамічний порошок). Це дозволяє наносити кераміку на
метали, досягаючи необхідної якості виробу та вирішуючи завдання підвищення
довговічності деталей і вузлів машин [45, 65, 70–72].
Застосування плазмової дуги прямої дії дозволяє не тільки здійснювати
наплавлення матеріалу з необхідним комплексом властивостей, але й одночасно
проводити поверхневу термічну обробку основного матеріалу деталі, збільшуючи
геометричні характеристики зміцненого шару.
Для широкого впровадження процесів плазмової поверхневої термообробки
з метою отримання зміцнених шарів із необхідними геометричними та міцнісними
характеристиками необхідно встановити науково обґрунтовані закономірності
формування структури та властивостей модифікованих робочих шарів. На основі
цих закономірностей потрібно розробити технологічні процеси зміцнення з
раціональними режимами обробки виробів із високолегованих корозійностійких
сталей мартенситного класу та обладнання, яке забезпечуватиме надійну та
безперебійну роботу в необхідних режимах.
Мета і завдання дослідження
Мета роботи - формування робочих поверхонь деталей однокаткової опорної
частини конструкції зі сталі 40Х13 із твердістю 52–42 HRC на глибину не менше 4
мм.
Об'єкт дослідження - процес плазмової поверхневої термообробки та
наплавлення деталей, які працюють у важких умовах навантаження.
Предмет дослідження - закономірності формування зміцнених шарів із
необхідними геометричними, фізико-механічними та експлуатаційними
характеристиками у високолегованих корозійностійких сталях мартенситного
класу під час плазмової поверхневої обробки.
Задачі, вирішення яких необхідне для досягнення поставленої мети:
1. Дослідження закономірностей теплопередачі в виріб під час плазмової
поверхневої термообробки на струмах прямої та зворотної полярності з метою
формування зміцнених шарів глибиною 4 мм.

29
2. Вивчення впливу плазмового поверхневого нагрівання при роботі на
струмах прямої та зворотної полярності на особливості структуроутворення у
високолегованих корозійностійких сталях.
3. Встановлення взаємозв’язку технологічних параметрів плазмової
поверхневої термообробки та наплавлення на струмі зворотної полярності з
глибиною та твердістю зміцненого шару.
4. Дослідження обладнання для проведення плазмового наплавлення та
поверхневої термообробки.

30
Розділ 2 Особливості розподілу енергії стиснутої дуги під час роботи
плазмотрона на струмі зворотної полярності
2.1. Оцінка площі теплового контакту плазмової дуги з виробом під час
роботи плазмотрона на струмі зворотної полярності
Відоме явище катодного очищення при впливі електричної дуги зворотної
полярності на поверхню металів використовується в ряді технологічних процесів
[37]. До цього часу немає чіткого уявлення про природу процесу катодного
розпилення. Припускається [47], що руйнування та видалення оксидної плівки на
поверхні виробу в зоні дії дуги при зворотній полярності відбувається в результаті
бомбардування поверхні металу позитивними іонами.
При роботі плазмотрона на струмі зворотної полярності на поверхні, що
піддається катодному очищенню, залишається видимий слід [48], який дозволяє
наочно оцінити площу блудіння катодних плям (рис. 2.1).

Рис. 2.1. Процес блудіння катодних плям по поверхні виробу під час роботи
плазмотрона на зворотній полярності.
Спочатку визначали вплив параметрів режиму на блудіння плям у режимах
відкритої та закритої плазмових дуг прямої дії зі зворотною полярністю.

Рис. 2.2. Структурна схема відкритої дуги. 1 – плазмотрон; 2 – виріб;3 –
плазмова дуга.

31

Рис. 2.3 дуга; 4 – мідний водоохолоджуваний наконечник.
На цьому етапі контрольним параметром була ширина зони блудіння
катодних плям Вo.
Встановлено, що вирішальний вплив на ширину зони блудіння катодних
плям мають: зварювальний струм (Iсв), витрата захисного газу (Gз, л/хв), швидкість
переміщення плазмотрона (Vсв, м/год) (див. рис. 2.4 – 2.7).
При цьому в режимі закритої дуги визначальний вплив мають лише струм і
швидкість переміщення плазмотрона, а вплив витрати захисного газу менш
значний.

Рис. 2.4. Вплив витрати захисного газу на ширину зони катодного
очищення. Ряд 1 – Iд = 60 А, відкрита дуга; Ряд 2 – Iд = 100 А, відкрита дуга; Ряд

32
3 – Iд = 150 А, відкрита дуга; Ряд 4 – Iд = 100 А, закрита дуга; Ряд 5 – Iд = 150 А,
закрита дуга; (при Vд = 16 м/год, Gп = 4 л/хв, dс = 6 мм, h = 7 мм).

Рис. 2.5. Вплив швидкості зварювання на ширину зони катодного очищення.
Позначення та умови – див. рис. 2.4, при Gз = 5 л/хв.

Рис. 2.6. Вплив витрати плазмоутворювального газу на ширину зони
катодного очищення. Позначення та умови – див. рис. 2.4, при Gз = 5 л/хв.

33

Рис. 2.7. Вплив відстані від зрізу сопла до виробу на ширину зони катодного
очищення. Позначення та умови – див. рис. 2.4, при Gз = 5 л/хв.
Збільшення Iсв і Gз та зменшення Vсв розширюють зону катодного
очищення, причому цей ріст відбувається до певної межі (V0 = 1,5 Dз), де Dз –
діаметр захисного сопла плазмотрона. Значне збільшення Iд або зменшення Vд
призводить до підплавлення поверхні зразків і, відповідно, до прив’язки дуги.
Варто зазначити, що використання закритої дуги зменшує вплив витрат
захисного газу Gз, плазмоутворювального газу Gп та швидкості обробки Vд на
ширину зони катодного впливу. Завдяки повному заповненню камери аргоном
вдається досягти ширини зони більш ніж 1,5 Dз, обмежуючись лише
геометричними розмірами камери.
2.2 Моделювання процесу теплопередачі у виріб під час роботи плазмотрона
на струмі зворотної полярності.
У результаті проведених досліджень встановлено, що плазмова дуга
зворотної полярності має достатню теплову ефективність для проведення

34
плазмової поверхневої термообробки при менших погонних енергіях у порівнянні
з обробкою на прямій полярності. Крім того, площа теплового впливу значно
більша, ніж при роботі на струмі прямої полярності, що дозволяє зменшити
кількість проходів при обробці заданої площі.
Виходячи з цього, при розрахунку температурних полів під час обробки на
зворотній полярності пропонується використовувати комбіноване джерело нагріву
(рис. 2.8).
Для розв’язання задач теплопровідності застосовують аналітичні та чисельні
методи.
Використовуються для процесів, що описуються лінійними
диференціальними рівняннями за лінійних граничних умов.
Припускають, що теплофізичні властивості матеріалу не залежать від
температури.
Дозволяють отримати загальні рівняння процесів, які залишаються
справедливими для різних числових значень параметрів (геометричних розмірів,
теплових характеристик нагрівання, фізичних властивостей металу).
У найпростіших випадках рішення можна отримати у замкненій формі (через
відомі функції часу, просторових координат і параметрів процесу).
Для більш складних випадків рішення виражаються через визначені
інтеграли або нескінченні ряди.
На відміну від аналітичних, дозволяють враховувати реальну геометрію
конструкції, залежність теплофізичних властивостей від температури,
розподіленість джерела нагріву тощо.
Найпоширенішим методом є метод кінцевих елементів (МКЕ, або FEM).
Сучасні програмні комплекси, такі як ANSYS, COMSOL, надають широкі
можливості для розрахунку теплопровідності під час зварювання та термообробки.
Чисельні розрахунки дають результати лише для конкретних умов, тобто для
визначених параметрів задачі.

35
На відміну від аналітичних методів, чисельні не дають загального рішення,
але їх доцільно застосовувати в інженерних розрахунках, коли отримання
аналітичного рішення є занадто складним або неможливим.
Таким чином, чисельне моделювання є ефективним інструментом для
прогнозування процесів теплопровідності при плазмовій термообробці та дозволяє
враховувати складні фізичні умови, які неможливо описати аналітично.
Як було зазначено раніше, теплопередача у виріб під час роботи плазмотрона
на зворотній полярності визначається приелектродними процесами та передачею
тепла плазмовим потоком. Потужність результуючого теплового джерела може
бути представлена у вигляді:
q=q1+q2
де: q1 =k1*Qu – потужність, що передає сумарний тепловий вплив катодних
плям; q2=k2*QU – потужність, що передається плазмовим потоком;
k1, k2 – коефіцієнти, що враховують розподіл потужності між плазмовим
потоком і катодними плямами (k1+k2 =1); Qu – загальна потужність, що вводиться
у виріб плазмовою дугою зворотної полярності.
З огляду на швидкий і хаотичний рух катодних плям, їхню короткочасність,
при допущенні рівномірного розподілу ймовірності виникнення катодної плями у
межах зони контакту дуги з металом, їхній сумарний вплив при моделюванні
можна замінити рівномірно розподіленим поверхневим джерелом тепла.
Тепло, що передається плазмовим потоком, можна подати у вигляді
поверхневого джерела нагріву з нормальним розподілом теплового потоку в зоні
нагріву радіусом r [49]:
Такий підхід дозволяє коректно змоделювати розподіл теплової енергії у
виробі під час плазмової обробки на струмі зворотної полярності.

36

Рис. 2.8. Схема комбінованого джерела нагріву.
Зазвичай прийнято вважати радіусом зони нагріву відстань, на якій питомий
тепловий потік q2(rh)=0,05q2m
Математична модель ґрунтується на розв’язанні диференціального рівняння
теплопровідності. Це рівняння є частковим випадком рівняння перенесення енергії
і пов’язує температуру, координати та час у диференціальній формі [10].

де: Q – ефективна теплова потужність дуги, Вт; V – швидкість обробки, м/год;
a – коефіцієнт температуропровідності, м²/с; c – питома теплоємність, Дж/(кг·К); r
– густина матеріалу, кг/м³.
Диференціальне рівняння перенесення енергії є математичною моделлю
цілого класу явищ теплопровідності і має безкінечну множину рішень. Щоб
отримати з цієї множини єдине часткове рішення, що описує конкретний процес,
необхідно мати додаткові дані, які не містяться у вихідному диференціальному
рівнянні.Ці додаткові умови, що разом із диференціальним рівнянням визначають
конкретну задачу, називаються умовами однозначності. Вони включають:
Геометричні умови
Фізичні властивості тіла
Граничні умови
Початкові умови
Використовувалися граничні умови змішаного типу: На границі 1 (рис. 2/8)
застосовувалися умови першого роду – температура поверхні T = 293 К.
На інших поверхнях задавалися граничні умови другого роду.

37
На поверхні 2 величина питомого теплового потоку визначалася як:

де:q1 = Q1/f – питома потужність, що передається за рахунок катодних плям,
Вт/м² (f – площа блудіння катодних плям, м²); q2 – потужність, що передається
потоком плазми, Вт/м².

Рис. 2.8. Геометрія задачі.
На рис. 2.9 – 2.11 представлено результати розв’язання задачі
теплопровідності в програмному комплексі COMSOL Multiphysics для сталі 40Х13.

Рис. 2.9. Температурне поле на поверхні оброблюваного зразка зі сталі
40Х13.

38

Рис. 2.10. Розподіл температур за глибиною зразка (Iд = 200 А; Vпер = 7,5
м/год; dс = 5 мм).

Рис. 2.11. Тепловий цикл нагрівання – охолодження поверхні під дією
комбінованого джерела теплоти.
За результатами проведених досліджень встановлено, що під час роботи
плазмотрона на струмі зворотної полярності на початковому етапі теплопередача у
виріб здійснюється переважно за рахунок тепловиділення в катодних плямах. Далі
основний внесок у теплопередачу вносить плазмовий потік та механізм

39
теплопровідності, який переносить тепло від поверхневого шару в глибокі шари
матеріалу деталі.
Виходячи з цього, теплові процеси на поверхні виробу під впливом окремої
плями є предметом особливого наукового інтересу.

Рис. 2.12. Розподіл температури за глибиною зразка під впливом однієї
плями.

Рис. 2.13. Швидкості нагрівання та охолодження за глибиною під впливом
однієї плями.
Таким чином, плазмове поверхневе гартування на струмі зворотної
полярності може застосовуватися для отримання:
Зміцнених шарів без оплавлення поверхні глибиною близько 2 мм.
Тонких зміцнених шарів глибиною близько 0,25 мм за допомогою
низькоамперної дуги.
Крім того, завдяки високим температурним градієнтам, що створюються на
поверхні виробу блукаючими катодними плямами, застосування зворотної
полярності є доцільним у процесах плазмового наплавлення для:

40
Збільшення ширини наплавлених валиків.
Зменшення частки участі основного металу у наплавленому шарі.
Висновок до розділу 2
1. Встановлено кількісне співвідношення теплової потужності, що
передається виробу плазмовим потоком і за рахунок приелектродних процесів на
його поверхні. Показано, що потужність, передана виробу плазмовим потоком при
роботі на струмах прямої та зворотної полярності, становить 65–85% всієї
потужності, що передається виробу стиснутою дугою. При роботі плазмотрона на
струмі зворотної полярності, за однакових режимів, величина потужності,
переданої потоком плазми, у 1,2–1,6 рази більша, ніж при роботі на прямій
полярності.
2. Визначено відмінності у теплопередачі у виріб за рахунок процесів у
приелектродних областях: В анодній області для обробки на прямій полярності. В
катодній області для обробки на зворотній полярності.
3. Встановлено, що при роботі на струмі зворотної полярності площа зони
теплопередачі у виріб визначається шириною зони катодного очищення. Визначено
вплив параметрів режимів на ширину зони катодного впливу у режимах відкритої
та закритої плазмових дуг прямої дії на зворотній полярності. Показано, що
використання закритої дуги дозволяє збільшити зону катодного впливу більш ніж
у 1,5 раза у порівнянні з відкритою дугою.
4. Відтворено теплову модель плазмової поверхневої термообробки на
струмі зворотної полярності, яка враховує два основні механізми нагрівання
виробу: Від потоку плазми (стовпа дуги). За рахунок тепловиділення у
нестабільних катодних плямах.

41
Розділ 3 Дослідження плазмової поверхневої термообробки та
наплавлення сталі 40Х13 на струмах прямої та зворотної полярності
3.1 Визначення необхідних параметрів режиму плазмового гартування
опорної пари
В основі плазмового поверхневого зміцнення металів лежить здатність
плазмової дуги створювати на невеликій ділянці поверхні високі щільності
теплового потоку, достатні для нагрівання та плавлення практично будь-якого
металу [8]. Основною фізичною характеристикою плазмового зміцнення є
температурне поле, значення якого дає можливість оцінити температуру в різних
точках зони термічного впливу (у різні моменти часу), швидкість нагрівання та
охолодження, а в кінцевому підсумку прогнозувати структурний стан і фазовий
склад поверхневого шару матеріалу [20].
У представленій роботі розроблялася технологія отримання зміцненого шару
опорної пари конструкції зі такими характеристиками: твердість поверхневого
шару 49–54 HRC, глибина зміцненого шару 4 мм, твердість на глибині 4 мм не
нижче 42 HRC, зі збереженням вихідних властивостей у серцевині виробу. Опорна
пара є важконавантаженим елементом конструкції та являє собою каток, що
переміщується по поверхні плити. Конструкція масивна та габаритна, маса катка
становить приблизно 300 кг, маса плити близько 80 кг, діаметр катка 284 мм,
розміри плити 1000×290×40 мм [20].
Матеріал катка та плити – корозійностійка сталь мартенситного класу 40Х13,
яка у вихідному стані має структуру сорбіту відпуску та твердість приблизно 15–
20 HRC. Завдяки низькій критичній швидкості гартування сталь 40Х13
загартовується на мартенсит при охолодженні на повітрі (рис. 3.1) [21]. Оптимальна
структура виробів із цих сталей досягається гартуванням на повітрі від
температури 1000–1020°C, оскільки тільки вище цих температур відбувається
повне розчинення карбідів Cr₂₃C₆ в аустеніті. Безпосередньо після гартування
сталь 40Х13 має твердість HRC 56–58.

42

Рис. 3.1. Криві охолодження для сталі 40Х13
Після відпуску при 200–300 °C (з метою отримання високих значень
твердості) твердість становить HRC 50, а після відпуску при 600 °C (для досягнення
необхідних значень ударної в’язкості) – HRC 32–34. В інтервалі 480–520 °C
спостерігається значне зниження пластичності та ударної в’язкості сталі через
розвиток відпускної крихкості [11].
За результатами досліджень, проведених у розділі 2, встановлено, що для
вирішення завдання отримання зміцненого шару глибиною 4 мм доцільно
використовувати запропоновану математичну модель плазмової поверхневої
термообробки, засновану на розв’язанні крайової задачі теплопровідності.
Розв’язання математичної моделі для граничних умов другого роду та
погонної енергії процесу E = 28,8 кДж/см дозволило отримати термічний цикл
гартування (рис. 3.2а) і графік швидкостей нагрівання та охолодження (рис. 3.2б).
Вибір технологічного варіанту зупинили на плазмовому поверхневому
гартуванні на струмі прямої полярності з оплавленням поверхневого шару [12,13].

43

а) б)
Рис. 3.2. Термічний цикл (а) і швидкості нагрівання та охолодження (б) при
поверхневій термообробці за E = 28,8 кДж/см.
Температурні поля (рис. 3.3), а також термічний цикл і графік швидкостей
охолодження (рис. 3.2), у поєднанні з даними діаграми стану сплавів Fe – Cr та С-
подібними кривими для сталі 40Х13 (рис. 3.1), дозволяють спрогнозувати можливі
фазові та структурні перетворення під час плазмової поверхневої обробки.

Рис. 3.3. Розрахункове температурне поле за глибиною виробу при
плазмовому гартуванні з оплавленням поверхні на струмі прямої полярності при E
= 28,8 кДж/см.
Зроблено висновок, що зміцнений шар складатиметься з трьох зон:
Зона гартування з рідкої фази (T > 1539°C),
Зона гартування з твердої фази (1539°C < T < 910°C),
Зона термічного впливу (T < 910°C).

44
Для практичного підтвердження теоретичних припущень було проведено
металографічний аналіз отриманого зразка із використанням наступного
обладнання:
електроерозійне різання [15];
шліфувальний верстат SIS 1000;
заливальний прес Leco PR-32;
мікроскоп Axiovert 40 MAT.
Металографічний аналіз показав наступний результат (рис. 3.4).

вигляд макрошліфа

ділянка 1 ділянка 2 ділянка 3
Рис. 3.4. Макроструктура (×8) та мікроструктура (×400) отриманого зразка.
Величина наплавленого підсилення становить 0,4…0,6 мм, ширина
загартованої доріжки за один прохід — 9,5…10,6 мм, глибина зміцненої зони —
4,35 мм. Структура основного матеріалу — сорбіт відпуску. Структура зони

45
оплавлення (рис. 3.4, ділянка 1) представлена мартенситом з виділеннями карбідної
фази по осях дендритів.
У зоні гартування з твердої фази (рис. 3.4, ділянка 2) спостерігається спектр
структур — від мартенситної структури на межі зони оплавлення з переходом до
мартенситу з виділеннями карбідів (як у тілі зерна, так і на межах зерен).
У перехідній зоні (зоні термічного впливу) (рис. 3.4, ділянка 3) структура
представлена ферито-карбідною сумішшю сорбітного типу різної дисперсності.
Значення мікротвердості основних зон наведені у таблиці 3.1:
Таблиця 3.1. Мікротвердість за зонами.
2
Мікротвердість по зонам, Нμ50, кгс/мм
зона оплавлення (1) Зона закалки із основний
ЗТВ(3)
твердої фази (2) матеріал
452…566 566…594 495…537 279…292
Таким чином, при погонній енергії процесу плазмового поверхневого
гартування E = 28,8 кДж/см досягаються необхідні характеристики зміцненого
шару.
Виходячи з вищесказаного, були прийняті такі режими плазмового
поверхневого гартування (табл. 3.2).
Використання наведених режимів плазмового гартування дозволяє отримати
зміцнений шар глибиною 4,35 мм з мартенситною структурою та рівномірно
розподіленими по перерізу значеннями мікротвердості, без зміни геометричної
форми та структури серцевини деталі зі сталі 40Х13.
Таблиця 3.2. Режими плазмового поверхневого гартування.
полярність Gп, G ,
Iд, А
з
Uд, В Vпер, dc, мм H, мм
струму л/хв л/хв
м/год
150 -
пряма 24 12 - 25 7 3.8 4,2 5
260
Iд – струм дуги; Uд – напруга дуги; Vпер – швидкість переміщення
плазмотрона відносно виробу; dс – діаметр плазмоутворювального сопла

46
плазмотрона; Gп,Gз – витрати плазмоутворювального та захисного газів; H –
відстань від зрізу сопла до оброблюваної поверхні.
Ширина зміцненої зони за один прохід становить приблизно 11 мм,
зміцнення поверхні заданої площі здійснюється послідовним формуванням зони
гартування у вигляді протяжних смуг встик [13] (рис. 3.5).

а) б)

1
21212в00)

Рис. 3.5. Процес плазмового поверхневого гартування (а), зовнішній вигляд
150
зміцненої поверхні катка після гартування (б) та зміцненого шару після
механічної обробки (в).
100
Необхідні зн ачення погонної енергії процесу плазмового гартування
досягаються у діапазоні струмів Iд = 150–2506 0 А та швидкостей обробки Vпер = 12–
25 м/год. Однак різ ні поєднання параметрів і технологічних варіантів при схожих
0
значеннях погонної енергії процесу дають2 1р20із0н ий результат. Це відображається у

відмінному формуванні зміцненої зон1и50, її геометричних та міцнісних
характеристиках.
3.2 Вплив технологічних параметрі1в00 п лазмового гартування на струмі

50

0
21200

150

47
прямої полярності на структуру та властивості зміцненої зони
Технологічними параметрами процесу плазмової поверхневої термообробки
є швидкість переміщення плазмотрона відносно виробу (Vпер), величина струму
дуги (Iд), витрата плазмоутворювального газу (Gп) та захисного газу (Gз). У
результаті проведених експериментів були отримані зразки для різних
технологічних варіантів плазмового поверхневого гартування.
У цій роботі досліджено зразки, отримані за наступними режимами (табл. 3.3)
при діаметрі плазмоутворювального сопла dс = 7 мм і відстані від зрізу сопла до
виробу H = 5 мм.
Таблиця 3.3. Параметри режимів термообробки зразків.
№ Технологічний Мех.
E, кДж/см Gп, л/хв Gз, л/хв
зразка варіант обробка
Без зазору і
перекриття
1 25 зміцнених зон + 3,8 5,5 немає
повторний
переплав E = 27
кДж/см
Без зазору і шліфовка
2 23 перекриття 3,8 5,5 на 0,2-0,4
зміцнених зон мм
Без зазору і
3 23 перекриття 3,8 5,5 немає
зміцнених зон
Без зазору і немає
4 20 перекриття 3,8 5,5
зміцнених зон
Без зазору і
5 18 перекриття 3,8 5,5 немає
зміцнених зон
Без зазору і
6 18 перекриття 3,8 5,5 немає
зміцнених зон +
повторний
прохід у стику
без плавленяя E =
3,5 Дж/см

48
Без зазору і шліфовка
7 28 перекриття 3,8 5,5 на 0,2-0,4
зміцнених зон мм
Без зазору і
перекриття
зміцнених зон +
повторний прохід
8 27 3,8 5,5 немає
у середині
кожної зміцненої
доріжки без
плавлення E = 3,5
Дж/см.
Результати вимірювання мікротвердості зразків наведені у таблиці 3.4.
Таблиця 3.4. Мікротвердість різних зон зміцненого шару.
2
Мікротвердість по зонам, Н
№ μ50, кгс/мм
зона ЗТВ у границі основний
зразка ЗТВ
оплавлення сплавлення матеріал
Центральна
зона
1 зміцненої
488 426…486 201…207
доріжки –
310…506
Решта
зміцненого
шару –
535…715
2 388…581 498 208…491 216…217
3 402…596 599 495…537 279…292
4 337…471 492…537 204…500 193…207
5 424…506 525 228…514 203…218
6 413…489 358…484 206…415 209…225
7 392…503 429…460 267…479 238…239
8 432…507 411…468 187…468 187…193
У результаті проведених металографічних досліджень та вимірювання
мікротвердості зразків, отриманих за різними схемами та режимами, були зроблені
такі висновки:
1. Найменші значення твердості були досягнуті на зразках №4 та №6.
Зміцнений шар цих зразків має структуру бейнітного типу. Виходячи з цього,

49
можна зробити висновок, що структура бейнітного типу не дозволяє досягти
необхідних значень твердості зміцненого шару.
2. Найвищі значення твердості та глибини зміцненого шару були отримані на
зразках №1, 2, 3, 7. Оброблена зона цих зразків має структуру мартенситного типу,
що свідчить про відповідність вимогам поставленого завдання.
3. Незважаючи на високі значення твердості та глибини зміцненого шару у
зразка №1, на його поверхні спостерігалися найбільші деформації та усадочні
пористості, що стало наслідком жорсткого режиму термообробки.
4. У зразку №8, який мав додаткові проміжні проходи на м’яких режимах,
унаслідок повторного нагріву на поверхні сформувалася структура бейнітного
типу, що призвело до низьких значень твердості у поверхневому шарі зміцнення.
Підвищений перепад значень твердості в зоні оплавлення можливо
пов’язаний з особливостями кристалізації металу під час його тверднення.
Найвищі значення твердості у всіх зразках спостерігаються на межі
сплавлення, що пояснюється протіканням у цій зоні мартенситного перетворення
та рівномірністю отриманої структури.
У зоні термічного впливу переважають структури ферито-карбідної суміші
та відпущеного мартенситу з плавним переходом до структури основного металу.
Твердість у цій зоні поступово знижується в міру віддалення від зони сплавлення.
Оптимальним варіантом з точки зору ширини зміцненої зони за один прохід,
глибини та твердості зміцненої зони після механічної обробки є варіант №7.
Для всіх досліджених режимів необхідне проведення низькотемпературного
відпуску оброблених виробів для зняття гартівних напружень.
3.3. Вплив параметрів режиму плазмового гартування на струмі
зворотної полярності на структуру та властивості зміцненої зони
Для зміцнення поверхонь важконавантажених виробів доцільним є
застосування плазмового гартування на струмі прямої полярності з оплавленням
поверхні, що дозволяє отримати максимальну глибину та твердість зміцненого
шару. Однак при такому варіанті обробки утворюється груба лита структура з

50
високими міцнісними характеристиками, але зниженими ударною в’язкістю та
втомною міцністю [16].
Плазмова поверхнева термообробка на струмі зворотної полярності, завдяки
особливостям теплопередачі у виріб, дозволяє отримувати зміцнені шари
достатньої глибини без оплавлення поверхні. При такому варіанті термообробки
відбувається рівномірний нагрів по ширині зміцненої зони, а завдяки катодним
явищам на поверхні виробу забезпечуються високі швидкості нагріву та
охолодження, необхідні для гартування поверхні [16–18].
Аналогічно до прямої полярності, технологічними параметрами процесу
плазмової поверхневої термообробки на струмі зворотної полярності є швидкість
переміщення плазмотрона відносно виробу (Vпер), величина струму дуги (Iд),
витрата плазмоутворювального газу (Gп) та захисного газу (Gз).
У цій роботі були досліджені зразки, оброблені на наступних режимах без
оплавлення поверхні.
Таблиця 3.5. Параметри режимів.

Вигляд макрошліфів досліджуваних зразків представлений на рисунку 3.6.

1 2
Рис. 3.6. Вигляд макрошліфів (×8) зразків, отриманих при обробці на струмі
зворотної полярності.

51
Розглянемо детальніше зразки, отримані при обробці на струмі зворотної
полярності відкритою дугою. Зовнішній огляд показав наступне:
Зразок №1 (рис. 3.6, 1): одна зміцнена доріжка шириною 15…20 мм.
Спостерігається зміна рельєфу на двох ділянках у вигляді появи шорсткості. У
місцях зміни рельєфу поверхня окислена до темно-синього кольору. На решті
поверхні зміни рельєфу відсутні, колір поверхні має світло-сірі відтінки. Зміна
кольору спостерігається у вигляді нерівномірної плямистості.
Зразок №2 (рис. 3.6, 2): одна зміцнена доріжка шириною 20…23 мм. Зміни
рельєфу немає, поверхня має світло-сірі відтінки. Зміна кольору спостерігається у
вигляді рівномірної плямистості.
При перегляді макрошліфів під мікроскопом встановлено, що у всіх
досліджуваних зразках є сліди поверхневого нагріву. Зони нагріву відрізняються
ступенем зміни структури, шириною та глибиною.
Результати вимірювання геометричних параметрів зон наведені у таблиці 3.4.
Таблиця 3.4. Геометричні характеристики зміцнених зон.
Параметри зон, мм
№ зразка глибина зміцненої
ширина ЗТВ
зони
Розплпвлення немає,
1 15…19
глибина ЗТВ 0,5 мм
Розплпвлення немає,
2 21…23
глибина ЗТВ 2,5 мм
Металографічне дослідження показало наступне: у вихідному стані
структура сталі представлена сорбітом відпуску. Твердість основного матеріалу
знаходиться в діапазоні 15–20 HRC

52

ділянка 1 ділянка 2 ділянка 3
Рис. 3.7. Макроструктура (×8) та мікроструктура (×250) зразка, обробленого
без оплавлення поверхні на струмі зворотної полярності (E = 36 кДж/см).
При обробці без оплавлення поверхні на струмі зворотної полярності
отримано рівномірний зміцнений шар глибиною 2,5 мм та шириною 20–25 мм зі
структурою дрібнодисперсного мартенситу (рис. 3.7). Розподіл твердості по
глибині зміцненої зони представлений на рис. 3.9.

Рис. 3.8. Макроструктура (×8) та мікроструктура (×250) зразка, обробленого
без оплавлення поверхні на струмі зворотної полярності за малих погонних
енергій (E = 3 кДж/см).
Вплив теплопередачі в виріб за рахунок катодних плям на результати
плазмової поверхневої термообробки можна простежити під час обробки за малих
погонних енергій (рис. 3.8).
При обробці на струмі зворотної полярності за малих погонних енергій
вдалося отримати зміцнений шар глибиною 0,5 мм без видимих слідів

53
підплавлення та без змін шорсткості поверхні. Завдяки високій локалізації
введеного тепла утворилася структура орієнтованого мартенситу.

Рис. 3.9. Розподіл твердості за глибиною зміцненої зони зразка, обробленого
без оплавлення поверхні на струмі зворотної полярності (а), та зразка,
обробленого за малих погонних енергій (б).
При такому варіанті обробки відбувається різке змінення структури та
властивостей тонкого поверхневого шару за мінімального нагріву виробу через те,
що більша частина теплової потужності передається за рахунок катодних плям.
Завдяки високошвидкісному нагріву та охолодженню поверхні малих глибин
утворюється орієнтована дрібнодисперсна структура мартенситного типу з
високою твердістю (рис. 3.9, 6).
Таким чином, плазмове поверхневе гартування на струмі зворотної
полярності може використовуватися:
для отримання зміцнених шарів без оплавлення поверхні глибиною близько
2 мм,
або для формування тонких зміцнених шарів глибиною близько 0,25 мм при
використанні малоамперної дуги.
Крім того, завдяки високим градієнтам температур, які створюються на
поверхні виробу блукаючими катодними плямами, застосування зворотної
полярності є доцільним у процесах плазмового наплавлення. Це дозволяє:
збільшити ширину наплавлених валиків,
знизити частку участі основного металу у наплавленому шарі.

54
Ефективність використання зміцнення висококонцентрованими джерелами
енергії для підвищення зносостійкості виробів багато в чому визначається
відповідністю глибини зміцненої зони та допустимої величини зносу.
У деяких випадках доцільно застосовувати комплексне зміцнення деталей і
виробів:
плазмове наплавлення однорідних або різнорідних матеріалів,
з подальшою термообробкою наплавленого шару.
Застосування комплексної технології дозволяє:
гнучко регулювати геометричні характеристики зміцненого шару,
проводити термообробку поверхневого основного матеріалу виробу за
рахунок нагріву плазмовою дугою.
Завдяки цьому усувається нерівномірність властивостей зміцненого шару,
характерна для литої структури наплавленого шару, а також за рахунок нагріву
поверхні виробу збільшується загальна глибина зміцненого шару.
3.4. Порівняльне дослідження плазмового наплавлення сталі 40Х13 на
струмах прямої та зворотної полярності
Плазмове наплавлення — це нанесення за допомогою стиснутої дуги шару
металу на поверхню виробу. Крім того, за рахунок нагріву наплавлюваної поверхні
плазмовою дугою відбувається її поверхнева термообробка, що дозволяє
покращити експлуатаційні характеристики робочого шару [19].
Під час плазмового наплавлення прагнуть забезпечити мінімальний перехід
основного металу в наплавлений. При наплавленні дугою прямої дії мінімальне
проплавлення основного металу досягається лише за відносно малих струмів.
Однак плазмове наплавлення на прямій полярності має певні недоліки:
Підвищений рівень забруднення металу наплавлення оксидами, що
утворюються в процесі наплавлення.
Незважаючи на це, більшість відомих методів плазмового наплавлення
виконується саме на прямій полярності [20].
Водночас плазмове наплавлення на зворотній полярності має ряд переваг:

55
Катодне очищення, яке забезпечує гарне змочування поверхні та краще
розтікання наплавлюваного металу.
Розсіювання тепловкладення у виробі, що зменшує глибину проплавлення та
збільшує ширину валика.
Відсутність внутрішніх дефектів у наплавленому шарі [19–21].
Крім того, існує ряд металів, для яких якісне наплавлення на прямій
полярності є принципово неможливим. У першу чергу це кольорові метали та їх
сплави.
Обмежене застосування дуги зворотної полярності пояснюється відсутністю
надійних плазмотронів, які пропонує промисловість для роботи на зворотній
полярності, а також усталеною думкою про меншу ефективність процесу
наплавлення на зворотній полярності [22].
Продуктивність наплавлення, ширина наплавленого шару за 1 прохід, висота
наплавленого валика, глибина проплавлення основного металу, ККД процесу,
дефектність наплавленого шару залежать від багатьох факторів, зокрема й від
полярності струму дуги.
При контакті очищених поверхонь із атмосферним повітрям на них швидко
утворюється нова оксидна плівка через високу хімічну спорідненість металів із
киснем. Тому видалення оксидів доцільніше виконувати безпосередньо в процесі
зварювання (наплавлення), а зону обробки необхідно захищати від повторного
окислення до утворення з’єднання.
Застосування зворотної полярності при плазмовій обробці металів дає таку
можливість. На виріб впливає стиснута дуга зворотної полярності (виріб при цьому
є катодом), а зона обробки захищається аргоном, що подається через захисне сопло
плазмотрона.
Важливою перевагою наплавлення на зворотній полярності є розсіювання
тепловкладення у виробі, що дозволяє зменшити глибину проплавлення та
збільшити ширину валика [13].
Основними параметрами є:

56
Величина та полярність струму наплавлення
Витрата плазмоутворювального та захисного газів
Швидкість переміщення плазмотрона відносно виробу (або навпаки)
Швидкість подачі присадочного дроту
Для проведення досліджень наплавлення на зворотній полярності обрано
найпростіший варіант плазмового наплавлення — дугою прямої дії з подачею
незарядженого присадочного дроту (рис. 3.10),

Рис. 3.10. Схема наплавлення дугою прямої дії
використані режими:
Таблиця 3.5. Режими плазмового наплавлення.
№ зразка Iд, А Vпер, м/год Gп, л/хв Gз, л/хв
1 180 8,4 3,8 5,5
Виріб являє собою каток діаметром 240 мм (рис. 3.11). Маса виробу — понад
200 кг. Марка дроту та матеріалу виробу — сталь 40Х13.

Рис. 3.11. Зовнішній вигляд виробу з наплавленим шаром сталі 40Х13 на
струмі зворотної полярності.

57
Якість підготовки поверхні виробу під наплавлення була недостатньо
високою, у той час як вимоги після наплавлення є дуже жорсткими як щодо
чистоти, так і щодо точності.
Однак, завдяки ефекту катодного очищення, знижуються витрати часу та
коштів на підготовку поверхні виробу перед наплавленням, що, у свою чергу,
підвищує продуктивність процесу.
Проведене металографічне дослідження дозволило отримати наступні
результати (рис. 3.12).

Рис. 3.12. Макрошліф (×8) наплавленого валика на струмі зворотної
полярності.
За результатами аналізу макроструктури наплавленого металу встановлено,
що ширина наплавлення за один прохід становить 24,5 мм, висота наплавлення –
3,7 мм, а глибина проплавлення основного металу – 0,4…0,5 мм.
Аналіз мікроструктури основних зон наплавлення показав, що наплавлений
метал має структуру литого матеріалу ячейково-дендритного типу, що є типовим
для зварних швів. У зоні сплавлення дендрити мають гілки першого порядку,
орієнтовані в напрямку відведення тепла, а в міру віддалення від лінії сплавлення
спостерігається ріст гілок другого порядку. Структура наплавленого металу
представлена дендритною структурою мартенситного типу (рис. 3.13).

58

Рис. 3.13. Структура наплавленого металу – Ділянка №1 (×400).
Структура ділянки №2, що відповідає лінії сплавлення, представлена
структурою відпущеного мартенситу з межами аустенітних зерен. Ширина лінії
сплавлення становить 0,25…0,55 мм (рис. 3.14).

Рис. 3.14. Структура лінії сплавлення – Ділянка №2 (×400).

Рис. 3.15. Структура ЗТВ за лінією сплавлення – Ділянка №3 (×400).

59
Структура початкової ділянки зони термічного впливу, розташованої
безпосередньо за лінією сплавлення, представлена мартенситом з виділеннями
аустенітних зерен. Глибина цієї зони становить приблизно 0,86…1,2 мм (рис. 3.15).

Рис. 3.16. Структура ЗТВ – Ділянка №4 (×400).
Структура ділянки №4, що відповідає зоні термічного впливу, представлена
зернистим перлітом (рис. 3.16).
Структура основного матеріалу має вигляд сорбіту відпуску.
Результати вимірювання мікротвердості зон наведено в таблиці:
Таблиця 3.6. Результати вимірювання мікротвердості основних зон зразка
№1.
2
мікротвердість по зонам, Нμ50, кгс/мм

№ Лінія
зразка Наплавлений основний
сплавлення ЗТВ(3,4)
матеріал (1) матеріал
(2)
1 544 … 586 492 … 542 460 … 542 207 … 215
Валик, наплавлений на прямій полярності, має меншу ширину, ніж валик,
наплавлений на зворотній полярності. При наплавленні на зворотній полярності
енергія концентрується на поверхні металу [14]. Іншими словами, частка участі

60
основного металу в наплавленому шарі при наплавленні на прямій полярності
значно вища, ніж при наплавленні на зворотній полярності.
Проте, на сьогодні приблизно 80 % операцій плазмового наплавлення
виконують на прямій полярності. Це пов’язано з тим, що навантаження на
плазмотрон при плазмовому наплавленні на прямій полярності значно менше, ніж
при наплавленні на зворотній полярності [12, 15].
Для проведення порівняльних досліджень наплавлення на прямій полярності
використовувалися виріб (рис. 3.17) та режими, аналогічні наплавленню на
зворотній полярності (табл. 3.5).

Рис. 3.17. Зовнішній вигляд виробу з наплавленим шаром сталі 40Х13 на
струмі прямої полярності.
Проведене металографічне дослідження із застосуванням аналогічного
обладнання дозволило встановити наступне (рис. 3.18).

Рис. 3.18. Макрошліф (×8) наплавленого валика на струмі прямої
полярності.

61
Ширина наплавлення за один прохід становить 12,5 мм, висота наплавлення
– 3,2 мм, глибина проплавлення основного металу – 1,7 мм.
На відміну від наплавлення на зворотній полярності, наплавлений валик має
меншу ширину, але дещо більшу висоту. Водночас глибина проплавлення
основного матеріалу значно більша.
Аналогічно зразку, наплавленому на зворотній полярності, структура
наплавленого металу представлена дендритною структурою мартенситного типу з
виділенням δ-фериту (рис. 3.19).

Рис. 3.19. Мікроструктура (×400) наплавленого валика на струмі прямої
полярності, ділянка №1.

Рис. 3.20. Мікроструктура (×400) лінії сплавлення, ділянка №2.

62
Структура ділянки №2, що відповідає лінії сплавлення, представлена
структурою відпущеного мартенситу з межами великих аустенітних зерен (рис.
3.20).
Структура початкової ділянки зони термічного впливу, розташованої
безпосередньо за лінією сплавлення, представлена мартенситом з виділеннями
аустенітних зерен. Глибина цієї зони становить приблизно 1,06…1,25 мм (рис.
3.21).
Структура зони термічного впливу (рис. 3.22) представлена перлітом.
Глибина ЗТВ становить приблизно 2,85 мм.

Рис. 3.21. Мікроструктура (×400) початкової зони термічного впливу
безпосередньо за лінією сплавлення, ділянка №3.

Рис. 3.22. Мікроструктура (×400) зони термічного впливу, ділянка №4.
Результати вимірювання мікротвердості зон наведено в таблиці 3.7:

63
Таблиця 3.7. Результати вимірювання мікротвердості основних зон зразка
№2.
2
Мікротвердість по зонам, Нμ50, кгс/мм
№ зразка Наплавлений Лінія Основний
ЗТВ(3,4)
матеріал(1) сплавлення (2) матеріал
2 525…564 547…570 432 … 538 207 … 215
Як було зазначено раніше, отримання зміцненого шару з необхідними
характеристиками можливе і за допомогою наплавлення, причому, як видно з
експериментів, геометричні характеристики зміцненого шару можна регулювати в
досить широких межах.
Окрім наплавленого матеріалу високої твердості, завдяки плазмовому
нагріву змінюється структура і властивості основного металу.
Залежно від полярності глибина проплавлення основного металу варіюється
від десятих часток міліметра (при роботі на струмі зворотної полярності) до кількох
міліметрів (при роботі на струмі прямої полярності).
Однак збільшення глибини проплавлення основного металу призводить до
перегріву всього оброблюваного виробу, що, у свою чергу, може спричинити появу
як геометричних, так і структурних дефектів.
Застосування плазмового наплавлення на струмі прямої полярності дозволяє
збільшити загальну товщину зміцненого шару, проте існує ризик перегріву виробу
та виникнення деформацій і дефектів.
Плазмове наплавлення на струмі зворотної полярності дає змогу зменшити
частку участі основного металу в наплавленому шарі та збільшити ширину
наплавленого валика за один прохід.
Збільшена ширина наплавлення за один прохід підвищує продуктивність
процесу та зменшує ризик перегріву виробу без втрати якості зміцненого шару.
3.5. Механічні властивості сталі 40Х13 після плазмової поверхневої

64
термообробки
Структура зміцненого шару металу, що характеризується високою твердістю,
впливає не лише на зносостійкість, але й на інші механічні властивості, такі як
міцність, пластичність, витривалість, тріщиностійкість, термо- і
корозійностійкість, ударна в'язкість.
Випробування на тріщиностійкість, проведені за методикою, викладеною в
роботах [8,16], показали, що тріщина зароджується і росте в загартованій зоні, але
зупиняється в перехідній зоні (більш пластичній) зміцненого шару. Для
подальшого її поширення необхідні суттєво більші зусилля, ніж для зародження у
загартованому шарі.
Ефект гальмування тріщини не призводить до підвищення тріщиностійкості
через недостатньо високу в'язкість руйнування шару основного металу, що
знаходиться під зміцненим шаром.
Дослідження зразків зі сталі 40Х13, зміцнених плазмовою дугою прямої та
зворотної полярності, показали наступне:
Плазмове зміцнення з оплавленням поверхні на струмі прямої полярності
сприяє підвищенню тріщиностійкості [17], особливо при зміцненні з перекриттям
доріжок зміцнення на 30, 50, 75 %.
Підвищення тріщиностійкості зумовлено утворенням зони відпуску (з
трооститно-сорбітною структурою) в місці перекриття доріжок зміцнення.
Регулюючи ступінь перекриття та режими зміцнення, можна отримати на
робочій поверхні чергування твердих (крихких) та м'яких (пластичних) ділянок за
певним законом.
Випробування на ударну в'язкість, проведені згідно з ГОСТ 9454-60,
показали наступне:
Обробка на струмі прямої полярності з оплавленням поверхні знижує ударну
в'язкість через наявність грубої литої структури.

65
Завдяки наявності дрібнодисперсної структури при обробці на струмі
зворотної полярності, ударна в'язкість поверхневого шару збільшується порівняно
з обробкою на прямій полярності.
У зведеній таблиці 3.8 наведені характеристики тріщиностійкості та ударної
в'язкості поверхневих шарів сталі 40Х13, зміцнених струмом прямої та зворотної
полярності.
Таблиця 3.8. Характеристики тріщиностійкості та ударної в'язкості
поверхневого шару виробу зі сталі 40Х13 після плазмового поверхневого
зміцнення.
Матеріал Кн КС КС3 КСр υ Рmax, Д
Д
Р 1сК
2 2 2 с 1/2
Мдж/м Мдж/м Мдж/м м/с кН кН Мпа/м
40Х13 1,0 0,18 0,14 0,04 250 10,20 9,15 23,3
40Х13 2,2 0,13 0,10 0,03 240 9,39 8,11 20,6
(оп)
40Х13 3,4 0,11 0,07 0,04 240 8,75 7,43 18,9
(пп)
Формування зношуваної поверхні відбувається в результаті сумування
різних за інтенсивністю та видами елементарних актів руйнування і змін
механічних, фізико-хімічних властивостей матеріалу, а також під впливом
зовнішніх факторів (середовище, температура, тиск тощо).
Сукупність явищ у процесі тертя визначає вид зношування та його
інтенсивність.
При призначенні поверхневої зміцнювальної обробки (з метою підвищення
зносостійкості) необхідно встановити причину зношування.
Під терміном зношування розуміють руйнування поверхні твердого тіла, що
проявляється у зміні його розмірів або форми.
Серед усіх видів зношування, що зустрічаються в промисловості, при
експлуатації ОКОЧ (однокаткових опорних частин) найчастіше проявляється
абразивне зношування.
Згідно з [18–20], абразивне зношування найчастіше спричиняє руйнування
поверхні деталі внаслідок її взаємодії з твердими частинками.

66
Випробування на абразивне зношування проводять за двома схемами
взаємодії поверхні матеріалу з абразивом: під час тертя та під час удару об
абразивну поверхню.
Методики випробувань та обладнання детально описані у роботах [12–13],
тому немає необхідності їх повторного викладення — зупинимось на результатах
випробувань.
Як критерій оцінки зносостійкості зміцнених матеріалів використовувалася
відносна зносостійкість, що виражається відношенням зносу еталонного зразка до
зносу (лінійного, вагового або об'ємного) досліджуваного зразка.
Найпростіший спосіб оцінки відносної зносостійкості матеріалів –
зважування зразків до та після випробування на абразивне зношування.
Результати випробувань сталі 40Х13 після плазмового зміцнення на
нерухомо закріплений абразив наведені на рис. 3.23.
Видно, що результати випробувань суттєво залежать від режимів
випробувань на абразивне зношування.
Зі збільшенням питомого навантаження від 0 до 8–10 кгс/см² величина зносу
поступово зростає.
Подальше збільшення навантаження призводить до різкого зростання зносу.
Оптимальне навантаження на зразках для подальших випробувань
приймалося 6,5 кгс/см².
Швидкість ковзання у дослідженому діапазоні не має помітного впливу на
зношування зміцнених зразків.

67
Рис. 3.23. Залежність зносу зразків зі сталі 40Х13 від питомого
навантаження (P) і швидкості ковзання (V) при терті об абразивну поверхню: 1 –
об'ємне гартування; 2 – плазмове гартування без оплавлення поверхні на струмі
зворотної полярності; 3 – плазмове гартування з оплавленням поверхні на струмі
прямої полярності.
Важливий інтерес становить оцінка зносостійкості сталей після плазмового
зміцнення за іншими схемами взаємодії з абразивом, а також вплив виду частинок
і їхньої твердості (рис. 3.24).

Рис. 3.24. Зносостійкість сталі 40Х13 після плазмового гартування при
абразивному зношуванні залежно від виду абразиву: 1 – річковий пісок; 2 –
мармурова крихта; 3 – гранітна крихта; 4 – кварцовий пісок.
Видно, що схема взаємодії та вид абразиву суттєво впливають на
зносостійкість зміцнених зразків.
Згідно з [23], твердість абразивних частинок значно перевищує твердість
металу, тому зношування не залежить від різниці твердостей.
При твердості металевої поверхні, що перевищує 60 % твердості абразиву,
зносостійкість різко зростає.
Для протидії основним видам абразивних частинок необхідно легувати
поверхню тертя. Чим вища твердість карбідів, тим краще вони протидіють
проникненню абразивних частинок у поверхню.
Отримані результати досліджень показують, що плазмове поверхневе
зміцнення є ефективним способом підвищення зносостійкості робочих поверхонь
важконавантажених виробів, які зазнають різних видів зношування.

68
Висновок до розділу 3
1. Установлено, що отримання зміцнених шарів глибиною понад 4 мм
методом плазмової поверхневої термообробки виробів із високолегованих
корозійностійких сталей можливе лише за умови оплавлення поверхні. Визначено
оптимальні режими плазмового гартування з оплавленням поверхні.
2. Проведено порівняльні дослідження впливу параметрів режиму
плазмової поверхневої термообробки сталі 40Х13 на струмі прямої та зворотної
полярності на структуру і властивості зміцненої зони. Встановлено, що при всіх
варіантах обробки на струмі прямої полярності спостерігається збільшення
твердості обробленої зони (від 15–20 HRC у вихідному стані до 56 HRC у зміцненій
зоні). Показано можливість регулювання геометрії зміцненого шару в досить
широких межах: від 8 до 12 мм у ширину та від 2 до 4,5 мм у глибину. При цьому
після гартування рекомендовано низькотемпературний відпуск для зняття
залишкових напружень.
3. Встановлено, що плавне зниження твердості (від 56 до 42 HRC) по
перерізу зміцненого шару пояснюється різними структурними складовими зони
литої структури, зони гартування з твердої фази та перехідної зони.
4. Плазмова поверхнева термообробка на струмі зворотної полярності
дозволяє отримувати зміцнені шари наступного діапазону геометричних
характеристик (від 15 до 25 мм у ширину і від 0,45 мм до 2 мм у глибину) без
оплавлення поверхні. При такому варіанті термообробки відбувається рівномірний
нагрів по ширині зміцненої зони, а завдяки катодним явищам на поверхні виробу
забезпечуються високі швидкості нагрівання і охолодження, необхідні для
гартування поверхні. При обробці на струмі зворотної полярності без оплавлення
поверхні вдається отримати дрібнодисперсну мартенситну структуру зміцненого
шару з твердістю близько 50 HRC, що не потребує подальшої термічної та
механічної обробки.
5. Застосування зворотної полярності дозволяє здійснювати плазмову
поверхневу термообробку за знижених питомих енергій плазмової дуги. Явище

69
блукання катодних плям по поверхні виробу дозволяє розширити зону обробки та
забезпечити рівномірний нагрів оброблюваної поверхні без використання
спеціальних сканувальних механізмів.
6. Необхідні характеристики робочого шару можуть бути досягнуті
плазмовим наплавленням матеріалу, аналогічного до основного. При цьому
відбувається зміна структури наплавленого металу і поверхнева термічна обробка
основного металу за рахунок нагріву плазмовою дугою. Товщина шару
наплавленого металу становить кілька міліметрів, що в сумі із зоною поверхневого
зміцнення основного металу дозволяє отримати шари високої твердості (52–60
HRC) глибиною понад 5 мм. При однакових товщинах наплавленого металу,
залежно від полярності, змінюється ширина наплавленого валика (від 12–15 мм на
прямій до 19–23 мм на зворотній) та глибина проплавлення основного металу (від
1,2–1,7 мм на прямій до 0,25–0,6 мм на зворотній).

70
Розділ 4 Охорона праці та безпека в НС
4.1 Загальні вимоги при використанні Аргону (Ar)
Аргон складає 0,9 % повітря за об'ємом і 1,3 % за масою і є третім за
розповсюдженістю після азоту і кисню. У промисловості аргон отримують як
побічний продукт при великомасштабному розділенні повітря на кисень і азот. При
температурі −185,9°C аргон конденсується, при -189,4°C — кристалізується.
Аргон нетоксичний і вибухобезпечний, однак становить небезпеку для
життя: при його вдиханні людина миттєво втрачає свідомість, і через кілька хвилин
настає смерть. У суміші аргону з іншими газами або в суміші аргону з киснем при
об’ємній частці кисню в суміші менше ніж 19% розвивається киснева
недостатність, при значному зниженні вмісту кисню – задуха.
Газоподібний аргон важчий за повітря і може накопичуватися в
приміщеннях, що погано провітрюються біля підлоги та в приямках, а також у
внутрішніх об’ємах обладнання, призначеного для отримання, зберігання і
транспортування газоподібного і рідкого аргону. При цьому знижується вміст
кисню в повітрі, що призводить до кисневої недостатності, а при значному
зниженні вмісту кисню – до задухи, втрати свідомості й смерті людини.
У місцях можливого накопичення газоподібного аргону необхідно
контролювати вміст кисню в повітрі приладами автоматичної або ручної дії з
пристроєм для дистанційного відбору проб повітря. Об’ємна частка кисню в повітрі
повинна бути не менше 19%.
При роботі в атмосфері аргону необхідно користуватися ізоляційним
кисневим приладом або шланговим протигазом.
Необхідними умовами використання/застосування, зберігання,
транспортування, утилізації, знищення є: в умовах застосування аргону
газоподібного і рідкого необхідно дотримуватися правил безпеки та інструкції з
безпеки прані відповідної галузі виробництва згідно із чинною нормативно-
технічною документацією, вимогами ДСТУ ГОСТ 12.2.085:2007 «Посудини, що
працюють під тиском. Клапани запобіжні. Вимоги щодо безпеки» (ГОСТ 12.2.085-

71
2002, IDT), НПАОП 0.00-1.81-18 «Правила охорони праці під час експлуатації
обладнання, що працює під тиском». В умовах виробництва продукції виробничі
приміщення повинні бути обладнані припливно-витяжною вентиляцією та
приладами контролю вмісту кисню. Не допускається прямий контакт із рідким
аргоном для запобігання ураженню слизової оболонки очей та обмороженню рук.
Необхідно використовувати засоби індивідуального захисту органів дихання,
шкіри та очей відповідно до ДСТУ 7239:2011 «Система стандартів безпеки праці.
Засоби індивідуального захисту. Загальні вимоги та класифікація».
Транспортне маркування згідно з ГОСТ 14192-96 «Маркування вантажів».
Транспортування, зберігання і застосування згідно з інструкціями виробника.
Таблиця 4.1 - Періодичність технічних оглядів балонів з Аргоном (НПАОП 0.00-
1.81-18)
Найменування Зовнішній і Гідростатичне
внутрішній випробування
огляди пробним тиском
Балони, встановлені стаціонарно, а також 10 років 10 років
встановлені постійно на пересувних засобах, у яких
зберігаються стиснуте повітря, кисень, аргон, азот, гелій
з температурою точки роси мінус 35 °C і нижче,
заміряною при тиску 150 бар і вище, а також балони із
зневодненою вуглекислотою
Таблиця 4.2 – Аргон, фарбування балонів і нанесення написів на них балонів з
(НПАОП 0.00-1.81-18)
№ Назва газу Колір балонів Текст напису Колір напису Колір смуги
з/п
3 Аргон сирий Чорний Аргон сирий Білий Білий
4 Аргон технічний Чорний Аргон Синій Синій
технічний
5 Аргон чистий Сірий Аргон Зелений Зелений
чистий
4.2 Технічний огляд балонів
Пробний тиск для балонів, виготовлених із матеріалу, відношення
тимчасового опору до границі текучості якого більше 2, може бути знижений до
1,25 робочого тиску.

72
Балони, за винятком балонів для ацетилену, після гідростатичного
випробування повинні також підлягати пневматичному випробуванню тиском, що
дорівнює робочому тиску.
Під час пневматичного випробування балони повинні бути занурені у ванну
з водою. Балони для ацетилену повинні підлягати пневматичному випробуванню
на підприємствах, які наповнюють балони пористою масою. Безшовні балони з
двома відкритими горловинами випробуванню на герметичність на підприємстві-
виробнику не підлягають, крім балонів, призначених для роботи із середовищами
1–4 класів небезпеки.
Технічний огляд балонів, за винятком балонів для ацетилену, включає:
1) огляд внутрішньої і зовнішньої поверхонь балонів;
2) перевірку маси і місткості;
3) гідростатичне випробування.
Перевірка маси і місткості безшовних балонів ємністю до 12 л включно і
понад 55 л, а також зварних балонів незалежно від місткості не проводиться.
При задовільних результатах підприємство, на якому проведено технічний
огляд, вибиває на балоні своє тавро, дату проведеного і наступного технічних
оглядів (в одному рядку з клеймом).
Результати технічного огляду балонів ємністю понад 100 л заносяться в
журнал нагляду (паспорт). Тавра на балонах в цьому випадку не ставляться.
Результати технічного огляду балонів, за винятком балонів для ацетилену,
записуються особою, яка проводила технічний огляд балонів, у журнал
випробувань, який має, зокрема, такі графи:
1) товарний знак виробника;
2) номер балона;
3) дата (місяць, рік) виготовлення балона;
4) дата проведеного і наступного технічного огляду;
5) маса, вибита на балоні, кг;
6) маса балона, встановлена під час технічного огляду, кг;

73
7) місткість балона, вибита на балоні, л;
8) місткість балона, визначена під час технічного огляду, л;
9) робочий тиск (РS), бар;
10) позначка про придатність балона;
11) підпис особи, яка здійснювала технічний огляд балонів.
Балони, в яких під час огляду зовнішньої і внутрішньої поверхонь виявлені
тріщини, плени, вм’ятини, видими, раковини і риски глибиною понад 10 % від
номінальної товщини стінки, надриви і вищерблення, знос різьби горловини, а
також на яких відсутні деякі паспортні дані, повинні бути вибракувані.
Ослаблення кільця на горловині балона не може вважатися причиною
бракування останнього. У цьому випадку балон може бути допущений до
подальшого технічного огляду після закріплення кільця або заміни його новим.
Балон, у якого виявлена скісна або слабка насадка башмака, до подальшого
технічного огляду не допускається до пересадки башмака.
Ємність балона визначають за різницею між вагою балона, заповненого
водою, і вагою порожнього балона або за допомогою мірних бачків.
Відбракування балонів за результатами зовнішнього і внутрішнього оглядів
повинно здійснюватися відповідно до НД на їх виготовлення.
Забороняється експлуатація балонів, на яких вибиті не всі дані, передбачені
виробником.
Закріплення або заміну ослабленого кільця на горловині або башмаку слід
виконувати до технічного огляду балона.
Безшовні стандартні балони місткістю від 12 до 55 л при зменшенні маси від
7,5 до 10 % і збільшенні їх місткості в межах від 1,5 до 2 % переводяться на тиск,
знижений проти початково встановленого на 15 %. При зменшенні маси від 10 до
13,5 % або збільшенні їх місткості в межах від 2 до 2,5 % балони переводяться на
тиск, знижений проти встановленого не менше ніж на 50 %.
При зменшенні маси від 13,5 до 16 % або збільшенні їх місткості в межах від
2,5 до 3 % балони можуть бути допущені до роботи при тискові не більше 6 бар.

74
При зменшенні маси більше ніж на 16 % або збільшенні їх місткості більше ніж на
3 % балони бракуються.
Балони, переведені на понижений тиск, можуть використовуватись для
заповнення газами, робочий тиск яких не перевищує допустимого для цих балонів,
при цьому на них мають бути вибиті маса; робочий тиск (РS), бар; пробний тиск
(Рh), бар; дата проведеного та наступного технічних оглядів і тавро пункту
випробування.
Відомості на балоні, нанесені раніше, за винятком номера балона, товарного
знака виробника і дати виготовлення, повинні бути забиті.
Забраковані балони незалежно від їх призначення мають бути доведені до
стану, який би виключав можливість подальшої їх експлуатації (шляхом нанесення
зарубок на різьбі горловини або просвердлювання отворів на корпусі).
Технічний огляд балонів має здійснюватись в окремих спеціально
обладнаних приміщеннях. Температура повітря в цих приміщеннях повинна бути
не нижче 12 °C.
Для внутрішнього технічного огляду балонів допускається застосування
електричного освітлення з напругою не більше 12 В.
Під час огляду балонів, які наповнюються вибухонебезпечними газами,
арматура ручної лампи та її штепсельне з’єднання мають бути у
вибухонебезпечному виконанні.
Заповнені газом балони, які перебувають на тривалому складському
зберіганні, при настанні чергових строків періодичного технічного огляду
підлягають такому огляду роботодавцем у вибірковому порядку в кількості не
менше 5 штук - із партії до 100 балонів, 10 штук - із партії до 500 балонів і 20 штук
- із партії понад 500 балонів.
При задовільних результатах огляду термін зберігання балонів
установлюється особою, яка здійснює технічний огляд, але не більше 2 років.
Результати вибіркового технічного огляду оформлюються відповідним актом.

75
При незадовільних результатах технічного огляду здійснюється повторний
технічний огляд балонів у такій самій кількості.
У разі незадовільних результатів при повторному технічному огляді
подальше зберігання всієї партії балонів не допускається, газ із балонів повинен
бути видалений в строк, указаний особою (представником адміністрації), яка
здійснювала огляд, після чого балони повинні бути оглянуті кожний окремо.
4.3 Експлуатація балонів
Експлуатація, зберігання і транспортування балонів на підприємстві повинні
здійснюватись відповідно до вимог інструкції з охорони праці, що діє в межах
підприємства.
Працівники, які обслуговують балони, мають пройти навчання та інструктаж
з охорони праці.
Випускання газів із балонів в ємності з меншим робочим тиском має
здійснюватись через редуктор, призначений для цього газу, що пофарбований у
відповідний колір.
Камера низького тиску редуктора повинна мати пружинний запобіжний
клапан і манометр, відрегульований на відповідний дозволений тиск в ємності, в
яку перепускається газ.
За неможливості через несправність вентилів випустити на місце вживання
газ із балонів балони треба повернути суб’єкту господарювання, здійснював
заповнення. Злив газу із таких балонів суб’єктом господарювання, який здійснював
заповнення, має виконуватися відповідно до інструкції, що діє в межах
підприємства, затвердженої в установленому порядку.
Норм заповнення балонів газами слід дотримуватися за інструкцією з
охорони праці з урахуванням властивостей газу, місцевих умов і вимог інструкції з
заповнення балонів газами.
Заповнення балонів зрідженими газами має відповідати нормам, зазначеним
у таблиці 2 додатка 4 до цих Правил.

76
Для газів, не зазначених у цій таблиці, норма заповнення визначається
виробничими інструкціями суб’єкта господарювання, який здійснював заповнення.
Суб’єкти господарювання, які здійснюють заповнення балонів стисненими,
зрідженими і розчиненими газами, зобов’язані вести журнал заповнення балонів, у
якому, зокрема, мають бути зазначені:
1) дата заповнення;
2) номер балона;
3) дата технічного огляду;
4) маса газу (зрідженого) в балоні, кг;
5) підпис працівника, який заповнював балон.
Якщо на одному підприємстві здійснюється заповнення балонів різними
газами, в такому разі на кожний газ має вестись окремий журнал заповнення.
Балони, які заповнюють газом, повинні бути міцно закріплені і щільно
приєднані до заповнювальної рампи.
Забороняється заповнювати газом балони, в яких:
1) вийшов строк призначеного технічного огляду;
2) вийшов строк перевірки пористої маси;
3) пошкоджений корпус балона;
4) несправні вентилі;
5) відсутні належні пофарбування або написи;
6) відсутній надлишковий тиск газу;
7) відсутні встановлені тавра.
Балони, в яких відсутній надлишковий тиск газів, заповнюються після
попередньої їх перевірки відповідно до інструкції суб’єкта господарювання, який
здійснює заповнення.
Перенасадка башмаків та кілець для ковпаків, заміна вентилів здійснюються
під час ремонту посудин у встановленому порядку. Вентиль після ремонту,
пов’язаного з його розбиранням, повинен бути перевірений на щільність при
робочому тиску.

77
Здійснювати насадку башмаків на балони дозволяється тільки після
спорожнення, викручування вентилів і відповідної дегазації балонів.
Очищення і пофарбування заповнених газом балонів, а також закріплення
кілець на їх горловині забороняються.
Балони з газами можуть зберігатись як у спеціальних приміщеннях, так і на
відкритому повітрі. В останньому випадку вони повинні бути захищені від
атмосферних опадів і сонячних променів.
Складське зберігання в одному приміщенні балонів з киснем і горючими
газами забороняється.
Балони з газом, які встановлюються в приміщеннях, повинні знаходитися на
відстані не менше 1 м від радіаторів опалення та інших опалювальних приладів і
печей та не менше ніж на 5 м від джерел тепла з відкритим вогнем.
Балони з отруйними газами повинні зберігатись в спеціальних закритих
приміщеннях, будова яких регламентується відповідними нормами і положеннями.
Заповнені балони з насадженими на них башмаками мають зберігатися у
вертикальному положенні. Для запобігання падінню балони слід встановлювати в
спеціально обладнані гнізда, клітки або огороджувати бар’єром.
Балони, які не мають башмаків, можуть зберігатись у горизонтальному
положенні на дерев’яних рамах або стелажах. Під час зберігання на відкритих
площадках дозволяється укладати балони з башмаками в штабелі з прокладками з
мотузки, дерев’яного брусся або гуми між горизонтальними рядами.
При укладанні балонів у штабелі висота штабелів не повинна перевищувати
1,5 м. Вентилі балонів мають бути повернуті в один бік.
Склади для зберігання балонів, заповнених газами, повинні бути
одноповерховими з покриттями легкого типу і не мати горищних приміщень.
Стінки, перегородки, покриття складів для зберігання газів мають бути із
неспалимих матеріалів не нижче II ступеня вогнестійкості; вікна і двері повинні
відчинятися назовні. Скло на вікнах і дверях повинно бути матовим або
пофарбованим у білий колір. Висота складських приміщень для балонів повинна

78
бути не менше 3,25 м від підлоги до нижчих виступаючих частин покрівельного
покриття.
Підлоги складів мають бути рівними з неслизькою поверхнею, а складів для
балонів з горючими газами - з поверхнею із матеріалів, які виключають
іскроутворення при ударі по них будь-яким предметом.
Освітлення складів для балонів з горючими газами має відповідати нормам
для приміщень, небезпечних відносно вибухів.
У складах повинні бути вивішені інструкції, правила і плакати стосовно
поводження з балонами, які знаходяться на складі.
Відсіки для зберігання балонів з негорючими і неотруйними газами можуть
бути відділені неспалимими перегородками заввишки не менше 2,5 м з відкритими
отворами для проходження людей та отворами для засобів механізації. Кожний
відсік повинен мати самостійний вихід назовні.
Розриви між складами для балонів, заповнених газами, між складами і
суміжними виробничими будівлями, громадськими приміщеннями, житловими
будинками повинні задовольняти вимоги НД.
Переміщення балонів у пунктах заповнення і споживання газів має
здійснюватися на спеціально пристосованих для цього візках або за допомогою
інших пристроїв.
Перевезення заповнених газами балонів має здійснюватися на ресорному
транспорті або на автокарах у горизонтальному положенні (обов’язково з
прокладками між балонами). Для прокладок можуть застосовуватись дерев’яні
брусся з вирізаними гніздами для балонів, а також мотузкові чи гумові кільця
завтовшки не менше 25 мм (по два кільця на балон) або інші прокладки, які
захищають балони від ударів один об одного. Всі балони під час перевезення слід
укладати вентилями в один бік.
Дозволяється перевезення балонів у спеціальних контейнерах, а також без
контейнерів у вертикальному положенні обов’язково з прокладками між ними і
загорожею від можливого падіння.

79
Транспортування і зберігання балонів мають здійснюватись з накрученими
ковпаками.
Транспортування балонів для вуглеводних газів здійснюється відповідно до
вимог чинного законодавства.
Зберігання заповнених балонів у суб’єкта господарювання, який їх
заповнював, до видачі балонів споживачам допускається без запобіжних ковпаків
або додаткове паливо або в якій відходи проходять термічне.
На Рис. Х.Х наведено «Висновок державної санітарно-епідеміологічної
експертизи». Об’єктом експертизи є аргон газоподібний та рідкий. Об'єкт
експертизи відповідає встановленим медичним критеріям безпеки: для запобігання
кисневої недостатності та розвитку асфіксії, необхідно контролювати вміст кисню
у повітрі робочої зони, об'ємна частка якого повинна бути не менше 19%
(об'ємних).

80

Рисунок 4.1 – Висновок державної санітарно-епідеміологічної експертизи
Аргону газоподібного та рідкого.

81
Загальні висновки
1. Визначено вплив технологічних параметрів процесу плазмового
зміцнення на потужність стиснутої дуги та теплопередачу в виріб при роботі на
струмах прямої та зворотної полярності. Встановлено, що за схожих технологічних
параметрів тепловкладення в виріб при роботі плазмотрона на струмі зворотної
полярності у 1,3–1,6 рази вище, ніж при роботі на прямій полярності.
2. Визначено відмінності теплопередачі в виріб за рахунок процесів у
приелектродних областях при роботі плазмотрона на струмах прямої та зворотної
полярності. Встановлено кількісне співвідношення теплової потужності, що
передається виробу плазмовим потоком і за рахунок приелектродних процесів на
поверхні виробу. Показано, що потужність, що передається виробу плазмовим
потоком при роботі на струмах прямої та зворотної полярності, становить 65–85%
усієї потужності, що передається виробу стиснутою дугою. При роботі
плазмотрона на струмі зворотної полярності, за однакових режимів, величина
потужності, що передається потоком плазми, у 1,2–1,6 рази вища, ніж при роботі
на прямій полярності.
3. Відтворено теплову модель плазмової поверхневої термообробки на
струмі зворотної полярності, яка враховує два механізми нагріву виробу: від потоку
плазми та за рахунок тепловиділення в нестаціонарних катодних плямах.
4. Визначено геометричні характеристики та структурні складові
основних зон, що формуються у сталях розглянутої групи при плазмовій
поверхневій термообробці:
- у результаті плазмового поверхневого гартування на струмі прямої
полярності з оплавленням поверхні вдається отримати зміцнені шари шириною від
7 до 12 мм і глибиною від 2 до 4,5 мм залежно від питомої енергії режиму. При
цьому формується лита структура мартенситного типу з поступовим переходом до
дрібнодисперсної структури основи, з рівномірно розподіленими по перерізу
значеннями твердості (56–42 HRC від поверхні вглиб виробу). При термічній

82
обробці з оплавленням поверхні необхідне використання низькотемпературного
відпуску для зняття гартівних напружень.
- при обробці без оплавлення поверхні на струмі зворотної полярності
вдається отримати зміцнений шар з рівномірно розподіленими по глибині (від 0,5
до 2,5 мм) і ширині (від 15 до 23 мм) механічними властивостями та сприятливою
дрібнозернистою структурою високої твердості (до 50 HRC), яка не потребує
подальшої термічної та механічної обробки. Поверхнева обробка на струмі
зворотної полярності за малих питомих енергій забезпечує різке змінення
структури та властивостей тонкого поверхневого шару (до 0,5 мм) з мінімальним
нагрівом виробу. При цьому, за рахунок високошвидкісного нагріву і охолодження
поверхні невеликої глибини, формується орієнтована дрібнодисперсна структура
мартенситного типу високої твердості.
5. Показано, що необхідні характеристики робочого шару можуть
досягатися плазмовим наплавленням матеріалу, аналогічного до основного, без
подальшої поверхневої термообробки. При такому варіанті відбувається зміна
структури наплавленого металу та поверхнева термічна обробка металу основи за
рахунок нагріву плазмовою дугою. Товщина шару наплавленого металу становить
кілька міліметрів, що в сукупності з зоною поверхневого зміцнення основного
металу дозволяє отримувати достатньо глибокі (від 3 до 5,5 мм) шари високої
твердості (52–58 HRC). Експериментально показано, що за схожих товщин
наплавленого матеріалу залежно від полярності змінюється ширина наплавленого
валика і глибина проплавлення основного металу. При плазмовому наплавленні на
струмі прямої полярності ширина наплавленого валика становить від 12 до 15 мм,
глибина проплавлення основного матеріалу – 1,2–1,7 мм. Застосування плазмового
наплавлення на струмі зворотної полярності дозволяє за схожих параметрів режиму
збільшити ширину наплавленого валика від 19 до 23 мм за один прохід та зменшити
глибину проплавлення основного металу (від 0,25 до 0,6 мм). Більша ширина
наплавлення за один прохід дозволяє підвищити продуктивність процесу та
знизити ризик перегріву виробу.

83
6. Проаналізовано технологію та підібрано режими плазмового
поверхневого зміцнення катків і плит однокаткової опорної частини конструкції з
високолегованих корозійностійких сталей типу 40Х13, що дозволяє здійснювати
гартування поверхневого шару (до 56 HRC) на глибину до кількох міліметрів (4,5
мм) із збереженням початкових властивостей у масиві деталі (15–20 HRC), та
забезпечує прийнятне поєднання механічних характеристик зміцненого шару.

84
Список використаної літератури
1. Davis J. R. Surface Engineering for Corrosion and Wear Resistance. Materials
Park, OH : ASM International, 2001.
2. ASM Handbook. Vol. 5 : Surface Engineering. Materials Park, OH : ASM
International, 1994.
3. Fauchais P., Heberlein J., Boulos M. Thermal Spray Fundamentals: From
Powder to Part. New York : Springer, 2014.
4. Pawlowski L. The Science and Engineering of Thermal Spray Coatings. 2nd
ed. Chichester : Wiley, 2008.
5. Савуляк В. І., Шаповалова О. В. Плазмове гартування робочих поверхонь
деталей транспортної техніки // Вісник Вінницького політехнічного інституту.
2010. № 1. С. 73–77.
6. Rie K.-T., Menthe E., Chin J. Plasma Surface Engineering of Metals // MRS
Bulletin. 1996. Vol. 21, no. 8. P. 46–51.
7. Lieberman M. A., Lichtenberg A. J. Principles of Plasma Discharges and
Materials Processing. 2nd ed. Hoboken, NJ : Wiley-Interscience, 2005.
8. Fridman A. Plasma Chemistry. Cambridge : Cambridge University Press, 2008.
9. Zhang R., Wang Y., Li X. et al. Solid Lubrication System and Its Plasma
Surface Engineering: A Review // Lubricants. 2023. Vol. 11, iss. 12. Art. 543.
10. Holmberg K., Matthews A. Coatings Tribology: Properties, Mechanisms,
Techniques and Applications in Surface Engineering. 2nd ed. Amsterdam : Elsevier,
2009.
11. Hutchings I., Shipway P. Tribology: Friction and Wear of Engineering
Materials. 2nd ed. Oxford : Butterworth-Heinemann, 2017.
12. Лазерні та плазмові технології : навч. посіб. / за ред. В. П. Рязанцева.
Київ : КПІ ім. Ігоря Сікорського, 2021.
13. Stachowiak G. W., Batchelor A. W. Engineering Tribology. 4th ed. Oxford
: Butterworth-Heinemann, 2013.
14. Xu Z., Xia C., Wang F. Plasma Surface Metallurgy. Singapore : Springer,

85
2017.
15. Фізико-хімічні процеси в поверхневих шарах деталей під час
плазмової обробки // Матеріалознавство та матеріали. 2022. № 1. С. 45–52.
16. Vardelle A., Moreau C., Akedo J. et al. The 2016 Thermal Spray Roadmap
// Journal of Thermal Spray Technology. 2016. Vol. 25. P. 1376–1440.
17. Tucker R. C. Thermal Spray Technology // ASM Handbook. Vol. 5A :
Thermal Spray Technology. Materials Park, OH : ASM International, 2013. P. 10–30.
18. Рязанцев А. О., Нечаєв В. П. Технологія плазмово-механічної обробки
деталей // Інформаційні технології: наука, техніка, технологія, освіта, здоров’я :
тези доп. MicroCAD–2019. Харків : НТУ «ХПІ», 2019. Ч. 1. С. 322.
19. ASTM E384-22 Standard Test Method for Microindentation Hardness of
Materials. West Conshohocken, PA : ASTM International, 2022.
20. ASTM E112-13(2021) Standard Test Methods for Determining Average
Grain Size. West Conshohocken, PA : ASTM International, 2021.
21. ASTM G99-17(2022) Standard Test Method for Wear Testing with a Pin-
on-Disk Apparatus. West Conshohocken, PA : ASTM International, 2022.
22. Технологія підвищення зносостійкості деталей нафтового обладнання
плазмовою наплавкою // Науковий вісник ІФНТУНГ. 2015. № 2. С. 162–168.
23. ASTM G65-16e1 Standard Test Method for Measuring Abrasion Using the
Dry Sand/Rubber Wheel Apparatus. West Conshohocken, PA : ASTM International,
2016.
24. ISO 4287:1997 Geometrical Product Specifications (GPS) — Surface
texture: Profile method — Terms, definitions and surface texture parameters. Geneva :
ISO, 1997.
25. Підвищення надійності робочих поверхонь деталей за рахунок
плазмової обробки // Збірник наукових праць ПДАА. 2018. № 1. С. 45–50.
26. Blau P. J. Friction Science and Technology: From Concepts to
Applications. 2nd ed. Boca Raton : CRC Press, 2008.
27. Rabinowicz E. Friction and Wear of Materials. 2nd ed. New York : Wiley,

86
1995.
28. Bhushan B. Introduction to Tribology. 2nd ed. Hoboken, NJ : Wiley, 2013.
29. Bhushan B., Gupta B. K. Handbook of Tribology: Materials, Coatings, and
Surface Treatments. New York : McGraw-Hill, 1991.
30. Фесенко А. Г., Фомін Є. О., Лебедєв В. К., Дідик Р. П., Джур Є. О.
Методи поверхневого зміцнення у процесі виготовлення деталей машин : навч.
посіб. Дніпро : РВВ ДНУ, 2015.
31. Low-density polyethylene films treated by an atmospheric Ar–O2 post-
discharge: functionalization, etching, degradation and partial recovery of the surface
properties // Open Chemistry. 2013. Vol. 11. P. 1711–1725.
32. Surface Coatings for Protection Against Wear / ed. by B. G. Mellor.
Cambridge : Woodhead Publishing, 2006.
33. Sampath S., Herman H. Rapid Solidification and Microstructure
Development During Plasma Spray Deposition // MRS Bulletin. 1996. Vol. 21, no. 8. P.
39–44.
34. Surface Engineering: Methods and Applications / ed. by V. K. Jain, R.
Siddaiah. Boca Raton : CRC Press, 2022.
35. ASM Handbook. Vol. 4A : Steel Heat Treating Fundamentals and
Processes. Materials Park, OH : ASM International, 2013.
36. ASM Handbook. Vol. 4C : Induction, Flame, and Laser Heat Treating.
Materials Park, OH : ASM International, 2014.
37. Surface Engineering for Corrosion and Wear Resistance / ed. by J. R. Davis.
Materials Park, OH : ASM International, 2001.
38. Plasma-Surface Interactions and Processing of Materials / ed. by O.
Auciello, A. R. Krauss, D. M. Gruen. Dordrecht : Kluwer Academic Publishers, 1990.
39. Clyne T. W., Gill S. C. Residual Stresses in Thermal Spray Coatings and
Their Effect on Interfacial Adhesion: A Review of Recent Work // Journal of Thermal
Spray Technology. 1996. Vol. 5. P. 401–418.
40. Lima R. S., Marple B. R. Thermal Spray Coatings Engineered from

87
Nanostructured Ceramic Agglomerated Powders for Structural, Thermal Barrier and
Biomedical Applications: A Review // Journal of Thermal Spray Technology. 2007. Vol.
16. P. 40–63.
41. Sampath S., Jiang X. Developments in Diagnostics and Control of Thermal-
Spray Processes // MRS Bulletin. 1996. Vol. 21, no. 8. P. 55–60.
42. Czerwinski F. Heat Treatment of Metals // Heat Treatment - Conventional
and Novel Applications / ed. by F. Czerwinski. London : IntechOpen, 2012.
43. Fauchais P., Montavon G., Lima R. S., Marple B. R. Engineering a New
Class of Thermal Spray Nanostructured Coatings // Surface and Coatings Technology.
2011. Vol. 205. P. 4864–4876.
44. LDPE Surface Modifications Induced by Atmospheric Plasma Torches
with Linear and Showerhead Configurations // arXiv. 2016. arXiv:1604.08755.
45. Voevodin A. A., Zabinski J. S. Nanocomposite and Nanostructured
Tribological Materials for Space Applications // Composites Science and Technology.
2005. Vol. 65. P. 741–748.
46. Vardelle M., Vardelle A., Fauchais P. Thermal Plasmas // IEEE
Transactions on Plasma Science. 1998. Vol. 26, no. 5. P. 1234–1247.
47. Pawlowski L. Suspension and Solution Thermal Spray Coatings // Surface
and Coatings Technology. 2009. Vol. 203. P. 2807–2829.
48. Mellali M., Fauchais P., Grimaud A. Influence of the Plasma Gas Flow
Rates on the Temperature and Velocity Fields of the Plasma Jet // Plasma Chemistry and
Plasma Processing. 1996. Vol. 16. P. 217–237.
49. Handbook of Surface Treatments and Coatings / ed. by S. Grainger, J.
Blunt. Cambridge : Woodhead Publishing, 1991.
50. Ssekasamba H., Xu W., Liu M. et al. Review of Plasma Surface
Engineering Technology Toward Sustainable Textile Materials // Advanced Fiber
Materials. 2024. Vol. 6. P. 675–706.
51. ISO 6507-1:2023 Metallic materials — Vickers hardness test — Part 1: Test
method. Geneva : ISO, 2023.

88
52. ISO 6508-1:2023 Metallic materials — Rockwell hardness test — Part 1:
Test method. Geneva : ISO, 2023.
53. ISO 6892-1:2019 Metallic materials — Tensile testing — Part 1: Method
of test at room temperature. Geneva : ISO, 2019.
54. ISO 643:2019 Steels — Micrographic determination of the apparent grain
size. Geneva : ISO, 2019.
55. ISO 4288:1996 Geometrical Product Specifications (GPS) — Surface
texture: Profile method — Rules and procedures for the assessment of surface texture.
Geneva : ISO, 1996.
56. Matthews A., Leyland A. Coating Technology for Tribological
Applications // Surface and Coatings Technology. 1994. Vol. 71. P. 88–92.
57. Bell T. Surface Engineering of Austenitic Stainless Steel // Surface
Engineering. 2002. Vol. 18, no. 6. P. 415–422.
58. Davis J. R. Handbook of Thermal Spray Technology. Materials Park, OH :
ASM International, 2004.
59. Fauchais P., Heberlein J. V. R., Boulos M. I. Thermal Plasma Torches:
Design, Characteristics, and Applications // Thermal Plasmas. New York : Springer,
2014. P. 39–156.
60. Mates S. P., Sampath S. Environment and Splat Deposition Effects on
Plasma Sprayed Metal Microstructures // Journal of Thermal Spray Technology. 2006.
Vol. 15. P. 623–634.
61. Vardelle A., Fauchais P., Vardelle M., Vaßen R., Jodoin B. Current Status
and Future Directions of Thermal Spray Technology // Journal of Thermal Spray
Technology. 2016. Vol. 25. P. 1376–1440.
62. Фесенко А. Г., Дідик Р. П., Джур Є. О. Методи локального
поверхневого зміцнення деталей машин // Авіаційно-космічна техніка і
технологія. 2015. № 8. С. 45–52.
63. Віштак І. В., Кудратов М. М. Аналіз способів зміцнення поверхневого
шару деталей газових підшипників // Вісник Вінницького політехнічного

89
інституту. 2025. № 2. С. 171–178.
64. Марченко А. П. Інноваційні технологічні рішення вакуумно-
плазмової обробки поверхонь для підвищення ресурсу деталей двигунів //
Двигуни внутрішнього згоряння. 2017. № 1. С. 234–239.
65. Булат А. В. Застосування іонно-плазмової технології для підвищення
довговічності деталей машин // Технологія конструкційних матеріалів і
матеріалознавство : матеріали конф. Харків : ХНАДУ, 2021. С. 8–12.
66. Медюх Р. М. Дослідження структури та трибологічних властивостей
композиційних стальних плазмових покриттів // Перспективні технології та
прилади. 2023. № 22. С. 97–105.
67. Петровський В. Р. Плазмове наплавлення при відновленні
відповідальних деталей із місцевим зносом // Кваліфікаційні роботи
Хмельницького національного університету. 2023.
68. Матвійчук В. А., Рубаненко О. Є., Стаднійчук І. П. Електротехнології
в АПК : навч. посіб. Вінниця : ТОВ «ТВОРИ», 2020.
69. Jiang X., Wan Y., Herman H., Sampath S. Role of Oxygen Content in the
Splat Formation and Adhesion of Plasma Sprayed Nickel Coatings // Thin Solid Films.
2001. Vol. 385. P. 132–141.
70. McPherson R. A Review of Microstructure and Properties of Plasma
Sprayed Ceramic Coatings // Surface and Coatings Technology. 1989. Vol. 39–40. P.
173–181.
71. Fauchais P., Rat V., Coudert J.-F., Etchart-Salas R., Caron N. Operating
Parameters for Suspension and Solution Plasma-Spray Coatings // Journal of Thermal
Spray Technology. 2008. Vol. 17. P. 31–59.
72. Pawlowski L. Finely Structured Nanometric and Submicrometric Coatings
by Thermal Spraying: A Review // Surface and Coatings Technology. 2008. Vol. 202.
P. 4318–4328.
73. ASM Handbook. Vol. 18 : Friction, Lubrication, and Wear Technology.
Materials Park, OH : ASM International, 2017.

90
74. ASTM B487-20 Standard Test Method for Measurement of Metal and
Oxide Coating Thickness by Microscopical Examination of Cross Section. West
Conshohocken, PA : ASTM International, 2020.
75. ASTM C633-13(2021) Standard Test Method for Adhesion or Cohesion
Strength of Thermal Spray Coatings. West Conshohocken, PA : ASTM International,
2021.
76. ASTM G133-05(2021) Standard Test Method for Linearly Reciprocating
Ball-on-Flat Sliding Wear. West Conshohocken, PA : ASTM International, 2021.
77. ДСТУ 4163:2020. Державна уніфікована система документації.
Уніфікована система організаційно-розпорядчої документації. Вимоги до
оформлення документів. Київ : ДП «УкрНДНЦ», 2020.
78. ДСТУ 8302:2015. Інформація та документація. Бібліографічне
посилання. Загальні положення та правила складання. Київ : ДП «УкрНДНЦ»,
2016.
79. ДСТУ 3008:2015. Інформація та документація. Звіти у сфері науки і
техніки. Структура та правила оформлення. Київ : ДП «УкрНДНЦ», 2016.
80. ДСТУ ISO 4287:2022. Геометричні характеристики виробів (GPS).
Структура поверхні: профільний метод. Терміни, визначення та параметри
структури поверхні. Київ : ДП «УкрНДНЦ», 2022.
81. ДСТУ ISO 6507-1:2023. Металеві матеріали. Випробування на твердість
за Віккерсом. Частина 1. Метод випробування. Київ : ДП «УкрНДНЦ», 2023.
82. ДСТУ EN ISO 6892-1:2019. Металеві матеріали. Випробування на розтяг.
Частина 1. Метод випробування за кімнатної температури. Київ : ДП «УкрНДНЦ»,
2019.
83. Методичні рекомендації до підготовки, написання та захисту
кваліфікаційної роботи для здобувачів освітнього рівня «магістр» за спеціальністю
131 «Прикладна механіка» освітніх програм «Технології машинобудування» та
«Обробка металів за спецтехнологіями» усіх форм навчання [Електронне видання] /
уклад. Г. В. Канашевич, О. О. Коваленко, Є. В. Хижняк. Черкаси : ЧДТУ, 2023.

ChSTU repository

ChSTU repository preserves and enables easy and open access to all types of digital content including text, images, moving images, mpegs and data sets