Повышение эксплуатационного ресурса цилиндровой втулки бурового насоса применением высокотемпературной закалки и обработки холодом

Increasing the service life of a cylinder sleeve of a mud pump by using high-temperature quenching and cold working

Yu. SAMOYLOVICH,
M. KAZYAEV,
NPK «UralTermoComplex» LLC, Ekaterinburg

Повышение эксплуатационного ресурса цилиндровой втулки бурового насоса из стали с повышенным содержанием хрома достигается применением комбинированной термической обработки, включающей высокотемпературную закалку с последующей обработкой умеренным холодом (–70 °С). При закалке от повышенной температуры (1100 – 1170 °С) структура стали содержит значительное (до 40 – 60 %) количество остаточного (метастабильного) аустенита, обладающего способностью к деформационному упрочнению при изнашивании в последующей эксплуатации. Определение рациональных режимов термической обработки втулки осуществляется с применением компьютерной программы, прогнозирующей динамику изменений температуры, скорости охлаждения и термических напряжений по сечению втулки с учетом кинетики превращений аустенита при закалке.

На основе расчетного анализа выявлена возможность дополнительного повышения износостойкости втулки вследствие возникновения значительных сжимающих напряжений на поверхности втулки, сопровождающих превращение аустенита в мартенсит при закалке (фазовый наклеп).

Благоприятное воздействие фазового наклепа в наибольшей степени проявляется при бурении скважин в северных широтах, при пониженной температуре окружающей среды и промывочной жидкости.

Предложенный способ производства втулок бурового насоса отличается экономичностью вследствие отказа от использования дорогостоящих легирующих элементов (вольфрама, молибдена) и ориентации на обработку холодом при умеренной температуре хладагента (–70 °С).

Increasing the service life of the cylinder sleeve of a drilling pump made of steel with a high chromium content is achieved by using a combined heat treatment, including high-temperature hardening followed by a moderate cold (–70 °C). When quenching from elevated temperature (1100 – 1170 °C), the steel structure contains a significant (up to 40 – 60 %) amount of residual (metastable) austenite, which is capable of deformation hardening during wear in subsequent operation. The definition of rational modes of heat treatment of the sleeve is carried out using a computer program that predicts the dynamics of temperature changes, cooling rates and thermal stresses over the cross section of the sleeve, taking into account the kinetics of austenite transformations during quenching.
On the basis of the calculated analysis, the possibility of an additional increase in the wear resistance of the sleeve due to the occurrence of significant compressive stresses on the surface of the sleeve, accompanying the transformation of austenite to martensite during quenching (phase hardening), is revealed.
The beneficial effect of phase hardening is most pronounced when drilling wells in northern latitudes, at low ambient temperatures and flushing fluid.
The proposed method for the production of mud pump bushings is economical due to the rejection of the use of expensive alloying elements (tungsten, molybdenum) and orientation to cold treatment at a moderate refrigerant temperature (–70 °C).

Цилиндровые втулки являются ответственным, тяжело нагруженным узлом бурового насоса, испытывающего при эксплуатации циклические нагрузки при повышенном переменном давлении в сочетании с абразивным воздействием промывочной жидкости, представляющей собой глинистый водный раствор и содержащей твердые частицы (до 3 % по объему).
Сложный характер нагружения обуславливает быстрый выход из строя цилиндровых втулок, замена которых в условиях эксплуатации сопряжена с потерей времени и тяжелым ручным трудом. В связи с этим разработка технологии производства цилиндровой втулки буровых насосов, обладающей достаточно высоким запасом эксплуатационного ресурса, представляется весьма актуальной задачей.
Традиционная технология производства цилиндровых втулок, основанная на использовании малолегированной стали и стандартных приемов закалки и низкого отпуска, позволяет достигнуть ограниченного эксплуатационного ресурса (не выше 200 — 300 часов).
Вместе с тем при соответствующем выборе материала втулки, с использованием вольфрама, молибдена и ванадия, а также современных технологических приемов удается повысить уровень эксплуатационного ресурса до 800 — 900 часов, что демонстрируется на примере дорогостоящих втулок импортного производства.
В настоящей работе представлены соображения относительно рационального (экономичного) способа изготовления цилиндровой втулки бурового насоса, основанные на использовании стали без дорогостоящих легирующих элементов (вольфрама, молибдена, ванадия) и комбинированной термической обработки (высокотемпературная закалка, обработка холодом, низкий отпуск).
В работах уральских металловедов (Л.Г. Коршунова, В.М. Счастливцева, М.А. Филиппова) приводится обоснование технологических методов производства деталей из высокохромистых сталей ледебуритного класса (Х12МФ, 95Х18), обладающих повышенной твердостью и износостойкостью [1 — 4].
Повышенная абразивная износостойкость указанных сталей обусловлена их чрезвычайно интенсивным упрочнением в процессе абразивного изнашивания, в результате которого микротвердость на поверхности трения сталей достигает значений 8000 – 11000 МПа. Интенсивное упрочнение в процессе изнашивания обнаруживают стали, имеющие структуру неотпущенного тетрагонального высокоуглеродистого мартенсита, что объясняет их высокое сопротивление абразивному изнашиванию [1].
Отмеченное свойство упрочнения стали ледебуритного класса в процессе изнашивания используется в работах [5 — 7] для разработки нового способа производства цилиндровой втулки бурового насоса.
Следует отметить, что эксплуатационный ресурс взаимодействующих между собой деталей бурового насоса (в том числе и цилиндровых втулок) зависит не только от их способности к сопротивлению процессу абразивного изнашивания.
В значительной степени указанный ресурс зависит от абсолютной величины и знака ( растяжение, сжатие) внутренних напряжений, возникающих в деталях насоса в процессе эксплуатации. Под воздействием растягивающих напряжений микротрещины, возникающие в изнашиваемой стали, получают мощный импульс к дальнейшему росту и приводят к нарушению сплошности стальной детали. Напротив, под влиянием сжимающих напряжений определенного уровня (300 — 500 МПа) происходит торможение роста микротрещин, что доказано экспериментальными исследованиями износостойкости деталей из высокоуглеродистой стали [8].
В настоящей работе приводится краткое изложение результатов экспериментальных исследований, посвященных обоснованию режима деформационного упрочнения втулки из высокохромистой стали, а также расчетное обоснование возможности существенного повышения долговечности (эксплуатационного ресурса) втулки под воздействием сжимающих остаточных напряжений1.

Деформационное упрочнение стали
В публикациях [5 — 7] изложены результаты лабораторных исследований микроструктуры и механических свойств двух марок стали — Х12МФЛ и 95Х20. Предложен новый режим термической обработки втулок бурового насоса из этих сталей, включающий операции высокотемпературного нагрева под закалку, а также применение обработки холодом и последующего низкого отпуска.
Из сталей изготовили образцы размерами 10×10×25 мм для изучения микроструктуры и испытаний на абразивное изнашивание. Термическую обработку образцов проводили в печах при варьировании температуры нагрева стали под закалку в пределах от 850 до 1170 °С. Выдержка стали при нагреве составляла 30 мин с последующим охлаждением в масле.
При оценке износостойкости образцы подвергали длительному возвратно-поступательному движению по шлифовальной бумаге на корундовой основе под нагрузкой Р = 1,0 МПа.
Абразивная износостойкость определялась по результатам двух параллельных испытаний, в ходе которых потерю массы испытуемого образца ∆М сопоставляли с потерей массы образца – эталона ∆М0 , выполненного из валковой стали 9Х5МФС, и вычисляли показатель изнашивания по формуле [5].
Специфика высокотемпературной закалки существенно сказывается на значениях границ мартенситного превращения в стали. Многими исследованиями установлено, что в углеродистой стали температура начала превращения А → М снижается с повышением концентрации углерода от 0,4 % до 1,2 % от 300 °С до 150 °С. При этом температура завершения превращения А → М смещается от +100 °С до –100 °С [9 — 11].
Дилатометрические исследования [6] показали, что для стали Х12МФЛ температура начала мартенситного превращения при повышении температуры нагрева под закалку с 1000 до 1100 °С снижается от значения 230 °С до 140 °С.
Для стали 95Х18 при повышении температуры начала закалки с 900 до 1100 °С значение температуры снижается с 280 °С до 150 °С. Следует ожидать, что граница завершения превращения А → М при повышении закалочной температуры (до 1100 — 1170 °С) также смещается в область отрицательных температур.
Следствием указанного эффекта смещения границ интервала мартенситного превращения является незавершенность превращения (и степени упрочнения стали) при традиционном режиме закалки, когда операция закалки завершается последующим отпуском для снятия избыточных остаточных напряжений.
С целью устранения указанного нежелательного эффекта и пополнения запаса прочности закаливаемой втулки в работах [5, 6] предлагается использовать обработку холодом закаленных деталей с использованием умеренной температуры хладагента (–70 °С) и выдержкой при этой температуре в течение 20 мин.
По мнению автора [7], обработка холодом позволяет дополнительно повысить абразивную износостойкость стали на 25 % за счет образования 10 — 15 % высокоуглеродистого мартенсита охлаждения и повышения твердости стали до уровня 60 HRC.

Остаточный аустенит, получаемый в результате закалки с повышенных температур (1100 — 1170 °С), метастабилен и превращается в высокоуглеродистый мартенсит деформации в процессе изнашивания, что придает сталям Х12МФЛ и 95Х18 повышенную износостойкость, максимальные значения которой превышают износостойкость эталонной стали 9Х5МФС в 4 — 5 раз.
Процесс изготовления опытных заготовок втулки бурового насоса включает следующие стадии:
— нагрев под закалку током высокой частоты до повышенной температуры (1100 — 1170 °С) и определенная выдержка при этой температуре (30 минут);
— закалка при интенсивном охлаждении водовоздушной смесью на специальном станке (рис. 1) с охлаждением до цеховой температуры (20 °С);
— кратковременная обработка холодом при умеренной температуре хладагента (–70 °С);
— прогрев заготовки до температуры низкого отпуска (200 °С) и определенная выдержка при этой температуре (2 часа);
— остывание заготовки до цеховой температуры.
Операции нагрева цилиндровой втулки токами высокой частоты и последующей закалки могут быть выполнены на установке, схема которой представлена на рис. 1 [12].
Использование высокочастотного нагрева придает технологическому процессу изготовления втулок дополнительные преимущества (по сравнению с печным нагревом) – высокую производительность, возможность размещения закалочной установки в общем технологическом потоке, легкость регулирования толщины закаленного слоя [13, 14].
Весьма важным компонентом предложенной технологии термоупрочнения цилиндровой втулки является применение обработки холодом непосредственно по завершении процедуры закалки.
Возможность существенного повышения твердости высокохромистой стали при обработке умеренным холодом доказана исследованиями К. Клемонса [15].
В этой работе при закалке в масле образцов стали 440С (состав: 0,95 % С; 16 — 18 % Cr; 1,0 % Mn; 1,0 % Si) с печного нагрева до температуры 1065 — 1120 °С и последующей обработке холодом при температуре хладоагентa, равной –49 °С достигнута твердость порядка HRC 59 — 60.
При этом выдержка образцов при умеренном холоде составляла один час, после чего применяли отпуск при 177 °С в течение двух часов и остывание на воздухе до комнатной температуры.
В работах [5 — 7] основные режимные параметры заключительных стадий (обработки холодом и отпуска) отработаны в лабораторных условиях в отношении достигаемых значений твердости и абразивной износостойкости (HRC, ɛ ).
На рис. 2 представлено изменение достигаемой твердости и коэффициента износостойкости стали в зависимости от температур хладоагента: цифрами 1 и 2 отмечены графики для стали Х12МФЛ.
Как следует из рассмотрения графиков на рис. 2, наибольшие значения твердости (HRC 60) и абразивной износостойкости (ɛ=4-5) достигаются при обработке холодом при температуре хладоагента –70 °С.
По изложенному выше режиму термической обработки в филиале ООО «Уралмаш НГО Холдинг» из стали Х12МФЛ изготовлена опытная партия цилиндровых втулок бурового насоса, направленных для проведения промышленных испытаний в условиях Ямало-Ненецкого автономного округа. К декабрю 2017 г. опытные втулки отработали более 800 часов и находились в работоспособном состоянии [7].
Наиболее важный результат выполненных в работах [5 – 7] исследований состоит в том, что была доказана возможность существенного повышения рабочего ресурса втулок бурового насоса при использовании эффекта деформационного упрочнения высокохромистой стали ледебуритного класса и обеспечении твердости на рабочей поверхности втулки порядка HRC 60.
Представляется важным отметить, что указанные показатели упрочнения были достигнуты при обработке холодом за весьма ограниченное время выдержки (20 минут).
Вместе с тем хорошо известно, что процесс превращения аустенита в мартенсит при низких температурах протекает с низкой скоростью, и для полного превращения А → М легированной стали при температуре ниже –100° С необходима выдержка в течение десятков часов [9 – 11].
Относительно возможностей повышения степени упрочнения высокохромистой стали при использовании обработки глубоким холодом свидетельствуют результаты исследования [16].
Для хромистой стали, содержащей 2,16 % углерода, 12 % хрома, 0,385 % марганца и 0,23 % вольфрама в работе [16] исследовано десять режимов термоупрочнения при сопоставлении традиционного режима (закалка с температуры 1020° С с последующим отпуском при 210° С в течение 2 часов) с закалкой при дополнительной обработке холодом при температуре –185 °С в течение 36 часов, с последующим отпуском при разнообразных режимах (температура 100 °С или 210 °С, выдержка в течение одного или двух часов). Для всех изученных режимов термообработки в работе [16] исследованы показатели микроструктуры стали, а также значения достигаемой твердости и износостойкости. Для традиционного режима упрочнения (закалка плюс отпуск) достигаемая твердость не превышает HRC 60,4, тогда как при обработке холодом после закалки (температура –185 °С, выдержка – 36 часов) твердость повышается на 2,5 единицы по Роквеллу (до значений HRC 62,8)

При этом степень износа образцов, измеряемая по снижению их объема после абразивной обработки в течение одного часа под нагрузкой 5,1 кг, снижается в четыре раза (с 12 до 3 мм3).
Таким образом, использование обработки высокохромистой стали глубоким холодом позволяет повысить твердость стали на две единицы по Роквеллу (HRC 2,5) и, соответственно, уменьшить показатели абразивного износа стали, что следует признать достаточно важным практическим результатом. Вместе с тем использование обработки глубоким холодом требует применения достаточно сложного импортного оборудования и приводит к дополнительным затратам времени и материальных ресурсов.
В этом отношении результаты исследований [5 — 7] свидетельствуют о возможности существенного повышения наработки втулок бурового насоса (до уровня 800 часов) при существенной экономии материальных ресурсов (дорогостоящие легирующие элементы, импортное оборудование). В результате предложенная в работах [5 — 7] технология производства втулок бурового насоса становится доступной для крупногосерийного производства.

Снижение износа втулки под влиянием сжимающих остаточных напряжений
Возникновение значительных сжимающих напряжений в поверхностном слое закаленных стальных изделий является дополнительным фактором в пользу повышения их эксплуатационной стойкости. Формирование сжимающих напряжений на рабочей поверхности цилиндровой втулки является примером фазового наклепа – процесса, относящегося к широкой группе технологических методов повышения долговечности деталей машин [17 — 19].
В работе [17] впервые на основании обобщения специальных способов обработки стальных деталей (роликовой обкатки, дробеструйной обработки) сформулирована концепция технологических приемов, повышающих долговечность рабочего ресурса деталей машин за счет использования внутренних остаточных напряжений.
Для тонкостенных стальных и чугунных деталей цилиндрической формы (гильзы цилиндров дизельных двигателей) возможность существенного увеличения долговечности (в 2 — 3 раза) за счет формирования сжимающих остаточных напряжений получила экспериментальное подтверждение [18 — 21].
В работе [8] приведены результаты экспериментов Бюлера — Бухгольца, опубликованные в 1933 г. и свидетельствующие о возможности двукратного повышения предела выносливости стали, содержащей 0,57 % углерода, при наличии в опытных образцах сжимающих напряжений порядка 200 — 400 МПа (рис. 3). В работах [20, 21] отмечается, что наличие сжимающих остаточных напряжений способствует существенному замедлению интенсивности изнашивания втулок цилиндров транспортных дизелей.
Для определения временных и остаточных напряжений в подвергаемой закалке цилиндровой втулке бурового насоса используется компьютерная программа, позволяющая вычислить термические напряжения в стенке втулки с учетом сопутствующих процессов теплообмена и фазовых превращений в стали при нагреве под закалку и последующем водовоздушном охлаждении.
Математическая модель термонапряженного состояния втулки основана на использовании уравнений термовязкоупругости [22], интегрирование которых осуществляется с учетом зависимости от температуры модуля упругости и параметров релаксации стали.
Главные компоненты тензора напряжений в стенке втулки вычисляются из решения интегрального уравнения Вольтерры:

где есть решение соответствующей задачи нелинейной термоупругости, а реологическая функция F(t-t0) позволяет учесть эффекты вязкости и текучести материала.
При задании реологической функции экспонентной зависимостью


При определении термических напряжений в стенке втулки учитываются объемные изменения в стали, обусловленные протеканием процессов превращения в мартенсит и бейнит с учетом известных эмпирических зависимостей, представленных в работе [23].
Температурное поле по сечению стенки втулки определяется путем численного решения уравнения теплопроводности:

,

где T — температура, t — время, pC λ — массовая плотность, удельная теплоемкость и теплопроводность стали, Q — объемная плотность источника тепла, составленная суммой количества тепла, выделяемого индуктором (QR) и тепловыделения, сопровождающего протекающие в стали превращения аустенита (QF), r, z — координаты вдоль радиуса и продольной оси втулки. При задании параметра QR(r, z, t) принимаются во внимание две особенности изучаемого процесса:
— источник тепла ( каретка индуктора ) перемещается с некоторой неизменной скоростью WK;
— глубина проникновения в металл индуцированных вихревых токов зависит от применяемой частоты электрического тока.
В частности, при использовании тока промышленной частоты (50 Гц) для стали при температуре 800 °С глубина проникновения тока в металл составляет 65 — 70 мм, а при комнатной температуре (20 °С) не превышает 5 — 6мм [13, 14, 19].
В достаточно общем виде указанные особенности тепловыделения индуктора ТВЧ можно выразить соотношением:

,
где функция QZ учитывает перемещение каретки индуктора, функция F(δ) отражает глубину проникновения вихревых токов в металл, Q0 — удельная тепловая мощность индуктора.
Значение параметра Q0 подбирается таким образом, чтобы в процессе нагрева токами ТВЧ температура на рабочей поверхности втулки находилась на уровне необходимых температур аустенизации стали (1150 — 1170 °С).
На поверхности втулки используется граничное условие:

где TS — температура греющей среды, α — коэффициент теплоотдачи конвекцией от потока греющих газов к поверхности втулки, σ — коэффициент теплообмена излучением, Tпов — температура поверхности втулки.
Система уравнений (3 — 5) дополняется начальным условием:

Решение уравнения теплопроводности (3) осуществляется с учетом зависимости коэффициентов теплопроводности и теплоемкости стали от температуры. При задании коэффициентов теплообмена между индуктором и поверхностью втулки учитываются закономерности поглощения тепла втулкой при использовании высокочастотных режимов работы индуктора [19, 23].
Результаты совместного решения системы уравнений теплопроводности и термовязкоупругости для стенки втулки представлены на рис. 4 и 5 в виде зависимости температуры, скорости охлаждения и термических напряжений от времени для поверхности и центра поперечного сечения стенки втулки толщиной 30 мм (при задании внешнего и внутреннего диаметров втулки равными 230 и 170 мм).
Расчеты выполнены для условий прогрева стенки втулки до температуры 1170 °С, при которой осуществляется высокая степень аустенизации исходной структуры стали Х12МФ.

Как следует из рассмотрения графиков на рис. 4, выдержка при температурах 1150 — 1170 °С составляет 15 минут, после чего выполняется закалка стали, причем скорость охлаждения стали в процессе закалки изменяется по всему сечению стенки от 6 до 16 град/с.
Начальная стадия процесса закалки ( в интервале времени от 1800 до 2150 с ) сопровождается возникновением растягивающих напряжений на рабочей поверхности втулки (сплошная линия 1 на рис. 5), после чего наблюдается резкое снижение уровня напряжений и переход в область сжимающих напряжений, максимальное значение которых (–450 МПа) достигается к моменту t = 3000 c. Штриховой линией на рис. 5 показано изменение во времени количества мартенсита на поверхности втулки с момента начала закалки. Видно, что через 7 – 8 минут от начала закалки количество мартенсита в поверхностном слое втулки устанавливается на уровне MN ≈ 0,61 и сохраняется неизменным при последующем охлаждении.

На рис. 6 представлено распределение количества мартенсита и продольных термических напряжений по сечению стенки втулки к моменту завершения процесса закалки.
Как следует из рассмотрения рис. 6 (б), термические напряжения в поверхностном слое стенки к моменту завершения процесса закалки сохраняются на уровне – 450 МПа (сжатие), тогда как в центре стенки поддерживаются растягивающие напряжения на уровне 150 МПа.
Ранее отмечалось, что для тонкостенных стальных деталей цилиндрической формы (гильзы цилиндров дизельных двигателей) накоплен достаточно большой набор экспериментальных данных, подтверждающих факт значительного повышения долговечности деталей за счет наличия сжимающих остаточных напряжений [17 — 21]. Сопоставление этих данных с расчетным обоснованием существования сжимающих напряжений в поверхностных слоях стенки втулки дает основания утверждать о наличии значительного резерва выносливости втулки при закалке с высоких температур.
В сочетании с эффектом деформационного упрочнения стали в процессе изнашивания за счет метастабильности остаточного аустенита получает объяснение установленный факт повышения эксплуатационного ресурса партии опытных втулок из стали Х12МФЛ, изготовленных с использованием высокотемпературной закалки и направленных на апробацию при бурении в северных широтах.

Выводы
Возможность существенного повышения эксплуатационного ресурса цилиндровой втулки бурового насоса базируется на использовании возможностей метастабильного аустенита высокохромистой стали ледебуритного класса к деформационному упрочнению в процессе абразивного изнашивания.
Построенная на этой основе технология производства втулок учитывает необходимость достижения высокой степени аустенизации стали перед закалкой и дополнительное повышение твердости закаленной стали путем обработки холодом [5 — 7].
Предложенная в настоящей работе математическая модель термодеформационных процессов в стенке втулки в процессе закалки, обработки холодом и последующего отпуска позволяет прогнозировать динамику поля температур, скоростей охлаждения и возникающих в стенке втулки термических напряжений, что дает основания для коррекции режимов термической обработки и тем самым позволяет снизить расходы времени и материальных ресурсов по сравнению с чисто эмпирическим подходом к освоению рациональных режимов термической обработки.
Расчетный анализ термонапряженного состояния втулки в процессе закалки с высокотемпературного нагрева позволил обнаружить факт стабилизации значительных (до 450 МПа) сжимающих напряжений в стенке втулки по окончании закалки, что является дополнительным фактором повышения абразивной износостойкости втулки в процессе эксплуатации [8, 20].
Практическое использование благоприятного эффекта от влияния сжимающих напряжений на повышение износостойкости втулок имеет особое значение при бурении скважин в северных широтах, где длительному сохранению данного эффекта способствует низкая температура окружающей среды и промывочной жидкости, циркулирующей в контакте со втулкой.
Существенной особенностью предложенной технологии термической обработки втулок бурового насоса является экономичность, обусловленная отказом от дорогостоящих легирующих элементов (вольфрам, молибден, ниобий) и ориентацией на использование умеренного низкого холода ( –70 °С), что снимает необходимость использования импортного оборудования, используемого при термообработке стальных деталей с применением глубокого холода.
Практическая реализация экономичной технологии производства втулок, осуществленная в ходе промышленных испытаний опытной партии втулок при бурении в условиях Ямало-Ненецкого автономного округа, показала возможность достижения рабочего ресурса длительностью более 800 часов [5 — 7].

Литература

1. Коршунов Л.Г. Изнашивание металлов при трении // Сб. Металловедение и термическая обработка стали / под ред. М.Л. Бернштейна и А.Г. Рахштадта. М.: Металлургия, 1991, том 1, книга 2. С. 387–413.
2. Филиппов М.А., Литвинов В.С., Немировский Ю.Р. Стали с метастабильным аустенитом. М.: Металлургия,1988. 217 с.
3. Счастливцев В.М., Филиппов М.А. Роль принципа метастабильности аустенита Богачева – Минца при выборе износостойких материалов // МиТОМ. 2005. № 1. С. 6–9.
4. Филиппов М.А., Гервасьев М.А., Плотников Г.Н и др. Формирование структуры износостойких сталей 150ХНМЛ
и Х12МФЛ при закалке // МиТОМ. 2015. № 11. С. 5–9.
5. Никифорова С.М., Филиппов М.А., Плотников Г. Н. др. Термообработка износостойких сталей для насосов буровых установок // Нефть и газ. 2015. № 4. С. 116–120.
6. Никифорова С.М., Хадыев М.С., Жилин А.С. и др. Новые режимы обработки высокохромистых сталей с высокой износостойкостью для насосов буровых установок // Фундаментальные исследования. 2016. № 10. С. 73–77.
7. Никифорова С.М. Формирование структуры металлической основы износостойких хромистых сталей и чугунов при термической обработке: автореф. дис. … канд. техн. наук. Екатеринбург, 26 с.
8. Зигварт Г. Влияние остаточных напряжений на предел выносливости // Сб. Усталость металлов / под редакцией
Г.В. Ужика. М.: ИЛ. 1961. С. 352–368.
9. Гуляев А.П.. Чаадаева М.С. Стабилизация остаточного мартенсита // ЖТФ. 1953. Т. 23. В. 2. С. 252–264.
10. Гуляев А.П., Акшенцева А.П. Влияние скорости охлаждения на кинетику превращения аустенита в мартенсит // ЖТФ. 1955. Т. 25, В. 2. С. 299–312.
11. Воробьев В.Г. Термическая обработка стали при температуре ниже нуля. М.: Оборонгиз, 1954. 306 с.
12. Авт.свид. № 1025735 РФ. Опубл. 30.06.1983.
Станок для закалки внутренних поверхностей полых цилиндрических изделий / В.М. Аршинов, Н.И. Вершинина,
О.М. Епархин.
13. Сидоренко В.Д. Применение индукционного нагрева
в машиностроении. М.: Машиностроение, 1980. 230 с.
14. Немков В.С., Демидович В.Б. Теория и расчет устройств индукционного нагрева. Л.: Энергоатомиздат, 1988. 256 с.
15. Clemons K. Effects of Heat Treatments on Steels for bearing Application // Journal of Materials Engineering and Performance. October 2007, vol.16 (5), pp. 592-596.
16. Naravade R.H., Belkar S.B., Kharde R.R. Effects of Cryogenic Treatment, Hardenining and Multiple Tempering on Wear Behavior of D6 Tool Steel // The International Journal of Engineering And Science. 2013, Vol.2, № 5, pp. 2315-2329.
17. Кудрявцев И.В. Внутренние напряжения как резерв прочности в машиностроении. М.: Машгиз, 1951. 278 с.
18. Маталин А.А. Технологические методы повышения долговечности деталей машин. Киев: Техника, 1971. 144 с.
19. Головин Г.Ф., Замятнин М.М. Высокочастотная термическая обработка. Изд. 3. Л.: Машиностроение, 1990. 239 с.
20. Иванов В.П., Андропов В.С., Савин Н.М. Повышение надежности втулок цилиндров транспортных дизелей.
М.: Транспорт, 1976. 176 с.
21. Вершинина Н.И., Епархин О.М., Асташкевич Б.М.
Исследование возможности повышения стабильности макрогеометрии чугунных гильз цилиндров с помощью термообработки // Двигателестроение. 1990. № 8. С. 40–42.
22. Ильюшин А.А., Победря Б.Е. Основы математической теории термовязкоупругости. М.: Наука, 1970. 280 с.
23. Самойлович Ю.А. Временные и остаточные напряжения в прокатных валках при электрозакалке // Сталь. 2015.
№ 1. С. 51–58.

References

1. Korshunov L.G. [Wear metals with friction] Iznashivaniye metallov pri trenii. Sbornik trudov «Metallovedeniye i termicheskaya obrabotka stali». Ed. M.L. Bernshteyna, A.G Rakhshtadta. [Proc. Metal science and heat treatment of steel. Ed. M.L. Bernstein and A.G. Rakhstadt]. Moscow, Metallurgiya Publ., 1991, vol. 1, book 2, pp. 387–413. (In Russian).
2. Filippov M.A., Litvinov V.S., Nemirovskiy Yu.R. Stali s metastabil'nym austenitom [Steel with metastable austenite]. Moscow, Metallurgiya Publ.,1988, 217 p. (In Russian).
3. Schastlivtsev V.M., Filippov M.A. Rol' printsipa metastabil'nosti austenita Bogacheva – Mintsa pri vybore iznosostoykikh materialov [The role of the metastability principle of austenite Bogachev - Mintz when choosing wear-resistant materials]. MiTOM Publ., 2005, no. 1, pp. 6–9. (In Russian).
4. Filippov M.A., Gervas'yev M.A., Plotnikov G.N i dr. Formirovaniye struktury iznosostoykikh staley 150KHNML i KH12MFL pri zakalke [Formation of the structure of wear-resistant steels 150KhNML and H12MFL during hardening]. MiTOM Publ., 2015, no. 11. Pp. 5–9. (In Russian).
5. Nikiforova S.M., Filippov M.A., Plotnikov N.G. i dr. Termoobrabotka iznosostoykikh staley dlya nasosov burovykh ustanovok [Heat treatment of wear-resistant steels for pumps of drilling rigs]. Neft' i gaz [Oil and gaz], 2015, no. 4, pp. 116–120. (In Russian).
6. Nikiforova S.M., Khadyyev M.S., Zhilin A.S. i dr. Novyye rezhimy obrabotki vysokokhromistykh staley s vysokoy iznosostoykost'yu dlya nasosov burovykh ustanovok [New machining modes for high-chromium steels with high wear resistance for pumps of drilling rigs]. Fundamental'nyye issledovaniya [Basic Research], 2016, no. 10, pp. 73–77. (In Russian).
7. Nikiforova S.M. Formirovaniye struktury metallicheskoy osnovy iznosostoykikh khromistykh staley i chugunov pri termicheskoy obrabotke: Avtoref. dis. … kand. tekhn. nauk [Formation of the structure of the metal base of wear-resistant chromium steels and cast irons during heat treatment: author. dis. ... Cand. tech. sciences]. Ekaterinburg, 26 p.
8. Zigvart G. [The Effect of Residual Stresses on Endurance Limits] Vliyaniye ostatochnykh napryazheniy na predel vynoslivosti // Sb. Ustalost' metallov. Ed G.V. Uzhik, [Proc. Fatigue of metals]. Moscow., IL Publ., 1961, pp. 352–368. (In Russian).
9. Gulyayev A.P.. Chaadayeva M.S. Stabilizatsiya ostatochnogo martensita [Stabilization of residual martensite]. ZHTF Publ., 1953, vol. 23, issue 2, pp. 252–264. (In Russian).
10. Gulyayev A.P., Akshentseva A.P. Vliyaniye skorosti okhlazhdeniya na kinetiku prevrashcheniya austenita v martensit [Influence of cooling rate on the kinetics of the transformation of austenite to martensite]. ZHTF Publ., 1955, vol. 25, issue 2, pp. 299–312.
(In Russian).
11. Vorob'yev V.G. Termicheskaya obrabotka stali pri temperature nizhe nulya [Heat treatment of steel at temperatures below zero]. Moscow, Oborongiz Publ., 1954, 306 p. (In Russian).
12. Arshinov V.M., Vershinina N.I., Yeparkhin O.M. Stanok dlya zakalki vnutrennikh poverkhnostey polykh tsilindricheskikh izdeliy [Machine for hardening the internal surfaces of hollow cylindrical products]. Avt.svid. no. 1025735 RF, 1983.
13. Sidorenko V.D. Primeneniye induktsionnogo nagreva
v mashinostroyenii [The use of induction heating in mechanical engineering]. Moscow, Mashinostroyeniye Publ., 1980, 230 p.
(In Russian).
14. Nemkov V.S., Demidovich V.B. Teoriya i raschet ustroystv induktsionnogo nagreva [Theory and calculation of induction heating devices]. Leningrad, Energoatomizdat Publ., 1988, 256 p.
(In Russian).
15. Clemons K. Effects of Heat Treatments on Steels for bearing Application. Journal of Materials Engineering and Performance. October 2007, vol.16 (5), pp. 592-596. (In English).
16. Naravade R.H., Belkar S.B., Kharde R.R. Effects of Cryogenic Treatment, Hardenining and Multiple Tempering on Wear Behavior of D6 Tool Steel. The International Journal of Engineering And Science. 2013, Vol.2, no. 5, pp. 2315-2329. (In English).
17. Kudryavtsev I.V. Vnutrenniye napryazheniya kak rezerv prochnosti v mashinostroyenii [Internal stresses as a reserve of strength in mechanical engineering]. Moscow, Mashgiz Publ., 1951, 278 p. (In Russian).
18. Matalin A.A. Tekhnologicheskiye metody povysheniya dolgovechnosti detaley mashin [Technological methods to increase the durability of machine parts]. Kiyev, Tekhnika Publ., 1971,
144 p. (In Russian).
19. Golovin G.F., Zamyatnin M.M. Vysokochastotnaya termicheskaya obrabotka [High-frequency heat treatment] issue 3. Leningrad, Mashinostroyeniye Publ., 1990, 239 p. (In Russian).
20. Ivanov V.P., Andropov V.S., Savin N.M. Povysheniye nadezhnosti vtulok tsilindrov transportnykh dizeley [Increase of reliability of plugs of cylinders of transport diesel engines]. Moscow, Transport Publ., 1976, 176 p. (In Russian).
21. Vershinina N.I., Yeparkhin O.M., Astashkevich B.M. Issledovaniye vozmozhnosti povysheniya stabil'nosti makrogeometrii chugunnykh gil'z tsilindrov s pomoshch'yu termoobrabotkiv [Investigation of the possibility of increasing the stability of the macro-geometry of cast-iron cylinder liners using heat treatment]. Dvigatelestroyeniye [Engine], 1990, no. 8, pp. 40–42. (in Russian).
22. Il'yushin A.A., Pobedrya B.Ye. Osnovy matematicheskoy teorii termovyazkouprugosti [Fundamentals of the mathematical theory of thermoviscoelasticity]. Moscow, Nauka Publ., 1970.
280 p. (In Russian).
23. Samoylovich Yu.A. Vremennyye i ostatochnyye napryazheniya v prokatnykh valkakh pri elektrozakalke [Temporary and residual stresses in mill rolls with electric hardening]. Stal' [Steel], 2015, no. 1, pp. 51–58. (In Russian).

Комментарии посетителей сайта

    Функция комментирования доступна только для зарегистрированных пользователей


    Авторизация


    регистрация

    Самойлович Ю.А.

    Самойлович Ю.А.

    д.т.н., профессор, старший научный сотрудник

    Научно-исследовательский институт металлургической теплотехники г. Екатеринбург

    Казяев М.Д.

    Казяев М.Д.

    к.т.н., профессор, генеральный директор

    ООО НПК «УралТермоКомплекс», г. Екатеринбург

    Просмотров статьи: 474

    Рейтинг@Mail.ru

    admin@burneft.ru