Рисунок 1.3. Изменение твердости и вязкости стали 45Х в зависимости от температур отпуска

Цель и задачи исследований

Проведенный анализ работы и износа торцевых уплотнений турбокомпрессоров показывает, что детали уплотнения работающие в условиях трения имеют такую степень износа, которая позволяет изменить материал кольца и его геометрические параметры.

Обзор технической литературы свидетельствует, что существуют уплотнения с различным материалом уплотнительных колец, которые обеспечивают герметичность уплотнения в разных условиях работы. Работоспособность турбокомпрессоров во многом зависит от износостойкости деталей торцевого уплотнения и качества ремонта и технического обслуживания, уровень которых, в свою очередь, обусловлен надежностью и ресурсом запасных частей, в том числе восстановленных. В большинстве случаев отказ турбокомпрессора происходит из-за выхода со строя торцевого уплотнения. Материал, из которого изготовлен маслоотражатель - сталь 45Х, допускается сталь 40Х, а кольцо уплотнительное изготовлено с чугуна специального твердостью HRC 94…104 [23; 34]. В процессе эксплуатации уплотнения из-за гидроабразивного изнашивания, происходит механическое разрушение поверхностей трущихся деталей. Это приводит к изменению геометрических размеров и снижению работоспособности узла в целом. Поэтому износостойкость пары трения является одним из важнейших эксплуатационных характеристик и является одним из требований к материалам, используемых для изготовления и восстановления деталей. Выбранный материал должен обладать достаточной механической прочностью, технологичностью, а пара трения должна обеспечивать минимальный коэффициент трения, исключать возможность схватывания и заедания.

Данным свойствам лучше всего подходит: для кольца высокопрочный чугун, из которого изготовляют поршневые кольца двигателей внутреннего сгорания, а для маслоотражателя - сталь 40Х. Механические свойства высокопрочного чугуна позволяют применять его для изготовления деталей, работающих при циклических нагрузках и в условиях сильного абразивного износа [25]. Важнейшей особенностью высокопрочного чугуна является высокий уровень механических свойств, соответствующий свойствам стали. По сравнению с углеродистой сталью высокопрочный чугун имеет более высокую износостойкость, что увеличивает срок службы деталей машин; лучшую обрабатываемость резанием, что снижает расход режущего инструмента. По сравнению с серым чугуном высокопрочный имеет не только более высокие механические свойства, но и лучшую свариваемость [19].

Закалкой чугуна, с последующим отпуском можно достичь повышения твердости с целью повышения износостойкости.

Проводя закалку стального маслоотражателя можно получить повышенную твердость в заранее определенных местах. Однако для получения необходимой твердости и износостойкости после термической обработки имеет основное значение температура закалки, которая зависит также от состава стали.

Поскольку на механические свойства и износостойкость чугунов влияет температура закалки и отпуска, то необходимо исследовать эту взаимосвязь для высокопрочных чугунов различных марок и отлитых по различной технологии.

Исходя из вышеизложенного, целью работы является повышение износостойкости деталей торцевого уплотнения турбокомпрессора. Цель достигается решением следующих задач:

1. Исследованием влияния режимов отпуска высокопрочных чугунов на твердость колец и их износ после стендовой обкатки турбокомпрессоров.

2. Исследованием влияния режимов закалки маслоотражателя на твердость и износ после стендовой обкатки турбокомпрессоров.

3. Оценкой экономической эффективности внедрения результатов исследований.

РАЗДЕЛ 2 ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ПРЕДПОСЫЛКИ ПОВЫШЕНИЯ

ИЗНОСОСТОЙКОСТИ ДЕТАЛЕЙ ТОРЦЕВОГО УПЛОТНЕНИЯ

ТУРБОКОМПРЕССОРОВ

2.1 Термообработка, как метод повышения износостойкости

Термическая обработка является одним из способов повышения износостойкости деталей. Одним из важнейших этапов термообработки является закалка и отпуск. Так, как химический состав и структура всех металлов сильно отличаются друг от друга, то соответственно, и режимы термообработки у них буду различными.

При отпуске деталей из серых чугунов, температура отпуска колеблется в пределах 150^оС…600^оС. Также стоит учитывать, что нагрев сложных деталей из серого чугуна производится медленно. Выдержка в печи при заданной температуре составляет 1…3 часа. Охлаждение производится на воздухе. Такой режим отпуска позволяет нам снять термические напряжения в деталях и добиться определенной твердости изделия. Такой режим отпуска будет способствовать превращению остаточного аустенита, мартенсита, укрупнению карбидной фазы. Исходная структура основной массы будет представлять собой мартенсит, тростит, остаточный аустенит. Конечная структура будет представлена в виде мартенсита, троостита, сорбита отпуска.

Отпуск высокопрочных чугунов производится в диапазонах температур 200^оС…600^оС. Для деталей сложной формы, как впрочем и при отпуске серых чугунов, нагрев применяется медленный. Выдержка в печи при заданной температуре составляет 1…3 часа. Охлаждение деталей из высокопрочных чугунов можно производить как вместе с печью, так и на воздухе.

В диапазон температур 150…170^оС, при отпуске ковких чугунов, рекомендуемая температура выдержки составляет 30…60 минут. После чего следует остывание детали на воздухе. Тем самым мы можем добиться снятия напряжений и получить твердость детали в пределах 51…58 HRC. Выдержка в пределах 380…400^оС на протяжении 45…75 минут, способствует получению твердости в пределах 37…43 HRC. Если в течении 45…90 минут деталь из ковкого чугуна выдержать при температуре 530…550^оС, твердость будет в пределах 24…28 HRC. Сочетание температур 600…650^оС и времени выдержки 30…90 минут позволит нам получить твердость в пределах 20...25 HRC [33].

На получение оптимальной структуры после закалки и формирования конечных свойств, получаемых при отпуске закаленной стали, влияет правильный выбор температуры и времени выдержки при нагреве под закалку. Температура нагрева под закалку углеродистой стали выбирается на 20...40^оС выше точти А₃, для доэвтектоидной - на 30...50^оС выше точки А₃. Для легированной стали температура нагрева под закалку может быть выше точки А₃ на 50...150^оС.

Температура нагрева под закалку завасит от скорости нагрева. Чем выше скорость, тем выше должна быть температура и меньше время при выдержи при ней (рис. 2.1) [31].

Рисунок 2.1. Диаграмма состояния железо-углерод

2.2 Выбор материала деталей

Выбор материалов пар трения осуществляется по показателям применимости. Анализ работы торцовых уплотнений показывает, что требования, предъявляемые к материалам пар трения, можно свести к следующим показателям применимости:

- твердость после термообработки;

- износостойкость материала при стабильном режиме работы торцового уплотнения.

Показатели применимости материалов для пар трения существенно различны и по общему их числу, и по весомости каждого показателя.

Оптимальные материалы для пар трения торцовых уплотнений выбирают по комплексному показателю применимости Q, который определяют как средневзвешенное отдельных показателей применимости q_i:

(2.1)

где n - число показателей применимости;

m_i - коэффициент весомости показателя применимости (табличное значение).

Пригодность материала для пар трения торцовых уплотнений оценивают по следующей шкале

Q ? 1 - отлично

Q ? 0,8 - хорошо

Q ? 0,6 - удовлетворительно

Q < 0,6 - неудовлетворительно.

Для материалов пар трения торцовых уплотнений турбокомпрессоров комплексный показатель применимости должен быть не менее 0,6.

При определении показателей применимости оцениваемых материалов за эталонные принимают лучшие свойства известных антифрикционных материалов, применяемых в настоящее время в качестве пар трения торцовых уплотнений.

В связи с различным механизмом изнашивания пар трения торцовых уплотнений в чистых средах и в средах с абразивными включениями используют два способа определения показателей применимости материалов по износостойкости.

В чистых средах изнашивание колец пар трения происходи в осевом направлении. Классическая кривая изнашивания материала во времени имеет участок сравнительно не продолжительной приработки и линейный участок, соответствующий стабильному режиму изнашивания при нормальной работе торцового уплотнения. Интенсивности изнашивания разных материалов различны.

Все материалы, предназначенные для использования в качестве пар трения торцовых уплотнений турбокомпрессоров, подвергают контрольным испытаниям при максимальных рабочих параметрах в течение 2 ч для определения группы износостойкости (линейного износа h).

1 - низкой износостойкости (h > 5 мкм);

2 - средней износостойкости (h = 0,5…5 мкм);

3 - высокой износостойкости (h < 0,5 мкм).

Материалы, отнесенные по результатам контрольных испытаний к первым двум группам, оцениваются по следующему показателю применимости:

(2.2)

где h_э = 6,5 мкм - износ контрольного кольца (покупного) за 2 ч;

h₀ - износ образца из оцениваемого материала за 2 ч.

Для материалов третьей группы принимают q'₁ = 1.

Исходя из вышеизложенного можно сделать следующие выводы:

1. Закалкой стали 40Х в масле или воде, из которой изготавливается маслоотражатель, можно повысить ее износостойкость за счет изменения механических свойств и микроструктуры.

2. Повышение температуры закалки высоколегированной стали приводит к повышению ее износостойкости.

3. Отпуск высокопрочных чугунов применительно к кольцам позволяет избежать образованию закалочных трещин и улучшить микроструктуру и механические свойства с обеспечением требуемой твердости.

4. Выбор материалов и режимов термообработки деталей торцевого уплотнения турбокомпрессора можно осуществить по показателям применимости.

РАЗДЕЛ 3 МЕТОДИКА ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ

ИССЛЕДОВАНИЙ

Методика проведения экспериментальных исследований включала в себя проведение исследований по влиянию температуры закалки стали 40Х и отпуска чугунов на их твердость и получаемую микроструктуру на образцах. Применялись высокопрочные чугуны марок ВЧ-50 производства Гомельского завода спецлитья (республика Беларусь) и Первомайского литейного завода и ВЧ-40 Одесского завода спецлитья. После изготовления кольца турбокомпрессора С-14 подвергались отпуску по тем же режимам, что и образцы. После закалки маслоотражателя и отпуска колец, детали уплотнения испытывались на износостойкость во время обкатки турбокомпрессора на стенде. По окончании стендовой обкатки определялись линейный и массовый износ колец и маслоотражателя.

Для проведения исследований по влиянию температуры отпуска чугунов на их твердость и получаемую микроструктуру, образцы готовились следующим образом. Образцы были нарезаны в форме пятаков на токарно-винторезном станке 1А62 (рис.3.1, 3.2а), диаметром 50 мм и толщиной 3-5 мм.

Рисунок 3.1. Токарно-винторезный станок 1А62.

Каждая пластина в свою очередь была разрезана на четыре сегмента для того, чтобы увеличить количество образцов каждой марки. В конечном итоге, для проведения термообработки были использованы девяносто образцов по тридцать каждой марки, с целью получения трехкратной повторности опытов. На образцах сделали соответствующие насечки (см. рис.3.2б).

а б

Рисунок 3.2. Чугунные образцы для исследований: а - исходный, б - подготовленные к опытам.

Для проведения исследований по влиянию температуры закалки стали 40Х на ее твердость и получаемую микроструктуру, образцы готовились из прутка нарезанием шайб толщиной 3…5 мм и диаметром 25 мм.

Для нагревания образцов использовалась лабораторная электропечь СНОЛ 1,6.2,5.1/12,5 (рис. 3.3). Для закалки стали и чугунов использовалась емкость для воды 10 л.

Процесс закалки протекал следующим образом. Образцы распределялись на стальном листе в определенном порядке (рис.3.4). Чугунные образцы были разложены на стальной пластине в шесть столбцов по два каждой марки. Затем пластина с образцами закладывалась в печь. Далее производилась закалка по следующему режиму. Нагрев образцов осуществлялся с печью (t₀=20°C) до температуры t₁=900°C. Затем при достижении 900°C из печи вынимали все образцы и производили закалку в воде.

Рисунок 3.3 Лабораторная электропечь СНОЛ 1,6.2,5.1/12,5

Рисунок 3.4 Расположение чугунных образцов перед нагревом в печи.

Процесс отпуска протекал следующим образом. Образцы распределялись на стальном листе в том же порядке, что и при закалке (рис.3.4). После закладки в печь производился отпуск по следующим режимам. Нагрев образцов осуществлялся в пять этапов. Сначала все образы медленно в течении 10 мин. нагревались с печью (t₀=20°C) до температуры t₁=400°C. Затем при достижении 400°C из печи вынимали три образца по одному каждой марки и производили отпуск на воздухе. Температура окружающей среды составляла 20°C.

Далее печь с образцами нагревали до температуры t₂=450°C, таким же образом вынимали следующий ряд образцов и аналогично производили отпуск. После каждого этапа температуру повышали на 50°C и при достижении t₅=600°C отпускали последние три образца. Повторность - трехкратная.

Процесс закалки стальных образцов протекал по следующим режимам. Нагрев образцов осуществлялся в пять этапов. Сначала все образы медленно в течении 20 мин. нагревались с печью (t₀=20°C) до температуры t₁=800°C. Затем при достижении 800°C из печи вынимали один образец и производили закалку в воде. Далее печь с образцами нагревали до температуры t₂=850°C, таким же образом вынимали следующий образец и аналогично производили закалку. После каждого этапа закалки температуру повышали на 50°C и при достижении t₅=1000°C закалили последний образец. Повторность закалочных режимов стали - трехкратная.

Микроструктурный анализ проводился с использованием микроскопа металлографического вертикального МИМ-7 (рис.3.5). Получаемая микроструктура фиксировалась с помощью цифрового фотоаппарата olympus C-60.

Рисунок 3.5. Микроскоп металлографический вертикальный МИМ-7.

Микроструктурный метод исследования металлов содержал следующие этапы:

- приготовление микрошлифа;

- травление поверхности микрошлифа специальными реактивами для выявления микроструктуры;

- исследование шлифа под микроскопом.

Микрошлиф представлял собой образец металла размерами примерно 15х15х3…5 мм с полированной до зеркального блеска одной поверхностью. Подготовка микрошлифа состояла из трех последовательных операций:

- получения плоской поверхности;

- шлифование поверхности;

- полирования этой поверхности.

Плоскую поверхность мы получили путем механической обработки: на плоскошлифовальном станке, а затем на шлифовальном кругу. Единственным условием было, чтобы применяемые способы и режимы обработки изучаемой поверхности не изменили ее микроструктуру. Нельзя, например, было пользоваться такими способами, как газо- и электрорезка, электроискровая обработка и т.п. методами. Даже использование шлифовального круга для получения плоской поверхности необходимо было проводить с большой осторожностью, так как есть опасность получить прожиги поверхности и, как следствие, искажение исследуемой структуры. Все эти требования при приготовлении микрошлифа были соблюдены.

Шлифовка поверхности микрошлифа проводилась на шлифовальной бумаге, начиная с Р - 180 и заканчивая Р - 500. При переходе от одного номера бумаги к более мелкому, образцы тщательно промывались в воде, а затем, шлифовку начинали в направлении, перпендикулярном предыдущим рискам. После шлифования самой мелкой бумагой производилась полировка шлифа для устранения оставшихся рисок.

Полировка была механической. Она более проста и доступна, в то время как электролитическая требует специального оборудования и реактивов. Механическую полировку проводили на вращающихся войлочных дисках. Диск периодически смазывался пастой ГОИ (смесь мелкого абразивного порошка Cr₂O₃ с жиром и поверхностно-активным веществом). Полирование считалось законченным, если на поверхности шлифа не было рисок и он имел зеркальную поверхность. Затем шлиф тщательно промыли водой, спиртом и высушили фильтровальной бумагой.

После проведенной обработки поверхность шлифа ни в коем случае нельзя задевать руками, так как в противном случае на поверхность шлифа наносится жировая пленка, которая существенно усложнит дальнейшую работу со шлифом. Во избежание появления царапин, отшлифованные образцы были сложены в отдельные полиэтиленовые пакеты.

Для выявления микроструктуры металла поверхность шлифа была протравлена специальными реактивами. В нашем случае это был состава: 5%-й раствор азотной кислоты в спирте. Структура сплава выявлялась в результате различной степени протравливаемости отдельных фаз и структурных составляющих сплава. Предварительными опытами определялось время травления образцов с тем, чтобы травитель не растворял полностью одну из составляющих (при этом много информации теряется), а лишь сделал ее поверхность слегка шероховатой. Если травление оказывалось слишком длительным, то образец шлифовался заново. На шлиф пипеткой наносилась одна капля этого раствора и через 15-30 секунд смывалась дистиллированной водой, протиралась этиловым спиртом и сушилась фильтровальной бумагой. Затем протравленная область микрошлифа рассматривалась в микроскоп. Если контраст был слабый - травление повторялось.

Испытания на твердость проводились статическими методами на твердомерах по методу Бринелля и Роквелла.

Твёрдость по Бринеллю (НВ) определялась на приборе для измерения твёрдости металлов ТШ - 2М (рис. 3.6). Она численно равна напряжению, выраженному отношением приложенной нагрузке Р к площади поверхности А сферического отпечатка диаметром d (размерность при обозначении твёрдости опускается). Сущность метода заключается во вдавливании шарика (стального или из твёрдого сплава) в образец или изделие под воздействием нагрузки Р, приложенной перпендикулярно поверхности образца, в течение определённого времени и измерении диаметра отпечатка d после снятия нагрузки. Диаметр образующегося сферического отпечатка d измеряется лупой-компаратором (с помощью микроскопа).

Рисунок 3.6. Схема прибора для измерения твердости материалов ТШ-2М по методу Бринелля.

Число твердости по Бринеллю определяли путем деления величины нагрузки на площадь поверхности сферического отпечатка (рис. 3.7), и вычисляли по следующей формуле [21]:

(3.1)

где Р - нагрузка на шар, кгс (Н);

D - диаметр шара, мм;

d - диаметр отпечатка, мм.

Число твердости по Бринеллю обозначается символом НВ, а размерность его величины опускается.

При определении твердости шариком диаметром D = 10 мм под нагрузкой Р = 3000 кгс (29,4 кН) с выдержкой Т = 10 с перед числом твердости ставится символ НВ, без индекса, например НВ 260. При других условиях испытания символ НВ дополняется индексом, указывающим принятые условия в следующем порядке: диаметр шарика, нагрузку и продолжительность ее выдержки. Например, НВ5/750/30341 означает число твердости по Бринеллю, равное 341, полученное при испытании шаром с D = 5,0 мм под нагрузкой Р = 750 кгс (7,35 кН), приложенной в течение 30 с. Этот метод испытания твердости нормирован ГОСТ 9012-59.

Рисунок 3.7. Схема определения твердости по Бринеллю

Сферическую поверхность отпечатка шара можно вычислить и по его глубине, пользуясь формулой [21]:

(3.2)

где D - диаметр шара (мм); t - глубина отпечатка (мм).

Но этот метод вычисления не предусмотрен ГОСТ 9012-59 вследствие того, что глубина шарового сегмента не может быть измерена с такой же точностью из-за малой ее величины, как его диаметр. Кроме того, в погрешности измерения глубины отпечатка входит трудно учитываемый фактор явления наплыва металла по краям отпечатка, когда металл вытесняется шаром при вдавливании (рис. 3.8). Измеряя глубину отпечатка, имеющего такой наплыв металла по краям, получают уменьшенную величину t и тем самым вносят погрешность в сторону преувеличения числа твердости.

Тем не менее, для повышения производительности прибора при массовых однотипных испытаниях применяют способ измерения глубины отпечатка посредством индикатора.

Рисунок 3.8. Наплыв металла при вдавливании шара

Чтобы избежать длительных и сложных вычислений числа твердости для каждого отпечатка, на практике пользуются готовыми таблицами, приложенным к ГОСТ 9012-59, с заранее подсчитанными значениями НВ для отпечатков, имеющих различные диаметры и сделанных при различных нагрузках шарами разных диаметров.

Наиболее распространенными стандартными условиями при испытании твердости этим методом являются нагрузка Р = 3000 кгс (29,4 кН), диаметр шара D = 10 мм и длительность выдержки под нагрузкой 10 с, или при диаметре шара D = 5 мм, нагрузка Р = 750 кгс (7355 Н).

При выборе диаметра шарика и величины нагрузки необходимо руководствоваться правилом, что при одном и том же материале испытуемого образца соотношение между нагрузками Р и диаметрами применяемых шариков D должно быть [24]:

(3.3)

Иначе говоря, сравнимые результаты при определении твердости методом вдавливания стального шарика получаются при разных диаметрах шариков только тогда, когда величины этих диаметров и соответствующих нагрузок таковы, что отношение нагрузки к квадрату диаметра шарика остается постоянным. Это правило вытекает из закона подобия.

Образец, подвергаемый испытанию, должен иметь чистую и плоскую поверхность, обработанную либо на станке, либо напильником, с нее следует удалить окалину, а также обезуглероженные или цементированные слои. Если диаметр применяемого шарика равен 2,5 мм или менее, то испытуемая поверхность должна быть особо тщательно отшлифована или полирована. Толщина испытуемого образца должна быть не менее десятикратной глубины отпечатка.

При известной твердости по Бринеллю примерную глубину отпечатка t мы определяли по формуле [22]:

(3.4)

Если после испытания опорная или боковые стороны образца оказывались деформированными, то испытание считалось недействительным. Опорная поверхность у тонких образцов должна быть гладкой и плотно соприкасаться с гладкой поверхностью столика из закаленной стали.

Диаметры получаемых при испытании отпечатков должны были находиться в пределах 0,2D<d<0,6D. В случае несоблюдения этого условия испытание признавалось недействительным и было повторено с применением соответствующей нагрузки. Шарик перед испытанием мы вытирали насухо. Нагрузка была приложена в направлении, перпендикулярном к плоскости образца, плавно, без толчков и ускорений, с постепенным возрастанием до заданного значения.

Расстояние от центра отпечатка до края образца должно быть не менее чем 2,5d, а расстояние между центрами двух соседних отпечатков должно быть не менее 4,0d. Диаметр отпечатка измерялся с точностью до 0,05 мм при испытании шариками диаметром 5 и 10 мм и с точностью до 0,01 мм - при испытании шариком диаметром 2,5 мм.

Диаметр отпечатка измерялся в двух взаимно перпендикулярных направлениях и определялся как среднее арифметическое из двух измерений. Разность измерений диаметров одного отпечатка не должна превышать 2% от меньшего из них.

Быстрое, но не точное измерение диаметра отпечатка, определение числа твердости НВ и величины временного сопротивления при разрыве (у стальных образцов) можно производить при помощи прозрачного углового шаблона (линейки-номограммы), прикладывая его к отпечатку (рис. 3.9).

Рисунок 3.9. Схема измерения отпечатка по методу Бринелля.

При этом отпечаток должен быть вписан в угол, образованный двумя линиями на шаблоне. Обе эти линии должны только касаться краев отпечатка.

У большинства шаблонов деление на нижней шкале против точки касания с отпечатком указывает величину диаметра отпечатка, а деление, нанесенное над этой линией, дает число твердости, например НВ 150. Для стального образца отсчет величины временного сопротивления производят в точке касания края отпечатка с верхней линией (63 кгс/мм²). Точность такого измерения диаметра отпечатка ±0,1 мм.

Требования к приборам для определения твердости металлов по Бринеллю и правила их поверки изложены в ГОСТ 7038-63, 9012-59. Шары, применяемые для определения твердости по Бринеллю, должны соответствовать следующим условиям:

- материал для шаров - термически обработанная сталь, не менее HV 850;

- диаметры применяемых шаров 2,5; 5,0 и 10,0 мм;

- допускаемые отклонения по диаметру шара составляют при диаметре шара 2,5; 5,0 и 10,0 мм, соответственно ±0,0035, ±0,0040 и ±0,0045 мм.

Шар, показавший после окончания испытания остаточную деформацию, превышающую указанный допуск по размеру, или какой-либо поверхностный дефект должен быть заменен другим, а проведенное испытание считается недействительным.

Диаметры шаров проверяют посредством микрометра, погрешность которого не должна превышать ±0,004 мм.

Шары должны иметь класс чистоты поверхности не ниже 12 по ГОСТ 2789-59; на их поверхности не должно быть дефектов, видимых при рассматривании через лупу с увеличением 5.

Измерительный микроскоп поверяется по образцовой шкале, при этом сравнивают ее деления и деления микроскопа. Погрешность последнего, вычисленная как средняя из трех измерений, не должна превышать ±0,01 мм на одно наименьшее деление шкалы микроскопа и ±0,02 мм на всю длину шкалы.

Величины нагрузок поверяют образцовым переносным динамометром. Для этого вынимают шариковый наконечник из шпинделя прибора, динамометр устанавливают на опорный столик подъемного винта и поджимают его к шпинделю. Такую операцию повторяют три раза, причем каждый раз динамометр рекомендуется повертывать на 60° вокруг его вертикальной оси во избежание могущих возникнуть трудно учитываемых трений и перекосов.

Из трех измерений вычисляют среднее арифметическое, при этом вариация не должна превышать 1%. Допускаемая относительная погрешность нагрузки составляет ± 1% от действительной величины.

Правильность показаний поверяют при помощи двух образцовых мер твердости, например, имеющих следующие характеристики:

1. D = 10 мм; Р = 3000 кгс (29,40 кН); НВ 190 ± 25;

2. D = 10 мм; Р = 1000 кгс (9,81 кН); НВ 85 ± 10.

Рисунок 3.10. Стандартная мера твердости

Из найденных по таблицам чисел твердости вычисляют среднее арифметическое, которое не должно отличаться от средней твердости образцовой меры более чем на ±4% в случае нанесения отпечатков при нагрузке 3000 кгс (29,40 кН) и не более чем на ±5% при нанесении отпечатков при нагрузке 1000 кгс (9,81 кН).

Твёрдость по Роквеллу (НR) определялась согласно ГОСТ 9013-59 на приборе для измерения твёрдости металлов ТК-2 (см. рис. 3.11). При этом методе индентором являлся как алмазный конус, так и стальной закаленный шарик, диаметром 1,5875 мм (1/16 дюйма). В отличие от измерений по методу Бринелля, мы твердость определяли по глубине отпечатка, а не по его площади. Глубина отпечатка измерялась в процессе вдавливания, что значительно упростило испытания. Нагрузка, прилагалась последовательно в две стадии (ГОСТ 9013-59): сначала предварительная, она была равная 10 кгс (для устранения влияния упругой деформации и различной степени шероховатости), а затем основная.

Рисунок 3.11. Схема прибора для измерения твердости материалов ТК-2М (по методу Роквелла).

После приложения предварительной нагрузки индикатор, измеряющий глубину отпечатка, устанавливался на нуль. Когда отпечаток был получен приложением окончательной нагрузки, основную нагрузку снимали и измеряли остаточную глубину проникновения наконечника t.

Число твердости по Роквеллу мы измеряли в условных единицах, оно является мерой глубины вдавливания индентора под определенной нагрузкой. Сначала индентор вдавливался в поверхность образца под предварительной нагрузкой Р₀ = 100 Н, которая не снималась до конца испытания. Это обеспечило повышенную точность испытания, так как исключило влияние вибраций и тонкого поверхностного слоя. Под нагрузкой Р_о индентор погружался в образец. Затем на образец подавалась полная нагрузка Р = Р_о + Р₁ и увеличивалась глубина вдавливания. Последняя после снятия основной нагрузки P₁ {когда на индентор вновь действует только предварительная нагрузка Ро) определяла число твердости по Роквеллу (HR).

Твердость по Роквеллу выражают в единицах условной шкалы и вычисляют как линейную функцию разности глубин, на которые последовательно вдавливают стандартный наконечник под действием предварительной нагрузки Р₀ и основной Р₁ (рис. 3.12). За единицу твердости принята величина, соответствующая осевому перемещению наконечника на 0,002 мм.

Остаточную деформацию измеряли после снятия основной нагрузки Р при наличии остающейся нагрузки, которая всегда равна предварительной нагрузке Р₀. Величина последней составляла 10 кгс (98 Н), а величина основной нагрузки Р₁ задавалась в зависимости от применяемого наконечника и размеров испытуемого объекта.

Рисунок 3.12. Схема определения твердости по Роквеллу

Числа твердости отсчитывались по шкале индикатора часового типа, стрелка которого показывала результаты вычитания разности глубин в миллиметрах, на которые вдавливался наконечник под действием двух последовательно приложенных нагрузок (предварительной и основной), из некоторой постоянной, имеющей размерность в миллиметрах. Шкала индикатора имеет 100 делений, каждое из которых соответствует углублению наконечника на 0,002 мм.

Твердость по Роквеллу обозначают латинскими буквами HR с добавлением латинской буквы, определяющей условия, при которых проводилось испытание, так:

«С» означает, что испытание происходило с алмазным конусом при нагрузке Р₁ = 140 кгс (1372 Н);

«А» означает, что испытание происходило с алмазным конусом при нагрузке Р₁ = 50 кгс (490 Н);

«В» означает, что испытание происходило со стальным шаром при нагрузке Р₁ = 90 кгс (883 Н).

Пример обозначения твердости по Роквеллу: HRC 60 - твердость по Роквеллу 60 единиц по шкале С. Твердость по Роквеллу при вдавливании алмазного конуса выражают числом делений условной шкалы из формулы [21]:

(3.5)

где h - остающаяся глубина внедрения наконечника в испытуемый металл под действием общей нагрузки, определяемая после снятия основной нагрузки; h₁ - глубина внедрения наконечника в испытуемый металл под действием предварительной нагрузки; с - постоянная, равная 0,002 мм.

При вдавливании стального шарика число твердости находится из формулы

(3.6)

где значения h, h₁ и с те же, что и при определении твердости вдавливанием алмазного конуса.

Так как числа твердости возрастают с повышением твердости испытуемого металла, а увеличение глубины отпечатка означает понижение твердости, то стрелка индикатора после приложения основной нагрузки двигается в сторону, обратную возрастанию шкалы индикатора, т.е. против движения часовой стрелки.

Пределы определения твердости по трем стандартизированным шкалам установлены следующие:

- шкалу «А» применяют для испытания твердых сплавов или тонкого твердого листового материала, а также для тех испытаний, при которых требуется определить твердость лишь тонкого верхнего слоя поверхности. Предельные числа твердости HRA 70…85;

- шкалу «С» применяют для определения твердости термически обработанной стали. Предельные числа твердости HRC 20…67. При испытании металла твердостью менее HRC 20 алмаз слишком глубоко проникает в образец, и так как погрешности формы наконечника увеличиваются к основанию, то результаты получаются недостаточно точными. При твердости образца более HRC 67 на конец алмаза создается слишком большое давление, и он может выкрошиться;

- шкала «В» служит для испытания металлов средней твердости. Предельные числа твердости - HRB 25…100. При испытании металлов, имеющих твердость менее HRB 25, в большинстве случаев пластическая деформация продолжается длительное время, и результаты получаются неточными. Кроме того, при твердости испытуемого образца ниже HRB 25 отсчеты становятся неправильными из-за слишком большой площади соприкосновения шарика с образцом. При твердости металла выше HRB 100 шарик может деформироваться; при этом необходимо учитывать, что определение твердости становится неточным из-за малой глубины проникновения шарика в металл (менее 0,06 мм).

Преимущество метода Роквелла по сравнению с методами Бринелля заключалось в том, что значение твердости по методу Роквелла мы фиксировали непосредственно стрелкой индикатора, при этом отпадала необходимость в оптическом измерении размеров отпечатка.

После термообработки и окончательной механической обработки кольца маслоотражателя устанавливались на турбокомпрессоры С-14.

Перед обкаткой подсобранных турбокомпрессоров на обкаточном стенде масло разогревалось электронагревателем до температуры 60…80^оС. Затем масло, с помощью насосной установки, предварительно прокачивалось через обкатываемый подсобранный турбокомпрессор и только после этого валу придавалось вращение. Вал турбины раскручивался до частоты вращения 40000 мин^-1 потоком сжатого воздуха, направленным на крыльчатку турбины.

В начале обкатки контролировалось наличие подтеканий масла через торцевые уплотнения турбокомпрессора. Если подтекания отсутствовали, то органолептически фиксировалась равномерность вращения вала. Время обкатки составляло 2 часа. После обкатки подсобранный турбокомпрессор разбирался для контроля изнашиваемости колец. Определялись массовый и линейный износы колец.

Массовый износ колец определялся взвешиванием на аналитических весах WA-31 с точностью 0,1мг. Линейный износ колец определялся изменением шероховатости рабочих поверхностей кольца с помощью профилограмм снятых на профилографе-профилометре модели 201 завода «Калибр».

Сравнивались износы колец и маслоотражателей турбокомпрессоров С-14.

Затем производилась обработка полученных данных. Давалась доверительная оценка значений твердости и износов колец по результатам исследований, используя формулы основной зависимости при доверительной оценке результатов измерений [41].

Среднее арифметическое значение определялось по формуле:

(3.7)

где n - число измерений;

х_і - результат отдельного измерения.

Среднее квадратичное отклонение определялось по формуле:

(3.8)

Коэффициент вариации (изменчивости) определялся по формуле, % :

(3.9)

Среднеарифметическое отклонение среднеквадратичного отклонения определялось по формуле:

(3.10)

Точность измерений (опыта) определялась по формуле, %;

(3.11)

Отклонение границ доверительного интервала от среднего определялось по формуле:

(3.12)

где - коэффициент Стьюдента, выбранный по таблице в зависимости от принятой надежности (доверительной вероятности) и числа степеней свободы к, к = n-1

Верхняя и нижняя граница доверительного интервала определялись по формулам:

, .

РАЗДЕЛ 4. РЕЗУЛЬТАТЫ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ

ИССЛЕДОВАНИЙ

В результате измерения твердости образцов из высокопрочного чугуна установлено, что повышение температуры отпуска с 400 до 600^оС после закалки привело к уменьшению твердости (см. табл.4.1).

Таблица 4.1- Результаты измерения твердости образцов из высокопрочного чугуна после отпуска.

Температура отпуска, оС	Марка чугуна и метод измерения твердости
	ВЧ 50 (П.)	ВЧ 50 (Г.)	ВЧ 40 (O.)
	НВ	HRC	НВ	HRC	НВ	HRC
400	488,6	51,4	464,2	49,2	466,4	49,3
450	472	49,6	441,4	47,3	454,6	48,5
500	415	45,0	352	40,0	419,2	45,8
550	348,4	39,6	327,2	37,6	359,6	40,7
600	341,2	39,0	306,8	35,5	303	35,1

Поскольку метод Бринелля считается более точным при измерении твердости чугунов, то на рисунке 4.1 приведены зависимости для этого метода.

Рисунок 4.1. График изменения твердости образцов из высокопрочного чугуна различных марок в зависимости от температуры отпуска.

После аппроксимации экспериментальных данных получены соответствующие зависимости (рис.4.1).

Анализ микроструктуры чугунных образцов после отпуска показал, что с увеличением температуры структура высокопрочного чугуна с исходной после закалки ферритно-перлитной (рис.4.2а) переходит в перлитно-ферритную (рис.4.2б, в и г) при температурах 400, 500^оС и 600^оС с увеличением доли зерен феррита. Отмечается небольшой рост зерен шаровидного графита.

Рисунок 4.2. Микроструктура образцов из высокопрочного чугуна марки ВЧ-50(Г): 2В3 - после закалки, б, в и г - при температуре отпуска соответственно 400, 500 и 600^оС.

Результаты измерения твердости маслоотражателя после закалки приведены в таблице 4.2 и отображены на рисунке 4.3. Как видно из графика, с величением температуры закалки, твердость маслотражатля увеличивается с 35,1 HRC до 65,7 HRC.

Таблица 4.2- Результаты измерения твердости маслоотражателя после закалки.

Тенмпература закалки	Номер опытного измерения	Среднее значение
	1	2	3	4	5
800	34,8	34,5	35,6	35,8	34,8	35,1
850	42,5	39,8	41,4	37,6	40,2	40,3
900	44,2	45,7	46,3	46,4	44,4	45,4
950	52,8	52,6	54,7	53,5	52,4	53,2
1000	66,2	65,4	64,6	66,3	66	65,7

Рисунок 4.3. График изменения твердости образцов из стали 40Х в зависимости от температуры закалки.

Поскольку максимальная твердость получается при температуре 1000^оС, то опыты по износостойкости колец проводились с маслоотражателями, закаленными при этой температуре.

Обкаточными испытаниями турбокомпрессоров установлено, что с увеличением температуры отпуска, износостойкость колец снижалась.

По данным таблицы 4.3 видно, что с увеличением температуры отпуска колец, после обкатки их массовый износ увеличивается, а маслоотражателя незначительно снижается. Наименьший износ кольца наблюдается у чугуна марки ВЧ-50(Г) Гомелевского завода спецлитья (см. рис.4.4).

Таблица 4.3- Массовый износ колец и маслоотражателя после обкатки, мг.

Температура отпуска колец	Кольца из чугуна различных марок	Маслоотражатель
	ВЧ 50 (П.)	ВЧ 50 (Г.)	ВЧ 40 (О.)
400	1,41	1,27	1,32	2,11
450	1,78	1,53	1,61	1,92
500	2,14	1,94	2,03	1,84
550	2,37	2,08	2,32	1,73
600	2,71	2,37	2,54	1,58

Рисунок 4.4. График зависимости массового износа кольца и маслоотражателя после обкатки от температуры отпуска колец.

После аппроксимации экспериментальных данных получены соответствующие зависимости. Зависимость массового износа кольца и маслоотражателя от температуры отпуска колец после 2-х часовой обкатки:

- для маслоотражателя (сталь 40Х): у = -0,0025х + 3,086, R² = 0,98

- для чугуна ВЧ 50 (П.): у = 0,0064х - 1,108, R² = 0,99

- для чугуна ВЧ 50 (Г.): у = 0,0055х - 0,912, R² = 0,98

- для чугуна ВЧ40 (О.): у = 0,0063х + 1,186, R² = 0,99

Влияние температуры отпуска на линейный износ колец имеет такую же закономерность, что и массовый. Так минимальный линейный износ колец получен при температуре отпуска 400^оС (таблицы 4.3).

Таблица 4.4- Линейный износ колец после обкатки, мм.

Температура отпуска колец	Кольца из чугуна различных марок
	ВЧ 50 (П.)	ВЧ 50 (Г.)	ВЧ 40 (О.)
400	0,0003	0	0,0007
450	0,0011	0,0005	0,0015
500	0,0029	0,0022	0,0025
550	0,0042	0,0037	0,0044
600	0,0053	0,0046	0,0055

Наименьший линейный износ колец также отмечается у колец из высокопрочного чугуна марки ВЧ-50(Г) Гомелевского завода спецлитья (см. рис.4.5).

Рисунок 4.5 - График влияния температуры отпуска на линейный износ колец из высокопрочного чугуна различных марок.

Расчет показателя применимости (см. раздел 2) показал, что для дальнейшего использования необходимо применять кольца из чугуна марки ВЧ-50 Гомелевского завода спецлитья (республика Беларусь) (табл. 4.5).

Таблица 4.5- Показатель применимости колец.

Температура отпуска колец	Кольца из чугуна различных марок
	ВЧ 50 (П.)	ВЧ 50 (Г.)	ВЧ 40 (О.)
400	21,67	65,00	9,29
450	5,91	13,00	4,33
500	2,24	2,95	2,60
550	1,55	1,76	1,48
600	1,23	1,41	1,18

Выводы:

1. Увеличение температуры закалки стали 40Х с 800 до 1000^оС приводит к повышению твердости маслоотражателя с 35,1 HRC до 65,7 HRC.

2. Увеличение температуры отпуска высокопрочного чугуна с 400 до 600 ^оС снижает твердость колец с 488,6 НВ до 303 НВ, в зависимости от марки чугуна.

3. Температура отпуска чугуна оказывает влияние на его износ. С увеличением температуры отпуска массовый износ колец увеличивается с 1,27 до 2,71 мг. При этом, износ маслоотражателя снижается с 2,11 до 1,58 мг.

4. Линейный износ колец увеличивается с повышением температуры отпуска, соответственно от 0 до 5,5 мкм.

5. Показатель применимости колец увеличивается с понижением температуры отпуска. Наилучший показатель соответствует кольцам из чугуна ВЧ-50 Гомелевского завода спецлитья.

РАЗДЕЛ 5. ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ ВНЕДРЕНИЯ РЕЗУЛЬТАТОВ ИССЛЕДОВАНИЙ

Экономия средств за счет повышения межремонтного ресурса и снижения расхода масла через уплотнения турбокомпрессора 23:

(5.1)

где С_ткр - цена ремонта турбокомпрессора С-14, 1120 грн.;

Ан - годовая программа ремонта турбокомпрессоров, 100 шт;

Нк, Но - наработка, соответственно, контрольного и опытного турбокомпрессора С-14 до следующего капитального ремонта, мото-часов;

Э_м - экономия средств за счет снижения расхода масла на угар эксплуатирующим хозяйством на одном турбокомпрессоре С-14, отремонтированным по новой технологии, определяется по формуле 39:

(5.2)

где q_с, q_п - расход масла на угар у турбокомпрессора, отремонтированного по существующей и предлагаемой технологии, соответственно, кг/ч;

Н_ог - гарантийная наработка турбокомпрессора, мото-ч;

С_м - стоимость одного килограмма моторного масла, грн (С_м = 10 грн.).

Гарантийная наработка капитально отремонтированных турбокомпрессоров должна быть не менее 1500 мото-ч. Для двигателей Д-245, с отремонтированными турбокомпрессорами С-14 q_п=0,096кг/ч, q_с = 0,122кг/ч, тогда:

Эм = (0,122 - 0,096) 10 1500 = 390 грн.

Фактическая наработка отремонтированных турбокомпрессоров С-14 двигателей Д-245 составила: для компрессоров с покупными кольцами - 1765, для опытных - 2565 мото-часов. Тогда экономия средств составит:

Эр = (0,61-0,42)·(2565-1765)·100+390·100= 54200 грн.

Годовой экономический эффект от внедрения в производство колец из нового материала определяем по формуле [25]:

Э_г=(С₁ - С_к)•N (5.3)

где С₁ - стоимость покупных колец (50грн.) и маслоотражателя (80 грн);

С_к - себестоимость изготовления колец и маслоотражателя из предлагаемого материала;

N - годовая программа, 100 шт.

Затраты на изготовление колец определяем по формуле:

С_к1=С_пр.п+С_м+С_оп , (5.4)

где С_пр.п - полная заработная плата производственных рабочих;

С_м - затраты на материалы;

С_оп - общепроизводственные накладные расходы.

Полная заработная плата производственных рабочих составляется из суммы прямой заработной платы, дополнительной заработной платы рабочих, 20% от прямой и отчисление на социальное страхование 37% от (прямой и дополнительной): С_пр.п.к=6,11 грн, С_пр.п.м=5,2 грн.

Затраты на материалы, включающие их покупку: С_{м к}=2 грн, С_{м м}=5 грн.

Общепроизводственные накладные расходы определяют по формуле:

С_оп.=R_оп.•С_пр./100

где R_оп - процент общепроизводственных накладных расходов (10%);

С_оп=7,2 грн

С_к=(6,11+5,2)+(2+5)+7,2=25,51 грн.

Годовой экономический эффект от внедрения в производство колец и маслоотражателя из нового материала:

Эг=(130-25,51)•100=10449 грн.

Срок окупаемости дополнительных капитальных вложений, Q_г.

Q_г=?К/Э_г

где ?К - дополнительные капиталовложения (стоимость печи и оснастки), ?К=18732 грн.

года

Результаты расчетов представлены в таблице 5.1.

Таблица 5.1- Экономическая эффективность внедрения результатов расчетов

Показатели	Технология сборки C-14
	Покупные кольца	Изготовленные по предлагаемой технологии
Программа ремонта	100	100
Экономия средств за счет повышения межремонтного ресурса и снижения расхода масла через уплотнения турбокомпрессора, грн	-	542
Дополнительные капиталовложения, грн	-	18732
Полная заработная плата производственных рабочих, грн	-	11,31
Затраты на материалы, грн	-	7,0
Общепроизводственные накладные расходы, грн	-	25,51
Годовой экономический эффект, грн	-	10449
Срок окупаемости дополнительных капитальных вложений, лет	-	1,8

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

1. Из производимых на сегодняшний день высокопрочных чугунов, наибольшей износостойкостью обладает чугун марки ВЧ-50 Гомельского завода спецлитья (республика Беларусь). Возможно, это объяснятся тем, что все параметры чугун данного завода-производителя максимально соответствует ГОСТ 7293-85.

2. Исследуемая сталь 40Х для изготовления маслоотражателя подходит для торцевого уплотнения турбокомпрессора по параметрам твердости и износостойкости при температуре закалки 1000^оС. При этой температуре твердость маслоотражателя составляет 65,7 HRC, а его износ находится в пределах 2,11 …1,58 мг при работе в паре трения кольцо-маслоотражатель.

3. Повышение температуры отпуска высокопрочных чугунов приводит к снижению износостойкости колец торцевого уплотнения. Увеличение температуры отпуска с 400 до 600 ^оС снизило твердость колец с 488,6 НВ до 303 НВ и повысило их массовый и линейный износ соответственно с 1,27 до 2,71 мг и 0 до 5,5 мкм.

4. Годовой экономический эффект от внедрения в производство колец торцевого уплотнения, а также маслоотражателей турбокомпрессора С-14 из нового материала составит 10449 грн при программе ремонта 100 турбокомпрессоров в год.

5. Экономия средств эксплуатирующего хозяйства за счет повышения межремонтного ресурса и снижения расхода масла через уплотнения турбокомпрессора С-14 составит 542 грн на один турбокомпрессор.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. http://turboam.com.ua/r/repair_tc

2. http://dekort-turboservice.ru/

3. http://dizel-turbo.com/about/

4. http://turboholding.com.ua/index.php?option=com_content&task=view&id=2&Itemid=10

5. http://www.turbocom.com.ua/

6. http://www.freetorg.com/lead/remont-turbokompressorov,575961.html

7. http://www.yturbo.com.ua/city/lugansk.php

8. http://www.ingenerov.net/technichka/147--.html

9. http://www.rs-i.ru/pages/261/

10. http://dekort-turboservice.ru/userfiles/13_clip_image001.jpg

11. http://neotron.ru/turbohelp/o-turbokompressore.html

12. http://www.bkturbo.com/ru-turbo-opis.html

13. Матвеев В.А., Пустовалов И.И. Техническое нормирование ремонтных работ в сельском хозяйстве. - М.: Колос, 1979. - 288 с.

14. Авдеев Б.А. «Современные машины и приборы для механических испытаний материалов» - М.: Стандартгиз, 1960. - 62 с.

15. Авдеев Б.А. «Техника определения механических свойств материалов» - М.: Машиностроение, 2011. - 488 с.

16. Бекпаганбетов А.У. «Определение твердости при переходе от упругой к упругопластической деформации Заводская лаборатория. Диагностика материалов. - 2004. - Том 70. - С. 42-46.

17. Бида Г.В. «Исследование возможности контроля механических свойств труб нефтяного сортамента неразрушающим методом» Дефектоскопия. - 1995. - № 2. - С. 82-88.

18. Булычев С.И. «Испытание материалов непрерывным вдавливанием инден-тора - М.: Машиностроение, 1990. - 224 с.

19. Глазов В.М. «Микротвердость металлов» - М.: Металлургиздат, 1962. - 343 с.

20. Глазов В.М. «Микротвердость металлов и полупроводников» - М.: Металлургия, 1969. - 248 с.

21. Гогоберидзе Д.Б. «Твердость и методы ее измерения - М.: Машгиз, 1952. - 285 с.

22. Григорович В.К. «Твердость и микротвердость металлов - М.: Наука, 1976. - 230 с.

23. Марковец М.П. «Определение механических свойств металлов по твердости - М.: Машиностроение, 1979. - 191 с.

24. Марковец М.П. «Исследование появления первой пластической деформации при вдавливании шара в плоскость» Труды МЭИ. Вып. 213. - М.: 1975. - 134 с.

25. «Неразрушающий контроль и диагностика: Справочник» М.: Машиностроение, 2005. - 656 с.

26. http://ru.wikipedia.org/wiki/Чугун

27. http://www.naukaspb.ru/spravochniki/Demo%20Metall/2_7.htm#7. ЧУГУНЫ

28. Фетисов Г.П. Карпман М.Г., Матюнин В.М. и др. «Матереаловедение и технология металлов» - М.: Высшая школа, 2001. - 640 с.

29. Щербаков, А. С. «Основы строительного дела» - М.: Высшая школа, 1994. - 399 с.

30. Бунин К. П., Баранов А. «Металлография» - М.: издательство «Металлургия», 1970. - 256 с.

31. Натапов В.С. «Термическая обработка металлов» - Киев: Высшая школа, 1980. - 288 с.

32. http://stroymatved.ru/index.php?option=com_content&view=article&id=75&Itemid=78

33. Седов Ю.Е., Адаскин А.М. «Справочник молодого термиста» - М.: Высш. шк., 2011. - 239с.

34. http://turner.narod.ru/dir1/material.htm

35. http://www.remtehcontrol.ru/termicheskaya-obrabotka

36. http://www.inmetal.ru/204-vidy-termicheskoj-obrabotki-stali-i-chuguna.html

37. Крупицкий Б.А. «Основы термической обработки» - Л. 1959 г. Тираж 10000 экз. М-41330.

38. Производственные испытания и внедрение в производство электрохимико-механической приработки (ЭХМП) сопряжений гильзы цилиндров - поршневые кольца и коленчатый вал - подшипники скольжения: Отчет по НИР и ОКР / Ворошиловградский СХИ; № ГР 01.84.0.065090; Инв. №11/81. - Ворошиловград, 1984.- 395 с.

39. Технический уровень и качество технологии электрохимико-механической приработки и обкатки отремонтированных тракторных дизелей: Анотированный отчет о НИР / Ворошиловградский СХИ; Инв. № 21/87.- Ворошиловград, 1987.- 99с.

40. Матвеев В.А. Пустовалов И.И. «Техническое нормирование ремонтных работ в сельском хозяйстве» - М.: Колос, 1979.- 288 с.