Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Литературный обзор 10
1.1. Технология изготовления язычковых игл вязальных машин 10
1.1.1. Технология изготовления язычковых игл 10
1.1.2. Инструмент для механической обработки язычковых игл 12
1.2. Классификация, термическая обработка и механические свойства быстрорежущего инструмента 17
1.2.1. Классификация быстрорежущего инструмента 17
1.2.2. Структура и фазовый состав 18
1.2.3. Термическая обработка быстрорежущей стали 19
1.2.4. Механизмы изнашивания быстрорежущего инструмента 21
1.3. Методы повышения стойкости быстрорежущего инструмента 25
1.3.1. Химико-термическая обработка быстрорежущего инструмента... 25
1.3.2. Ионная ХТО в плазме тлеющего разряда 31
1.3.3. Повышение работоспособности инструмента нанесением износостойких покрытий 37
1.3.4. Повышение работоспособности инструмента лазерной термообработкой 46
1.3.5. Комбинированное упрочнение быстрорежущего инструмента... 50
1.4. Выводы по главе 1 56
ГЛАВА 2. Физико-техническая упрочняющая обработка прорезных фрез 58
2.1. Обрабатываемый инструмент 58
2.2. Ионная химико-термическая упрочняющая обработка фрез 61
2.3. Упрочнение поверхности напылением износостойких покрытий 66
2.4. Упрочнение поверхности лазерной термообработкой 70
2.5. Выводы по главе 2 75
ГЛАВА 3. Исследование стойкости упрочненных фрез и качества обработанной поверхности 77
3.1. Исследование стойкости упрочненных фрез 77
3.1.1. Экспериментальные установки и методики 77
3.1.2. Влияние режимов резания 79
3.1.3. Влияние вида упрочняющей обработки 81
3.2. Исследования качества обрабатываемой поверхности 89
3.3. Выводы к главе 3 92
ГЛАВА 4. Анализ поверхности и выявление механизмов повышения стойкости упрочненных фрез 94
4.1. Исследование структуры и фазового состава поверхности 94
4.1.1. Методики исследования 94
4.1.2. Структура поверхности инструмента после ЛТПО 95
4.1.3. Структура поверхности после ионной и комбинированной плаз-менно-лазерной обработки 97
4.2. Исследование теплостойкости упрочненного инструмента 105
4.3. Анализ характера износа зубьев 107
4.4. Анализ состояния поверхности прорезаемого паза 109
4.5. Выводы к главе 4 НО
ГЛАВА 5. Производственные испытания и расчет экономической эффективности 111
5.1. Производственные испытания упрочненных фрез 111
5.2. Расчет экономической эффективности 117
5.3. Выводы по главе 5 118
Основные выводы по работе 119
Список использованной литературы
- Технология изготовления язычковых игл
- Упрочнение поверхности напылением износостойких покрытий
- Влияние вида упрочняющей обработки
- Структура поверхности после ионной и комбинированной плаз-менно-лазерной обработки
Введение к работе
Повышение экономичности машиностроения неразрывно связано с ростом эффективности металлообработки и снижения затрат, связанных с износом металлорежущего инструмента. Примером технологической операции, рентабельность которой ограничена быстрым износом инструмента, является операция фрезерования пазов в язычковых иглах вязальных машин. Технологической особенностью операции являются малые размеры инструмента, большая глубина и высокая скорость резания, повышенные требования к качеству обработки.
Поскольку износ происходит в тонком поверхностном слое, то дополнительное повышение механических и противоизносных свойств поверхности различными методами или комбинацией методов является перспективным и экономически выгодным. К эффективным методам повышения работоспособности режущих инструментов для обработки труднообрабатываемых материалов является нанесение износостойких покрытий, диффузионное легирование методами химико-термической обработки, лазерное термоупрочнение и др. Оптимальное сочетание, комбинирование различных методов упрочнения может позволить значительно увеличить работоспособность инструмента, устранить недостатки каждого метода в отдельности. Недостаточное количество экспериментальных и теоретических исследований по данному вопросу обуславливает актуальность представляемой работы.
В первой главе содержится аналитический обзор научной литературы, касающейся вопросов технологии изготовления язычковых игл вязальных машин и применяемого металлорежущего инструмента, повышения работоспособности инструмента из быстрорежущих сталей. Рассматриваются методы термообработки, ХТО, ионной ХТО, нанесение покрытий методами КИБ, лазерного термоупрочнения, а также комбинированное упрочнение, при котором сочетаются различные методы.
Вторая глава посвящена физико-технической упрочняющей обработки быстрорежущего инструмента, используемого для фрезерования пазов в язычковых иглах. Описаны экспериментальные установки и методики проведения упрочняющих обработок.
В третьей главе представлены результаты исследований работоспособности инструмента, упрочненного различными методами, на операции фрезерования паза, а также изучения качества обработки боковой поверхности фрезеруемого паза.
В четвертую главу включены исследования, целью которых являлось выявление механизма повышения износостойкости исследуемых фрез — анализ поверхности изношенной фрезы и обработанных пазов, исследование теплостойкости, изучение структуры и фазового состава поверхности фрез с использованием методов оптической и электронной микроскопии.
Пятая глава содержит информацию о производственных испытаниях фрез после комбинированной упрочняющей обработки, выполненных на ОАО «Мосточлегмаш».
Список использованной литературы содержит ссылки на 154 источника.
В приложениях приведена техническая документация по изготовлению язычковых игл и прорезных фрез, описания экспериментальных установок и некоторых экспериментальных методик, альбом фотографий поверхностей инструмента и обработанной поверхности, акты производственных испытаний.
Работа выполнялась в рамках тематического плана научно-исследовательских работ Ивановского государственного университета 2002— 2004 гг. по теме «Трибология процесса лезвийной обработки металлов в условиях ограниченного доступа смазочной среды».
Технология изготовления язычковых игл
Инструмент для механической обработки язычковых игл. Наиболее ответственной операцией технологического процесса является обработка головки иглы, осуществляемая на 22-операционной автоматической агрегатной линии. Одной из особенностей автоматической линии является то, что в непрерывный технологический поток удалось включить операцию фрезерования продольного паза (рис. 1.3, б). Для этого на линии отведено четыре позиции.
Фрезерование продольного паза под язычок осуществляется прорезными фрезами (рис. 1.2), основными параметрами которых является качество торцовых поверхностей и толщина фрез. Наличие четырех фрезерных блоков объясняется длительностью процесса фрезерования паза, который в 4 раза превышает время обработки на других операциях линии. Карты наладки и схема резания для данной операции, некоторых позиций язычковых иголок, показаны в приложении 1 (рис.Ш.1.— П1.3). Необходимость замены затупившейся при работе фрезы контролируется специальным прибором, настроенным на определенное усилие резания при фрезеровании (см. приложение 2, рис.П2.9).
Материалом для фрез в основном являются быстрорежущие стали Р9, Р6М5, Р18. Химический состав и ориентировочная стоимость проката инструментальной стали, применяемой при изготовлении язычковых игл представлены в табл. 1.1.
Процесс изготовления и термической обработки фрез включает следующие операции: 1) штамповочную - вырубка заготовки фрезы в край ленты; 2) 1-ю термическую - закалка в соляных печах от 1220...1240 С с охлаждением в масло и трехкратный отпуск в селитровой ванне при 850...870 С, с охлаждением на воздухе; 3) шлифовальную - шлифование по плоскости торцевые стороны и шлифование в размер по диаметру; 4) нарезание зубьев; 5) 2-я термическая - двухкратный отпуск в селитровой ванне при 850...870 С, с охлаждением на воздухе.
Проблемы при термообработке быстрорежущих сталей состоят в том, что для данных сталей диапазон температур нагрева под закалку очень узок [20,89,126].
Многостадийность процесса обработки и высокая стоимость быстрорежущей стали обуславливает относительно высокую стоимость фрезы. Цена на готовое изделие в зависимости от размеров и материала колеблется от 3 до 12 рублей.
Быстрорежущий инструмент является основным инструментом на операции фрезерования пазов в язычковых иглах вязальных машин. Изготовление фрез осуществляется по дорогостоящей многостадийной технологии. Сталь Р9 является трудно обрабатываемой и дорогостоящей. При эксплуатации фрез возникают трудности, связанные с низкой стойкостью фрез и большим разбросом в значениях стойкости. Ошибка в технологическом режиме термического упрочнения фрез при закалке в 10... 15 С приводит к ухудшению стойкости в десятки раз. Стойкость фрез при резании остается неудовлетворительно низкой и может колебаться от пяти минут до 8... 10 часов (см. приложение 4). Поэтому операция фрезерования пазов остается существенно инструментоемкой.
Повышение стойкости инструмента в 1,5...2 раза позволит поднять рентабельность производства на 30...50 %. Таким образом, повышения работоспособности фрез является экономически целесообразным.
Быстрорежущие стали являются наиболее характерным материалом для режущих инструментов. Они сочетают теплостойкость с высокой износостойкостью при повышенных температурах и повышенное сопротивление пластической деформации (прочностью). Инструмент из этих сталей сохраняет высокую горячую твердость до 600...640 С и допускает в 3...5 раз более производительные режимы резания, чем из сталей, не обладающих теплостойкостью. Для инструментов сложной формы, тонколезвийных, а так же при прерывистом точении, большое значение приобретают прочность и вязкость быстрорежущих сталей [14, 20,30,89,121].
По своим режущим свойствам быстрорежущие стали делят на две группы: нормальной и повышенной производительности. Группу нормальной производительности образуют вольфрамовые (Р18, Р12, Р9, Р9Ф5) и вольф-рамомолибденовые (Р6МЗ, Р6М5) стали, сохраняющие твердость не ниже HRC 58 до температуры 620 С. Из-за одинаковой теплостойкости эти стали имеют близкие режущие свойства и отличаются главным образом механическими и технологическими свойствами. Лучшей обрабатываемостью давлением и резанием, а также прочностью и вязкостью обладают стали Р6МЗ и Р6М5. Стали Р9, Р9Ф5 отличаются плохой шлифуемостью из-за присутствия твердых карбидов ванадия. К группе сталей с повышенной производительностью относятся стали содержащие кобальт или повышенное содержание ванадия: Р18Ф2, Р14Ф4, Р6М5К5, Р9М4К8, Р9К5, Р9К10, Р10К5Ф5, Р18К5Ф2. Они превосходят стали первой группы по теплостойкости (630...640 С), твердости (HRC 64) и износостойкости, но уступают им по прочности и пластичности. Стали с повышенной производительностью применяют для обработки высокопрочных сталей, коррозионностойких и жаропрочных ста лей с аустенитной структурой и других труднообрабатываемых материалов, где их высокая стоимость окупается более высокими режущими свойствами. Подавляющее число инструментов изготавливают из быстрорежущих сталей. Согласно данным Ю.А. Геллера [30] при изготовлении дисковых, шлицевых и прорезных фрез используются стали — Р6М5, Р8МЗ, Р9, Р18.
Упрочнение поверхности напылением износостойких покрытий
На основании литературных данных другим эффективным методом упрочнения быстрорежущего инструмента является напыление покрытий методом КИБ. В данном разделе описываются применяемые установки и методика проведения напыления покрытий, а также приведены данные по твердости модифицированной поверхности.
Нанесение TiN-покрытия производилось на кафедре высоковольтной электрофизики, электротехники и электротехнологии Ивановского государственного энергетического универститета методом катодно-ионной бомбардировки на установке электродугового нанесения покрытий "Булат-3 Т" по методике, описанной в работах [28] \ Схема установки приведена в приложении 2 (рис.П2.2 - П.2.5.)
Образцы фрез предварительно очищались в бензине и ацетоне в ультразвуковых полях. Затем они помешались на рабочий столик установки в вакуумную камеру, которая откачивалась сначала форвакуумным насосом до давления порядка io_,...io-2 торр. Далее с помощью диффузионного насоса создавалось давление 10 ...10-6 торр, которое контролировалось ионизационным вакуумметром. На следующем этапе в камеру из баллона напускался плазмообразующий газ через натекатель. Давление в ходе эксперимента измерялось термопарным вакуумметром.
Поверхность образцов в течение 30 минут очищалась в плазме тлеющего разряда в среде аргона при напряжении на катоде 2,0 кВ и плотностях тока до (2...4) А/м2. Перед нанесением износостойкого покрытия поверхность образцов подвергалась бомбардировке ионами титана (Ті), полученных от дугового испарителя при токах дуги 100 А, ускоряющем напряжении 2,0 кВ и плотностях тока на образцах до (Ю...30)А/м (обработка производилась в среде остаточных газов при давлениях Ю3...102Па). Суммарное время обработки ионной бомбардировкой не превышало 2 минуты, при этом температура образцов не превышала 300...400С.
Непосредственно после ионной бомбардировки осуществлялось нанесение износостойкой пленки TiN, которая образовывалась при дуговом распылении титана в среде азота (ток дуги распылителя 100 А, давление азота в вакуумной камере 2...5 Па, плотность тока на поверхности образцов достига-ла величины (3...5) А/м . В электрической схеме экспериментальной установки для нанесения покрытий образец фрезы являлся катодом, к которому прикладывалось постоянное напряжение смещения (UCM) и периодически, с частотой 50 Гц, высоковольтный импульс (UM). Величина UCM равнялось 300 В, амплитуда высоковольтных импульсов ии - 60 кВ, длительность импульсов — 10 мкс. Такое воздействие электрического поля на поток ионов, конденсирующихся на поверхности образца, приводит к значительному улучшению физико-химических свойств выращиваемых пленок.
Время нанесения износостойкого покрытия составляло 10 минут, при этом толщина покрытия достигала в среднем около 10 мкм.
Нанесение на поверхность фрез покрытий (Ti,Zr)N и (Ti,Zr)N-(Ti,Al)N производилось в Московском государственном техническом университете «СТАНКИН», методом катодно-ионной бомбардировки на установке ВДТ-2. Общая схема установки приведена в приложении 2 (рис. П2.6.).
Основным рабочим элементом установки является высокоэффективный широко-аппретурный электродуговой источник с сепарацией потока плазмы и высокой плотностью плазмы на выходе рис.2.5. Источник состоит из плазмовода (дефлектора) {4) который представляет собой часть тора с углом 120. Внутренний диаметр дефлектора равен 200 мм, а с его наружной стороны расположена электромагнитная катушка (3). На входе дефлектора расположен катодный узел (2) с закрепленным на нем катодом, который смещен от центра дефлектора. На противоположном конце дефлектора рас полагается анод дугового разряда, которым могут служить стенки вакуумной камеры (7), а на корпус дефлектора подается положительное или отрицательное напряжение. Поэтому при пропускании тока через катушку внутри дефлектора создается равномерное по длине магнитное поле. Величина напряженности магнитного поля на осевой линии тора составляет около 600 эр.
Дуговой разряд зажигается между катодом и анодом и обеспечивает прохождение электронного тока дуги через плазму, сформированную внутри дефлектора. Поскольку электронная компонента плазмы замагничена, то силовые линии магнитного поля, пересекающие катод и проходящие вблизи оси дефлектора, принимают потенциал близкий к потенциалу катода, а силовые линии вблизи его стенок потенциал стенок. Таким образом, в плазме создается электрическое поле, перпендикулярное к стенкам дефлектора, которое обеспечивает дрейф ионов от стенок или к стенкам дефлектора в зависимости от полярности и величины приложенного напряжения. Ионизованная компонента плазмы транспортируется вдоль силовых линий магнитного поля по дефлектору к выходу, тогда как микрокапельная фаза и нейтральная компонента плазмы осаждаются на его стенках.
Нанесение покрытий производилось по методике, описанной в работе [142]. Толщина износостойкого покрытия на основе комплексов титана и циркония равнялась 6...8 мкм.
Результаты измерения микротвердости поверхности с покрытиями приведены на диаграмме рис.2.6. Видно, что напыление износостойкого покрытия позволяет существенно повысить микротвердость поверхности по сравнению с микротвердость поверхности исходной фрезы и фрезы, обработанной ионной ХТО. Наибольшие значения микротвердости до 1600...1650 HV достигается для износостойкого покрытия (Ti,Zr)N-(Ti,Al)N.
Влияние вида упрочняющей обработки
Целью исследований было определить наиболее эффективные режимы упрочняющей обработки.
Исследовались упрочненные прорезные фрезы диаметрами 08x0,13, 015x0,22, 017x0,12, 017x0,24, 017x0,24, 019x0,22. В качестве упрочняющих обработок применялись: ионная нитроцементация, нанесение TiN, (Ti,Zr)N, (Ti,Zr)N- (Ti,Al)N - покрытий, ЛПТО и комбинированная обработка сочетающая нанесение покрытий с последующей лазерной обработкой. Фрезерование пазов проводили в пластинах из углеродистой стали У10 и нержавеющей стали 12Х18Н10Т. Результаты испытания износостойкости упрочненных прорезных фрез приведены на рис. 3.3 — 3.7.
Установлено, что с применением ЛПТО с плотность потока до 50 кВт/см2 стойкость фрез возрастает (рис. 3.3.), при этом имеет место линейная корреляция между микротвердостью фрезы и ее стойкостью (рис.3.4). Обработка фрез при оптимальном режиме лазерного упрочнения 30 кВт/см (см. главу 2) позволяет повысить стойкость в 1,2... 1,3 раза.
Ионная нитроцементация, приводит к повышению стойкости фрез, при этом с увеличением длительности термического цикла стойкость фрез повышается (рис. 3.5.). При ионной ХТО длительностью до 60 мин стойкость фрез при фрезеровании стали У10 возрастает в 1,7...1,8 раз, стали 12Х18Н10Т - 1,5...1,6 раза. Влияние финишной лазерной обработки на стойкость фрез после ионной нитроциментации незначительное. Стойкость увеличивается лишь на 7... 10 % для всех типов фрез (рис. 3.10).
Износостойкость фрез с покрытиями нанесенных на поверхность методом КИБ зависит от состава покрытий. Наибольшей стойкостью обладают фрезы со сложным покрытием. При фрезеровании пазов в пластине из углеродистой стали стойкость возрастает в 1,9 раз, нержавеющей стали в 1,7 раза (рис. 3.6). Наименьшей стойкостью обладают TiN-покрытия. Стойкость фрез при фрезеровании стали У10 увеличивается в 1,3... 1,4 раза, а стали 12Х18Н10Т -в 1,2...1,3 раза(рис. 3.6-3.10).
Комбинированная обработка с применением финишной ЛПТО в облас-ти оптимального упрочнения при плотности 30 кВт/см для фрез с покрытиями является эффективной (рис. 3.10). Она позволяет повысить стойкость фрез в среднем на 30...40%. Исключение составляют лишь фрезы с покрытием (Ti,Zr)N-(Ti,Al)N, в этом случае повышение стойкости незначительное до 5%. Наибольшей стойкостью обладают фрезы с (Ti,Zr)N-noKpbiTHeM дополнительно обработанные лазерным излучением. Стойкость при фрезеровании стали У10 возрастает в 2,3 раза, стали 12Х18Н10Т в 2 раза.
Таким образом, наибольшее повышение стойкости фрез наблюдается при использовании комбинированной обработки, сочетающей нанесение износостойкого покрытия и последующей финишной ЛПТО. Применять комбинированную обработку после ионной нитроцементации нецелесообразно. Причины полученных закономерностей и механизм упрочнения исследованы в главе 4.
Большое значение в процессе производства язычковых игл играет качество обработанной поверхности. Поэтому нами были проведены исследования влияния вида упрочняющей обработки инструмента на шероховатость боковой поверхности прорезаемого паза.
Процесс фрезерования пазов в язычковых иглах осуществляли непосредственно в производственных условиях на многооперационных линиях при скорости резания 100... 160 м/мин, подаче 20...40 мм/мин, глубине фрезерования 1,3...1,7 мм, с использованием в качестве СОЖ смеси веретенного масла и керосина в пропорции 1:3. Материал игл — стали У8, У8А, У10, У10А.
Для измерения шероховатости боковой поверхности игл, после фрезерования одна «щечка» иглы механически удалялась, а по второй проводилось измерение шероховатости. Размеры игл очень малы, зажать в струбцины или непосредственно на рабочий столик прибора, без механического повреждения невозможно, и поэтому иглы приклеивались на предметное стекло.
Исследование шероховатости боковых поверхностей пазов проводили с помощью цифрового профилографа-профилометра АБРИС-ПМ7, технические возможности которого приведены в приложении 2 (табл. П2.12.). На каждом образце производилось не менее 5 измерений, результаты которых усреднялись.
Усредненные результаты измерений приведены на рис. 3.11. Установлено, что во всех случаях применение дополнительной упрочняющей обработки приводило к существенному уменьшению шероховатости паза. При этом простое нанесение износостойкого TiN-покрытия позволяет снизить шероховатость Ra в среднем в 1,5...2 раза (рис. 3.11 а), а высоту неровностей профиля Rz в 3...4 раза (рис. 3.11 б), комбинированная обработка снижает Ra в 2,5...3 раза, Rz в 4...5 раза.
Структура поверхности после ионной и комбинированной плаз-менно-лазерной обработки
Исследования проводили, в основном, стандартными металловедческими методами. Микроструктурный анализ при увеличениях до бООх проводился на поперечных и косых шлифах на микроскопе МЕТАМ-ЛВ-31. Микроструктурный анализ поверхности при увеличениях свыше бООх, а также электронография извлечений реплики осуществляли с помощью просвечивающего электронного микроскопа ЭЛ100У. Фотографирования осуществлялось с помощью обычной и цифровой фотокамеры. Методики механической обработки и травления металлографических шлифов, изготовления углеродных реплик поверхности подробно описаны в приложении 2, фотографии микроструктуры — в приложении 3.
Для подсчета плотности свободных карбидов в инструментальных сталях применялась следующая методика. При фотографировании микроструктуры образцов выбирались места со средним количеством видимых карбидов. Полученная фотография после повышения контрасности и резкости разбивалась на одинаковые по площади (с учетом увеличения) участки 10x10 мкм. На каждом подсчитывалось число видимых карбидов. Результаты усреднялись. Число карбидов считали в тех квадратах, где они располагались наиболее равномерно, причем, если карбид находился в вершине, то учитывали только его четверть, если на границе, половину. Таким образом рассчитывали среднее количество карбидов N в ед. площади.
Структура сталей Р6М5 и Р9 после лазерного воздействия различной интенсивности представлена на рис. П3.10, П3.11, П3.14 (см. приложение 3). Она представляет собой мартенсит (темная область) с включением карбидной фазы (светлые, нетравящиеся пятна).
Анализ процессов структурно-фазовой перестройки в инструментальной стали Р9 и Р6М5 показывает, что основной причиной изменения ее механических свойств после лазерного воздействия является процесс растворения свободных карбидов размерами менее 1 мкм в мартенситной матрице. На всем интервале режимов лазерной обработки происходит плавное уменьшение числа карбидов - от (14...11,5)-104 мм"2 в исходном состоянии до (5,4...4,8)-10 мм после обработки импульсом в 70 кВт/см (рис. 4.1). Процесс растворения карбидов выявляется также травлением в виде более темной окантовки вокруг не растворившихся свободных карбидов, что свидетельствует о том, что легированное состояние зоны вокруг карбидов изменяется.
Согласно анализу литературы и собственным наблюдениям в результате растворения свободных карбидов мартенситная матрица дополнительно легируется элементами, составляющими карбиды в быстрорежущей стали — углеродом, вольфрамом, хромом и др. При интенсивностях лазерного воз-действия до 50 кВт/см дополнительное упрочнение приводит к увеличению микротвердости образующегося легированного мартенсита вторичной закалки из-за возрастания степени его неравновесности. Известно, что неравновесный мартенсит обладает наилучшими способностями видоизменяться в условиях трения таким образом, что обеспечивается минимальный износ поверхности, чем равновесный [105]. Этим объясняется улучшение механических свойств инструментальной матрицы после лазерной обработки.
При плотности потока излучения свыше 50 кВт/см2 в структуре вторичной закалки из-за пересышения углеродом возрастает доля остаточного аустенита - фазы с более пониженными механическими свойствами и высоким удельным объемом. Это приводит к заметному ухудшению механических свойств и сильному короблению малоразмерного инструмента (см. главу 2).
Таким образом, основанием к использованию в качестве оптимального режима лазерного ЛПТО — 30 кВт/см является получение инструментальной матрицы для обеспечения наилучших механических свойств с наилучшим структурным состоянием.
Структура поверхности после ионной и комбинированной плаз-менно-лазерной обработки. Результаты металлографического анализа диффузионного слоя, образующегося на инструменте после ионной нитроцемента-ции представлены на рис.П3.12, ГО. 13. Характерной особенностью слоя является более темное и однородное по характеру травимости поле, чем на основном материале (рис. П3.12 а). Это свидетельствует о большей химической активности диффузионного слоя. При длительных режимах ХТО на поверхности до 60 мин. может возникать белый нетравящийся слой (рис. П3.12 б).
Фазовый состав анализировался по диаграмме состояния железо-азот, диаграммой распределения фаз при диффузии азота в поверхность [90], а также по результатам электронографических исследований (табл. 4.1).
