·уменьшение расхода формовочных материалов;

·получение отливок из жаропрочных и коррозионно-стойких сталей и сплавов.

Качество металла отливки и его свойства зависят от состава сплава, условий его плавки и заливки расплава в форму, а также от характера процесса кристаллизации отливки.

Благодаря термостойкости и прочности высокоогнеупорных оболочковых форм при литье по выплавляемым моделям достаточно широко используется направленная кристаллизация отливок. Это обеспечивает формирование столбчатой и монокристаллической структуры с высоким уровнем физикомеханических и других эксплуатационных свойств.

Кнедостаткам этого способа литья следует отнести многооперационность, трудоемкость и длительность процесса, многообразие материалов, используемых для изготовления формы.

Способом литья по выплавляемым моделям изготавливают сложные отливки высокого качества, например: турбинные лопатки из жаропрочных сплавов, колеса насосов из коррозионно-стойких сплавов, детали турбомашин, постоянные магниты с определенной кристаллографической ориентацией структуры, художественные изделия и др. При этом может быть существенно уменьшена или полностью исключена механическая обработка деталей.

9.5. Литье в металлические формы, под давлением, центробежное литье

Кокильное литье – это способ получения фасонных отливок в металлических формах – кокилях. При получении отливок в кокиле заполнение формы сплавом и его затвердевание происходят без какого-либо внешнего воздействия, т. е. посредством свободной заливки расплавленного металла в многократно используемые металлические формы.

Кокиль – металлическая литейная многократно используемая форма, состоящая из двух или более частей в зависимости от сложности конфигурации отливки. Кокили изготавливают из чугуна, стали, медных и алюминиевых сплавов. Полости в отливках получают с помощью песчаных, оболочковых или металлических стержней.

204

Рис. 9.10. Конструкции кокилей:

а ‒ вытряхного для алюминиевой отливки; б ‒ разъемного со стержнями

По наличию разъемных частей и расположению в пространствепо верхности раздела различают кокили неразъемные(вытряхные) (рис. 9.10а)

и разъемные со стержнями (рис. 9.10б).

Технологический процесс литья в кокиль требует специальной подготовки кокиля к заливке и включает очистку рабочей поверхности кокиля; нагрев или охлаждение кокиля до оптимальной температуры(в пределах 115–475 °С); нанесение специальных теплоизоляционных слоев и противопригарных красок; сборку формы; заливку расплава; охлаждение отливок; разборку кокиля с извлечением отливки.

Для удаления воздуха и газов из рабочих полостей кокилей используют естественные зазоры между элементами формы, стыки деталей кокиля. По этим стыкам устраивают газоотводные каналы глубиной 0,2–0,5 мм, выполняя их в виде рисок-насечек или тонких щелей. Глубокие полости вентилируются через специально устанавливаемые в стенках кокиля вентиляционные пробки и игольчатые вставки.

После охлаждения отливки извлекают из кокиля с помощью толкателей. Металлический стержень извлекается из отливки до ее удаления из кокиля. После этого отливки подвергаются обрубке, в случае необходимости – очистке или термической обработке.

205

Кокиль обладает по сравнению с песчаной формой значительно большей теплопроводностью, теплоемкостью, прочностью, практически нулевыми газопроницаемостью и газотворностью. Эти свойства материала кокиля обусловливают особенности его взаимодействия с металлом - от ливки.

1. Высокая эффективность теплового взаимодействия между отливкой и формой: расплав и затвердевающая отливка охлаждаются в кокиле быстрее, чем в песчаной форме, т. е. при одинаковых гидростатическом напоре и температуре заливаемого расплава заполняемость кокиля обычно хуже, чем песчаной формы. Это осложняет получение в кокилях отливок из сплавов с пониженной жидкотекучестью и ограничивает минимальную толщину стенок и размеры отливок. Вместе с тем повышенная скорость охлаждения способствует получению плотных отливок с мелкозернистой структурой, что повышает прочность и пластичность металла отливок.

Рассмотрим влияние материала литейной формы и температуры ее -по догрева на зависимость толщины затвердевшего слоя от времени при литье детали из алюминия. Температуропроводность стальной формы примерно в 40 раз больше, чем формы из сухой песчаной смеси (4,8·10−6 и 0,12·10−6). Кроме того, теплоемкость литейного алюминиевого сплава вдвое больше теплоемкости песчаной формы и вдвое меньше теплоемкости кокиля. В результате действия всех этих факторов время остывания от температуры заливки до температуры начала кристаллизации при переходе от песчаной формы к кокилю существенно сокращается (рис. 9.11).

Рис. 9.11. Влияние материала литейной формы и температуры ее подогрева на зависимости толщины затвердевшего слоя от времени при литье

алюминиевого кубика размерами 100 мм·100 мм·100 мм

В связи с высокой скоростью затвердевания при литье в кокиль тонкостенных отливок возникают проблемы. В частности, поверхности чу-

206

гунных отливок отбеливаются, т. е. в поверхностном слое образуется цементит Fe3C, поверхности стальных легированных отливок закаливаются, жидкотекучести сплава недостаточно для заполнения узких полостей литейной формы, увеличиваются усадочные раковины, возникают трещины в отливках и т. д.

Скорость отвода теплоты, а следовательно, и интенсивность затвердевания отливки, а также ее отдельных частей регулируют температурой предварительного подогрева кокиля и толщиной теплоизоляционной краски.

Для регулирования скорости отвода тепла и повышения стойкости кокилей в крупносерийном и массовом производствах рабочие поверхности литейной формы перед каждой заливкой покрывают слоем песчаносмоляной смеси (толщиной 6–8 мм). С применением облицовки кокилей изготавливают, например, коленчатые валы дизельных двигателей из высокопрочного чугуна.

Чтобы уменьшить слишком быстрый отвод тепла непосредственно после заливки в него расплавленного металла, кокиль предварительно нагревают. При изготовлении крупных отливок, чтобы обеспечить возможность отвода большего количества тепла от охлаждаемого расплава и отливки, начиная с определенного момента времени, кокиль принудительно охлаждают проточной водой или продувкой воздухом. Охлаждение отливок и формы осуществляют до достижения температуры выбивки, соответствующей 0,6–0,8 температуры плавления сплава.

2.Кокиль практически неподатлив и более интенсивно препятствует усадке отливки, что затрудняет извлечение ее из формы, может вызвать появление внутренних напряжений, коробление и трещины в отливке.

Однако размеры рабочей полости кокиля выполняются точнее, чем песчаной формы. При литье в кокиль отсутствуют погрешности, вызываемые расталкиванием модели, упругими и остаточными деформациями песчаной формы, снижающими точность ее рабочей полости и соответственно отливки. Поэтому отливки в кокилях получаются более точными.

3.Физико-химическое взаимодействие металла отливки и кокиля минимально, что способствует повышению качества поверхности отливки. Отливки в кокиль не имеют пригара. Шероховатость поверхности отливок определяется составами облицовок и красок, наносимых на поверхность рабочей полости формы.

Операции технологического процесса литья в кокиль обычно механизированы и автоматизированы.

Наибольшую стойкость кокили имеют при изготовлении отливок из легкоплавких сплавов, имеющих, соответственно, меньшую температуру заливки металла в форму: цинковые, алюминиевые и магниевые сплавы. Наименьшую стойкость имеют кокили при изготовлении крупных стальных отливок.

207

Стойкость кокилей зависит от температуры заливки литейного сплава и размеров отливки (табл. 9.3, рис. 9.12).

						Таблица 9.3
	Рациональные температуры заливки различных сплавов
Сплавы:	Цинко-	Алюми-	Магние-	Медные	Чугун	Сталь
	вые	ниевые	вые
Температура	420–480	660–770	680–780	1000–1180	1280–1400	1420–1560
заливки, °С:

	Ориентировочнаястойкость		1000000
		кокилей, шт. отливок	100000
			10000
			1000
			100
			10
			1
			450	715	730	1090	1340	1490
			Средняя температура заливки, °С

Мелкие отливки Крупные отливки

Рис. 9.12. Зависимости ориентировочной стойкости кокилей от температуры заливки сплавов

Достоинствами кокильного литья являются:

·возможность многократного использования форм;

·удобства автоматизации процесса труда;

·хорошие механические свойства отливок, обусловленные их мелкозернистой структурой, формирующейся в условиях интенсивного теплообмена между отливкой и кокилем;

·высокая геометрическая точность размеров и малая шероховатость поверхности отливок;

·снижение припусков на механическую обработку; сокращение расхода формовочной смеси.

Недостатками литья в кокиль являются: трудоемкость изготовления кокилей, их высокая стоимость, отсутствие податливости, особенно при получении сложных фасонных отливок из легированных сталей и тугоплавких металлов.

Кокильное литье применяется в массовом и серийном производстве для изготовления отливок из чугуна, стали, цветных сплавов с толщиной

208

стенок от 3 до100 мм, массой от нескольких граммов до нескольких сотен килограммов.

Литье под давлением – способ получения отливок из сплавов цветных металлов и сталей, при этом заливку металла в форму и формирование отливки осуществляют под давлением.

Этот способ максимально приближает размеры и форму отливки к размерам и форме готовой детали, что позволяет уменьшить или совсем исключить их последующую механическую обработку.

Литье под давлением осуществляется в металлических формах. Этому способу так же, как литью в кокиль, соответствуют короткое время остывания и кристаллизации отливок. Так, производительность машин для литья под давлением достигает50 заливок в 1 минуту. При такой высокой скорости охлаждения и затвердевания жидкотекучесть литейного сплава оказывается недостаточной для заполнения литейной формы самотеком. Этот недостаток эффективно устраняется с помощью подачи расплава в полость литейной формы под давлением.

Рис . 9.13. Схема процесса изготовления отливок на машинах с горизонтальной холодной камерой прессования: 1 – первая половина пресс-формы; 2 – стержень;

3 – вторая половина пресс-формы; 4 – цилиндр; 5 – поршень; 6 – толкатель; 7 – деталь

Литье под давлением производят на литейных машинах с холодной и горячей камерами прессования.

Сущность литья под давлением с холодной камерой прессования состоит в том, что на расплавленный металл(расплав), залитый в камеру прессования, сообщающуюся с оформляющей полостью формы(рис. 9.13а), давит поршень. В результате этого расплав быстро заполняет форму (рис. 9.13б) и застывает в ней, приобретая очертания отливки. При литье под давлением металлическая форма(пресс-форма) заполняется расплавом под избыточным давлением (до 300 МПа) и формирование отливки также осуществляется под избыточным давлением. Благодаря этому

надежно обеспечивается заполняемость формы даже при пониженной температуре заливки расплава. После застывания отливки форма разъединяется (рис. 9.13в), и отливка извлекается.

209

По роду применяемых сплавов различают машины для литья оловянных, свинцовых и цинковых сплавов; магниевых и алюминиевых сплавов; черных металлов (чугуна и стали). Каждая из машин той или иной группы может отливать сплавы более легкоплавкие, чем те, для которых она предназначена.

В зависимости от массы отливок различают малые машины – для отливок массой от 50 до 300 г, средние – для отливок от 0,3 до 3 кг и крупные, позволяющие получать отливки до 15 кг.

Технологический процесс литья под давлением характеризуется -ко ротким циклом и малым числом операций.

Малые машины для литья под давлением выполняются полуавтоматическими или автоматическими. Автоматические машины осуществляют до 1000–1200 операций в час. Располагая детали по несколько штук в форме (обычно до 6–10) можно получить производительность до10 000 отливок в час. Средние машины для литья под давлением выполняются полуавтоматическими, реже автоматическими – для отливок простой формы. Производительность таких машин обычно до250 операций в час. Большие машины менее автоматизированы и более тихоходны и позволяют выполнять до 100 операций в час.

На машинах с горячей камерой прессования(рис. 9.14) камера прессования расположена в обогреваемом тигле с расплавленным металлом. При верхнем положении плунжера 4 расплавленный металл через отверстие2 заполняет камеру прессования. При движении плунжера вниз отверстия перекрываются, сплав под давлением 10–30 МПа заполняет полость пресс-формы 6. После затвердевания отливки плунжер возвращается в исходное положение, остатки расплавленного металла из канала сливаются в камеру прессования, а отливка из пресс-формы удаляется выталкивателями 6.

Машины с горячей камерой прессования используют при изготовлении отливок малых размеров и незначительной массы(до нескольких граммов) благодаря медленному охлаждению расплава в основном для литья легкоплавких (цинковых, свинцово-сурьмянистых и др.) сплавов, из цинковых и магниевых сплавов.

210

Рис. 9.14. Схема процесса изготовления отливок на машинах с горячей камерой прессования: 1 – тигель; 2 – жидкий металл в камере прессования; 3 – пресс-форма;

4 – плунжер; 5 – выталкиватель; 6 – готовая деталь

Особенности способа литья под давлением определяются условиями заполнения пресс-форм и питания отливок. Расплавленный сплав заполняет пресс-форму за доли секунды(0,001–0,6 с) при скорости до 120 м/с. С такой скоростью поступления сплава в форму турбулентный поток металла, ударяясь о стенку формы, разбивается на отдельные капли. При этом происходит закупорка вентиляционных каналов мелкодисперсными каплями металла. Вихревой поток расплава захватывает оставшиеся в полости формы газы – компоненты воздуха и пар от смазывающего материала, образуя при этом газометаллическую эмульсию, быстро затвердевающую в форме. Вследствие этого отливки имеют специфический дефект– газовую пористость, низкую плотность, низкие пластичность и механические свойства. Их нельзя подвергать термической обработке, так как при нагреве поверхность вспучивается вследствие расширения газа в порах.

В момент окончания заполнения полости формы движущийс с большой скоростью сплав мгновенно останавливается. Энергия движения потока преобразуется в энергию давления, которое мгновенно повышается. Происходит гидравлический удар, действующий в течение малого времени. Повышенное давление прижимает металл к рабочей поверхности пресс-формы и способствует четкому оформлению конфигурации отливки. Отливка тонкостенная с гладкой поверхностью точно воспроизводит конфигурацию полости пресс-формы. Благодаря тесному контакту между пресс-формой и отливкой увеличивается интенсивность теплообмена, уменьшается время затвердевания отливки. Вследствие гидравлического удара поверхностный слой (0,02–0,2 мм) отливок получается плотным, без газовой пористости, лишь внутренние части отливки имеют пористость.

211

Весь процесс литья под давлением автоматизирован, автоматически производятся смазывание пресс-форм, регулирование их теплового режима, подача расплавленного металла в камеру прессования, извлечение отливки и транспортировку ее к обрезному прессу для удаления литников.

Для уменьшения возможности образования газовой и усадочной пористости в отливках применяют вакуумирование полости пресс-формы и сплава а также толстые питатели (вместо тонких щелевых).

Преимуществами данного вида литья являются:

·высокая производительность;

·точность размеров и хорошее качество поверхности отливок;

·автоматизация процессов литья;

·снижение в 10 раз трудоемкости изготовления отливок по сравнению

слитьем в песчаные формы, без механической обработки или с минимальными припусками, изготовление деталей с готовой резьбой.

Недостатки литья под давлением − высокая стоимость пресс-форм и оборудования; ограниченность габаритных размеров и массы отливок; наличие воздушной пористости в массивных частях отливок, снижающей прочность деталей и др.

Литье под давлением используют в массовом и крупносерийном производстве отливок. Получают детали различных приборов, электрических машин, карбюраторов и др.

Литье центробежное – способ получения отливок, как правило, в металлических формах (изложницах), при котором расплавленный металл, под действием центробежных сил отбрасывается к стенкам формы и- за твердевает, образуя отливку.

Центробежным способом получают отливки из чугуна, стали и из цветных сплавов (алюминия, цинка, меди, титана и др.) на литейных центробежных машинах. В зависимости от расположения оси вращения центробежные машины подразделяются: на машины с горизонтальной(рис. 9.15а), вертикальной (рис. 9.15б) и наклонной осью вращения.

Внутренняя поверхность отливки при центробежном литье формируется без непосредственного контакта с литейной формой и без стержней.

Расплав заполняет полость литейной формы и затвердевает под воздействием центробежной силы FЦ, значительно превышающей силу тяже-

сти FТ .

Литейные формы (изложницы) предварительно нагревают или охлаждают до 300 °С, затем на рабочую поверхность наносят огнеупорное покрытие в виде красок, облицовок из сыпучих материалов. Это повышает стойкость изложниц, снижает скорость охлаждения отливки, предупреждает образование спаев и трещин.

212

Рис. 9.15. Схемы центробежного литья

При оптимальной частоте вращения происходит хорошее заполнение форм жидким металлом, и неметаллические включения, шлаки и газовая пористость оттесняются к внутренней поверхности отливок. При превышении оптимальной частоты вращения возрастает ликвация в отливке, а также образуются трещины из-за роста давления. При невысоких частотах вращения отливка плохо очищается от шлаков и газов, поверхности отливки приобретают шероховатость.

Этот способ литья широко используется в промышленности, особенно для получения пустотелых отливок со свободной поверхностью– чугунных и стальных труб, колец, втулок, цилиндрических или конических барабанов (обечаек) и др.

Центробежное литье применяют для получения пустотелых отливок типа тел вращения (втулки, роторы). Фасонные отливки получают в центробежных машинах с вертикальной осью вращения в песчаных, металлических, керамических и других формах.

Преимуществами данного способа литья являются:

·высокий выход годного литья (90–95 %);

·высокая плотность и мелкозернистость металла;

·возможность получения тонкостенных отливок из сплавов с низкой жидкотекучестью;

·возможность получения двухслойных отливок;

·большая производительность данного способа и возможность его автоматизации.

213

Недостатки способа:

·химическая неоднородность в толстостенных отливках;

·возможность деформации формы под давлением жидкого металла;

·разностенность по высоте отливок, полученных в центробежных машинах с вертикальной осью вращения;

·высокие внутренние напряжения в поверхностном слое, способствующие образованию трещин.

214

Раздел V. ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ В МЕТАЛЛУРГИИ И МАШИНОСТРОЕНИИ

Способы обработки металлов давлением по производственному назначению разделяют на два вида:

·металлургические, предназначенные для получения заготовок постоянного поперечного сечения (прутков, проволоки, листов и др.), применяемых в качестве заготовок для последующего изготовления из них деталей с помощью предварительного пластического формоизменения и обработки резанием; основными металлургическими способами обработки давлением являются прокатка, волочение и прессование;

·машиностроительные, предназначенные для получения деталей или заготовок, имеющих форму и размеры, приближенные к форме и размерам деталей; основными способами получения деталей заготовок в машиностроении являются ковка и штамповка.

10. ГОРЯЧАЯ И ХОЛОДНАЯ ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ. ПРОКАТКА

10.1. Горячая и холодная обработка металлов давлением

Холодной называют деформацию, осуществляющуюся при температуре ниже температуры рекристаллизации. Если обработка давлением ведется выше температуры рекристаллизации и не сопровождается поверхностным упрочнением, то такая обработка называется горячей.

Для металлов обычной технической чистоты отношение абсолютной температуры рекристаллизации к абсолютной температуре плавления

(т. е. гомологическая температура) равно 0,2–0,4:

T ¢ = Т рек » 0,2 - 0,4 .

Тпл

Для сплавов, особенно для жаропрочных сплавов, рекристаллизация соответствует более высоким гомологическим температурам, которые в некоторых случаях достигают 0,8.

В условиях деформирования, характерных для невысокой температуры и постоянной невысокой скорости деформации зависимость интенсивности напряжений от интенсивности деформаций принято аппроксимировать функцией степенного вида:

				æ	e	öm
t	Т	= t	0	ç		÷	(10.1)
				ç		÷ .
				è e0		ø

215

Холодная обработка давлением обеспечивает получение деталей с чистыми поверхностями и точными размерами, а также с повышенными механическими свойствами в сравнении со свойствами исходного материала. Она применяется для получения небольших деталей, иногда в сочетании с предварительным нагревом до температуры ниже температуры рекристаллизации.

При горячей обработке давлением сопротивление деформированию примерно в 10 раз меньше, чем при холодной (рис. 10.1).

МПа	800
	700
	600
прочности,
	500
	400
	300
Предел	200
	100
	0
	20	200	300	400	500	600	700	800	900	1000 1100 1200
					Температура, °С
	Рис. 10.1. Влияние температуры на предел прочности стали 45

При повышенных температурах влияние скорости деформации усиливается. При относительно небольших изменениях скорости деформации ее влияние на предел текучести, как правило, несущественно. Различные

технологические способы механической обработки материалов могут весьма значительно отличаться уровнями скорости деформации. Так, например, при горячей прокатке скорости деформации могут изменяться от 0,1 с-1 для блюмингов и слябингов до 1000 с-1 для проволочных станов горячей прокатки. В этих случаях влияние скорости деформации и температуры необходимо учитывать (рис. 10.2).

прочности,	МПа	200
		150
		100			Т=1273 К
Предел		0			Т=1473 К
		50
		0,1	1	10	100
		Скорость деформации, 1/с

216

Рис. 10.2. Влияние скорости деформации и температуры

на предел прочности стали 45 при относительном удлинении d = 20 %

Отношение пределов текучести при повышенной скорости деформации и при скорости деформации, соответствующей стандартным условиям испытаний, называют коэффициентом динамичности Кε.

Для крупных заготовок необходимо учитывать также и масштабный фактор (рис. 10.3).

фактор	1,4
	1,2
	1
Масштабный	0,8
	0,6
	0,4
	0,2
	0
	10	20	40	80	160	320	640	1280
			Диаметр заготовки, мм

Рис. 10.3. Влияние диаметра заготовки на коэффициент j, учитывающий влияние масштабного фактора на предел текучести

Уравнения, связывающие предел текучести деформируемого материала с факторами, характеризующими условия деформирования, иногда называют определяющими уравнениями.

Примером такого обобщенного определяющего уравнения может служить функция вида

			m æ	·	ö	kDT '
æ	e	ö				exp(- B ×DT		),
			ç e		÷		'
ç		÷	ç		÷
				·
tT =t0 ç		÷
èe0		ø	ç		÷
			èe0		ø

где DТ¢ = Т – Т0 – приращение гомологической температуры.

10.2. Нагрев заготовок перед обработкой давлением

Металл нагревают перед обработкой давлением в нагревательных печах или в электронагревательных устройствах.

Простейшим нагревательным устройством является кузнечный горн, в котором металл непосредственно соприкасается с горящим топливом. Его используют для нагрева небольших заготовок при ручной ковке.

Для нагрева под прокатку на обжимных станах(блюмингах или слябингах) стальные слитки помещаются в печь с верхней загрузкой и -вы грузкой – нагревательные колодцы (или колодезные печи). В качестве то-

217

плива в нагревательных колодцах обычно применяют доменный или природный газ.

Пламенные печи, применяющиеся в машиностроении, работают на жидком и газообразном топливе. Различают пламенные печи с периодической или с непрерывной загрузкой заготовок. Печи с периодической загрузкой заготовок называют камерными (рис. 10.4).

Рис. 10.4. Камерная нагревательная печь: 1 – под печи, 2 – заготовки, 3 – горелки, 4 – окно для загрузки и выгрузки заготовок, 5 – дымоход

Вних заготовки 2 загружают и разгружают через одно и то же окно 4,

впроцессе нагрева они остаются неподвижными, а температура в конкретный момент времени во всей зоне нагрева одинакова.

Рабочее пространство камерной печи нагревается путем передачи тепла конвекцией и излучением из окружающего пространства нагревательной камеры до необходимой и контролируемой температуры сжиганием газообразного или жидкого топлива (мазута).

Для нагрева металла используется только часть теплоты, образующейся при сгорании топлива. Большая часть теплоты (до 60 %) теряется

с отходящими газами, имеющими высокую температуру(1000–1200 °С) при выходе из печи. Эта теплота может быть использована для подогрева воздуха, газа и мазута, которые подаются к нагревательной печи. Для этого печи оборудуются специальными теплообменными аппаратами– реку-

ператорами.

Нагрев заготовок в нагревательных печах происходит медленнее, чем в электронагревательных устройствах. Этот способ менее производителен,

экологически менее чист, однако он с большей надежностью позволяет избежать перегрева и пережога. Это связано с тем, что внутри рабочего

218

пространства печи устанавливается требуемая максимальная контролируемая и регулируемая температура, которая не может быть превышена.

Расход топлива для камерных печей составляет 10–30 % массы нагреваемого металла.

Камерная печь удобна для нагрева сравнительно небольших партий заготовок. Постоянная и равномерная регулируемая температура в печи позволяет нагревать заготовки до высокой температуры(1200 °С), не опасаясь превышения этой температуры и наступления перегрева или пережога.

Одним из недостатков камерных печей является низкий коэффициент полезного действия, составляющий для печей без рекуператоров всего 10–15 %, а с рекуператорами 20–30 %.

Рис. 10.5. Схема методической печи: 1 – окно загрузки, 2 – заготовки, 3 – газовые форсунки, 4 – под печи, 5 – окно выгрузки, 6 – толкатель

В печах с непрерывной загрузкой, называемых методическими (рис. 10.5), заготовки в процессе нагрева передвигаются от окна загрузки 1 к окну выгрузки 5. Температура рабочего пространства в таких печах повышается от места загрузки к месту выгрузки заготовок. Это обеспечивает более равномерный нагрев и позволяет снизить расход топлива до5–12 % от массы нагреваемого металла.

КПД методических печей без рекуператоров составляет15–30 %, с рекуператорами 35–45 %.

Количество тепла Q, поступившего через торец стержня площадьюF

при его нагреве в печи с температурой ТС вычислим по формуле:

Q = C V (Т

с

-Т

0

)

2

w t

.

(10.2)

V

p

(V F )2

Общее количество теплоты, которое должно быть сообщено заготовке равно:

219

Q* =VCV (Tc -T0), МДж.										(10.3)
Приравнивая количество тепла Q требуемому Q*, найдем время на-
грева (рис. 10.6).
	Количество теплоты, МДж	8
		6								Общее кол-во
		4								теплоты Q*
а)										Количество
		2								теплоты Q
		0
		0,03	0,05	0,1	0,2	0,4	0,8	1,6	3,2	6,4
					Время нагрева, мин

	,	МДж
	теплотыКоличество		7000
			6000
			5000
			4000
б)			3000
			2000
			1000
			0			16	32	64	128	256	512
			2	4	8
					Время нагрева , мин

Общее кол-во теплоты Q*

Количество теплоты Q

Рис. 10.6. К оценке времени нагрева заготовок из стали 45

размерами 0,1·0,1·0,1 м (7,8 кг) (а) и 1·1·1 м (7,8 т) (б) до температуры 1200 °С

Если для нагрева заготовки под штамповку весом7,8 кг до температуры 1200 °С потребовалось около 5 минут, то для нагрева слитка весом 7,8 т, предназначенного для обжима на блюминге, – 8,5 часов.

В электронагревательных устройствах теплота выделяется в самой заготовке либо при пропускании через нее тока в контактных устройствах, либо при возбуждении в ней вихревых токов – в индукционных устройствах. Для нагрева перед обработкой давлением заготовки 1 пропускают через многовитковый индуктор 2 (рис. 10.7а). Заготовки перемещают внутри индуктора со скоростью v.

220

Рис. 10.7. Схемы электронагревательных устройств: а – индукционного; б – контактного: 1 – заготовки, 2 – многовитковый индуктор, 3 – медные контакты

Задача определения температуры в круглой движущейся заготовке– осесимметричная. Однако ее можно привести к ранее рассмотренной задаче о температуре в полуплоскости от равномерно распределенного быстродвижущегося источника тепла.

q(0, l )=	2IUh		vl	,	(10.4)
	CV pDlv
			w

где IU – электрическая мощность индуктора, h – КПД, D – диаметр заготовок, l – длина индуктора (вдоль скорости движения заготовок).

Для нагрева заготовок до заданной температуры(Тс – Т0) должны быть выполнены следующие условия:

IUh = pR	2vC	(T	- T ), q(0,l )< q	max	.	(10.5)
	V	c	0

При электроконтактном нагреве (рис. 10.7б) концы заготовки 1 зажимают между медными контактами 3, к которым подводится большой ток I.

Электронагрев обладает целым рядом преимуществ: более высокой производительностью нагрева, почти полным отсутствием окалины, удобством автоматизации. Теплота выделяется не только на поверхности заготовки, но и в глубине ее.

При индукционном нагреве толщина слоя, в котором происходит выделение теплоты, зависит от частоты тока. Поэтому с увеличением диаметра нагреваемых заготовок частоту тока уменьшают (от 8 000 Гц для заготовок малых диаметров до 50 Гц для заготовок диаметром 180 мм). Однако при применении электрических методов нагрева заготовок труднее регулировать заданную температуру заготовок, в связи с чем необходимо тщательно согласовывать применяемые мощности нагревателей и время нагрева (скорости перемещения заготовок).

221

Рациональные температуры нагрева различных материалов определяются на основании опытных или теоретических данных с учетом диаграмм состояния сплавов.

Пережог металла может произойти при температурах, близких к температуре плавления. Он проявляется в окислении границ между зернами и появлении хрупкой пленки, вызывающей потерю пластичности. Пережог не подлежит исправлению, такой металл отправляется в переплавку.

Перегрев металла происходит при несколько более низких температурах, чем пережог. Перегрев проявляется в чрезмерном росте размеров аустенитных зерен при первичной кристаллизации и как следствие в крупнозернистой вторичной кристаллизации (феррит и перлит или перлит

ицементит). Это приводит к снижению механических характеристик. Последствия перегрева в большинстве случаев удается устранить с помощью термообработки, однако это сопряжено со значительными трудностями и дополнительными затратами.

При большом времени нагрева увеличивается окисление поверхности металла, в результате чего образуется окалина– слой, состоящий из оксидов железа: Fe2О3, Fe3O4, FeO. Кроме того, происходит обезуглероживание поверхностного слоя металла. Толщина обезуглероженного слоя в отдельных случаях достигает 1,5–2 мм. Для уменьшения окисления заготовки нагрев следует производить в нейтральной или восстановительной атмосфере.

10.3.Прокатка: схемы процесса, продукция, оборудование

иинструмент

Прокатка представляет собой механическую обработку металлов путем обжатия между вращающимися валками прокатного стана с целью уменьшения сечения прокатываемого слитка или заготовки и придания им заданной формы (профиля).

Прокатке подвергают до 90 % всей выплавляемой стали и большую часть цветных металлов. По расположению валков различают прокатку продольную, поперечную или винтовую (рис. 10.8).

222

Рис. 10.8. Схемы продольной (а), поперечной (б) и винтовой (в) прокатки: 1 – заготовка; 2, 3 – валки

При поперечной прокатке металлу придаётся вращательное движение относительно его оси и, следовательно, он обрабатывается в поперечном направлении. При винтовой прокатке вследствие косого расположения валков металлу, кроме вращательного, придаётся ещё поступательное движение в направлении его оси.

Наиболее распространенным в практике является процесс продольной прокатки металла между двумя принудительно вращающимися валками

(рис. 10.8а).

Основная часть проката (заготовка, сортовой и листовой металл, трубы, шары и т. д.) производится горячей прокаткой. Холодная прокатка применяется главным образом для производства листов и ленты толщиной менее 6 мм, прецизионных сортовых профилей и труб.

Все типы машиностроительных профилей, получаемых прокаткой, можно разделить на пять групп: сортовые профили простой геометрической формы (квадрат, круг, шестигранник, прямоугольник) и фасонные (швеллер, рельс, тавр и т.д.); листовой металл; трубы; специальные виды проката (колеса, шары, бандажи и др.); профили, имеющие периодически изменяющиеся форму и площадь поперечного сечения вдоль оси заготов-

ки (рис. 10.8).

223

Рис. 10.9. Примеры профилей сортового проката

Прокатка металла осуществляется с помощью системы машин и агрегатов, называемой прокатным станом (рис. 10.10).

Рис. 10.10. Схема устройства прокатного стана: 1– электродвигатель, 2 – упругая муфта, 3 – редуктор, 4 – главная муфта, 5 – шестеренная клеть, 6 – шпиндели, 7 – рабочие валки

Основной частью прокатного стана является рабочая клеть. В подшипниках станины рабочей клети вращаются рабочие валки7. Подшипники верхнего валка могут перемещаться специальным нажимным -уст ройством для изменения расстояния между валками и регулирования взаимного расположения их осей. Вращение валкам передается от электродвигателя 1 через упругую муфту 2, редуктор 3, главную муфту 4, шестеренную клеть 5 и шпиндели 6. Для соединения шпинделей с прокатными валками рабочей клети и валами шестеренной клети служат соединительные трефовые муфты.

По назначению прокатные станы подразделяют на 5 типов: 1) обжимные и заготовочные (блюминги, слябинги, заготовочные сортовые, трубозаготовочные); 2) сортовые (рельсобалочные, крупно-, средне- и мелкосортовые, проволочные); 3) листовые; 4) трубопрокатные; 5) специальные.

224

Блюминг – это высокопроизводительный прокатный стан для обжатия стальных заготовок большого сечения массой от 1 до 12 т в стальные заготовки квадратного сечения со стороной свыше140 мм, предназначенные для дальнейшей прокатки. Производительность блюмингов – около 2 млн. т в год или около 400 т/час.

Стальные заготовки прямоугольного сечения шириной 400от до 2500 мм и толщиной от 75 до 600 мм, предназначенные для последующего листового проката, называют слябами, а прокатные станы для переработки крупных стальных слитков в слябы – слябингами.

Инструментом для прокатки являются валки (рис. 10.10).

Рис. 10.11. Прокатные валки: а – гладкий валок для листа; б – ручьевой валок для сортового проката: 1 – бочка, 2 – шейки, 3 – трефы

Прокатный валок имеет рабочую часть1, называемую бочкой, шейки 2, опирающиеся на подшипники станины клети, и трефы 3 для передачи крутящего момента. Бочка валка может быть гладкой(рис. 10.11,а) (для прокатки листов) или ручьевой (рис. 10.11,б) (для получения сортового проката).

Ручьем называют кольцевой вырез на боковой поверхности валка. Ручьи верхнего и нижнего валка образуют калибры(рис. 10.11,б). Калибр называют открытым, если линия раздела проходит по оси симметрии, параллельной оси валков, и закрытым, если линия раздела является ломанной и смещенной на одну из границ калибра.

Кроме рабочих валков, непосредственно осуществляющих деформацию металла, в прокатных станах часто используются также опорные валки. Это позволяет применять рабочие валки меньшего диаметра, благодаря чему снижается усилие деформирования.

10.4. Деформации при прокатке

225

При продольной прокатке одновременно пластической деформации подвергается только та часть металла, которая находится в очаге дефор-

мации (рис. 10.12).

Рис. 10.12. Схема деформации прямоугольной координатной сетки в плоскости xz при прохождении металла через очаг деформации АВВ1А1 при продольной прокатке

Отношение длин заготовки после и до деформации (или отношение площадей поперечного сечения до и после деформации) называют вытяж-

кой:

l =	l	=	F0	.	(10.6)

l0 F

Вытяжка обычно составляет около 1,1–1,6 за 1 проход, но иногда и больше.

В качестве характеристик линейной деформации применяют:

относительное обжатие e Z

= eh =

h1 - h0

=

Dh

,

h0

h0

относительное удлинение e x = el =

l1 - l0

=

Dl

,

l0

l0

и относительное уширение e y = eb =

b1 - b0

=

Db

.

b0

b0

При прокатке широких полос прямоугольного сечения уширение не-

значительно (e y = 0, exy = e yx,

e yz = ezy ). В этом случае деформация мо-

жет считаться плоской. При этом относительное удлинение и относительное обжатие равны друг другу по величине и противоположны по знаку.

Относительное обжатие обычно измеряют в процентах. За 1 проход оно обычно составляет 10–60 %, а иногда и больше (до 90 %).

226

Условие неизменности объема при пластической деформации имеет

вид:

e x + e y + e z =	Dl	+	Dh	+	Db	= 0 .	(10.7)
	l0 h0 b0

При вычислении работы и сил деформирования используют истинные (логарифмические) деформации:

h1	dh		h
		1
eZи = ò		= ln		.	(10.8)
	h		h
h0		0

Кроме линейных деформаций при прокатке имеют место и сдвиговые

деформации: exz = ezx , exy = e yx , e yz = ezy.

Определение сдвиговых компонентов тензора деформации может быть осуществлено путем анализа искажения в процессе прокатки коор - динатных сеток, нанесенных на поверхности деформируемых заготовок

(рис. 10.13).

Рис. 10.13. Схематизация деформации при прокатке: а ‒ линейные деформации, б ‒ деформации неоднородного сдвига

Аппроксимируя искаженные линии координатной сетки параболами типа:

	æ	z	ö2
	x - D = -Dç		÷	,	(10.9)
	ç h		÷
	è	1	ø

запишем для перемещения U x (z ):

			æ	z	ö2
	U	x	(z )= Dç		÷ .	(10.10)
			ç h		÷
			è	1	ø

Вычислим компоненты неоднородного сдвига:

	e xz = e zx =	дU x	=	2D z			.	(10.11)
		дz		h1 h1

Пренебрегая уширением, запишем тензор деформации в виде:

227

æ

æ

h1

ö

D

ö

ç

- lnç

÷

0 8

z ÷

2

ç

ç h

÷

÷

è

0

ø

h

T = ç

0

0

1

÷ .

(10.12)

0

ç

D

æ

ö

÷

ç

÷

z

ç h1

÷

ç

8

0

lnç

÷

÷

h

2

h

è

è 0

ø

ø

1

Вычислим интенсивность деформации:

2

3

ei =

(ex -ey )2 + ey(-ez )2 +(ez -ex )2 +

(gxy2 +g yz2 +gzx2 )=

3

2

2

2

æ

ö

æ

2D

ö2

ln

ç h1

÷

ç

z

÷

=

ç

÷ +

.

(10.13)

ç h

2

÷

3

è h0

ø

è

1

ø

Для вычисления работы деформации используют средние значения

интенсивности деформации по сечению:

2 h1

2

ei,ср =

òei dz .

(10.14)

h

1

0

В рассматриваемом примере прокатки широкой полосы прямоуголь-

ного сечения:

4

h1

2

2

h1

æ

ö2

ç 2D

÷

ei,ср

=

ò

ln

+

ç

Z

÷

dz .

(10.15)

h1

h0

2

3

0

è h1

ø

Среднюю интенсивность деформаций ei, ср можно представить в ви-

де:

1

æ h

ö

æ h

ö

3

1

æ h1 ö

4

2

e zx ç

1

÷ +

ei ç

1

÷

4

2

2

2

e zu

ln

è

ø

è

ø

ei, ср

=

ei ç

÷

+

.

(10.16)

2

2

æ h

e

3

ö

è

ø

e zx ç

1

÷

zu

2

è

ø

При отсутствии сведений об искажении координатной сетки, а также для упрощения на практике зачастую для оценки деформации ограничиваются вычислением истинного обжатия, вводя эмпирические коэффициенты К, учитывающие сдвиги:

ei, ср = Ke z,и = К ln h0 , где K = 1,15. h1

В частности при h0 h1 = 1,5 (например, при h1 = 0,1 м, h0 = 0,04 м ) e z,и =0,4 и ei, ср = 0,47.

228

Используя относительное обжатие, оценивают скорость деформации при прокатке:

e& =	v1		h0 - h1	с-1,	(10.17)
	L h0

где v1 - скорость выхода металла из валков, м/с, L – горизонтальная проекция дуги захвата, м:

L =	D	sin a,	(10.18)
2

где D – диаметр рабочего валка, a – угол захвата.

При прокатке в зависимости от условий деформирования скорости деформации могут изменяться в широких пределах: от 0,1 до 1000 с–1.

10.5. Мощность и усилия деформирования при прокатке

Условие захвата металла валками. Для осуществления захвата ме-

талла валками необходимо, чтобы проекция Rx равнодействующей силы

R на ось х была направлена в сторону движения заготовки. Для этого необходимо, чтобы тангенс угла захвата был меньше отношения коэффициента трения m:

tga < m =	T	= tgh.	(10.19)
	N

Если угол захвата a существенно меньше угла трения, то увеличивается число необходимых проходов, ухудшаются экономические показатели. В связи с этим равнодействующая сил должна быть направлена близко к плоскости, проходящей через оси валков, т. е. почти вертикально

(рис. 10.14).

229

Рис. 10.14. Схема сил, характеризующая условие захвата заготовки при продольной прокатке

По производственным данным максимальный допускаемый угол -за хвата при прокатке блюмов и сортового металла в калибрах может достигать 30–32°, при горячей прокатке листов на гладких валках – 20–24°, при холодной прокатке тонких листов – 3–6°. Стационарный процесс прокатки можно осуществлять при угле захвата примерно вдвое больше, чем при начальных условиях.

Улучшение условий захвата при прокатке обеспечивается: при черновых обжимных операциях прокатки наплавкой сварных валиков для -по вышения коэффициента трения; применением слитков пирамидальной формы (в виде клина) – для уменьшения углов захвата в начальный момент прокатки; увеличением диаметра валков.

Удельная работа деформации определяется фактическими значениями предела текучести деформируемого металла и величиной средней интенсивности деформации:

AW	=	1	òòòsieidV » sT ei,ср .	(10.20)
	V		V

На фактический предел текучести σТ при горячей прокатке оказывают влияние температура и скорость деформации. Так, например, при изменении скорости деформации углеродистой стали при температуре 1000 °С от 0,1 до 150 1/с предел текучести (см. рис. 10.2) деформируемого металла возрастает от 55 до 170 МПа, т. е. примерно в 3 раза.

Для углеродистых сталей при горячей прокатке предел текучести находится в пределах 100–300 МПа, при холодной прокатке 800–1500 МПа.

При допущениях о постоянстве предела текучести удельная работа деформации может быть вычислена как произведение средних значений предела текучести и интенсивности деформации.

Зная удельную работу деформации, легко определить эффективную мощность прокатки:

Ne = AW h1b1v1.

(10.21)

Равнодействующие усилия на валки при наиболее распространённых условиях прокатки направлены почти параллельно линии, соединяющей оси валков, т. е. вертикально (рис. 10.15).

230

Рис. 10.15. Схема сил, действующих на валки при прокатке

Сила трения F, условно приложенная в середине дуги контакта может быть определена по формуле

F =		N	e	=		2М кр	.	(10.22)
						D
		2v1
Соответственно, равнодействующая сила Р, действующая на валок,
будет равна:
Р =		F			.			(10.23)
	sin a

Усилие на валок при прокатке стальной проволоки, узких стальных полос составляет около200–1000 кН, а при прокатке листов шириной 2–2,5 м доходит до 30–60 Мн. Момент, необходимый для вращения обоих валков при прокатке стальной проволоки и мелких сортовых профилей, составляет 40–80 кНм , а при прокатке слябов и широких листов достигает

6000–9000 кНм .

10.6. Теплообмен и температура при горячей прокатке

В начальный момент соприкосновения температура на поверхности контакта валка с заготовкой равна:

qк = qз + q0 .

2

Высокие контактные температуры возникают на поверхности валка только в течение того малого промежутка времени, когда этот участок поверхности контактирует с нагретой заготовкой. При соприкосновении хо-

231

лодного прокатного валка, имеющего начальную температуру q0 , с нагретой до температуры q3 заготовкой тепло из заготовки интенсивно поступает в валок и нагревает его (рис. 10.16) .

Рис. 10.16. Схема к определению контактной температуры и тепловых потоков в валки

Оценим относительное уменьшение температуры за промежуток времени, в течение которого контакт участка поверхности валка с заготовкой отсутствует.

Пусть повышение температуры Dqк на участке поверхности контакта валка с заготовкой

lk =	pDa	.	(10.24)
360

создается от некоторого равномерно распределенного источника тепла с плотностью теплового потока q:

Dqk =	2	q		Sb		vlk	Тпл .	(10.25)
				CV Тпл
		p
						w

Соответственно, средняя плотность теплового потока равномерно распределенного источника тепла, необходимая для достижения температуры Dqk , будет:

q =	p		СV Тпл		w		Dqk	.	(10.26)
	2 Sb				vlk
							Тпл

Температуру за пределами участка lk вычислим, суммируя температуры от равномерного источника плотностью, продленного за пределы участка lk и стока тепла той же плотности, действующего за пределами участка lk :

232

q(y )= Dq	é		y		-		y	-1	ù .	(10.27)
	k ê
			lk				ú
	ë						lk û

В частности, для рассматриваемого примера (α = 30º) в конце первого оборота температура поверхности валка снизится до величины:

( 12 - 11)Dqk = 0,147Dqk .

(10.28)

Т. е., если температура в контакте равна 500 °С, то после первого оборота перед входом в контакт с заготовкой она снизится до 73,5 °С. Это вызовет дополнительное повышение контактной температуры примерно на 37 °С. Еще через оборот валка остаточная поверхностная температура, вызванная первым контактом, снизится до величины:

(24 - 23 )Dqk = 0,1Dqk ,

однако появится повышение температуры от следующего контакта и суммарное повышение температуры от подогрева валка на втором обороте будет:

((12 - 11) + (24 - 23))Dqk = 0,247Dqk =123 °С

и т. д.

Колебания контактной температуры в рассматриваемом примере происходят с амплитудой около 400 °С и с частотой около 0,6 Гц (рис. 10.17). Вследствие этого на поверхности валка возникают температурные напряжения, под действием которых появляются трещины.

Рис. 10.16. Схема колебаний температуры поверхности валка

При непрерывной прокатке заготовки контактная температура увеличивается рис. 10.18.

233

°С	1200				Начальная температура
	1000
Температура,
	800				валка
					Температура заготовки
	600
	400				Контактная
	200
					температура
	0
	1	2	3	4	5
	Число оборотов валка

Рис. 10.18. Примерное изменение начальной температуры валка и контактной температуры с ростом числа оборотов валка при прокате одной заготовки

Повышение контактной температуры вследствие нагрева валков от прокатываемых заготовок представляет большую проблему. При повышенных контактных температурах валки быстрее изнашиваются и деформируются. Таким образом, после проката заготовки и нескольких следующих друг за другом оборотов валка в контакте с заготовкой необходимо делать небольшой перерыв для выравнивания температуры.

С ростом количества прокатанных заготовок температура валка увеличивается (рис. 10.19).

В связи с очень большими значениями плотностей тепловых потоков, поступающих в валки, и значительно меньшими возможностями отвода тепла от валков, охлаждаются прокатные валки значительно медленнее, чем нагреваются.

	1200				Начальная температура
°С	1000
	800				валка
Температура,
					Температура заготовки
	600
	400				Контактная
	200
					температура
	0
	20	40	60	80	100
	Число прокатных заготовок

Рис. 10.19. Зависимость контактной температуры от числа прокатанных заготовок

Одним из основных факторов, способствующих меньшему нагреву валков при горячей прокатке, является увеличение скорости прокатки. С ростом скорости прокатки уменьшается количество теплоты, поступающей в валок от каждой прокатанной заготовки. Этим можно объяснить применение весьма высоких скоростей прокатки, несмотря на то, что для

234

увеличения скорости прокатки необходимо увеличивать мощность электропривода прокатного стана.

11.ВОЛОЧЕНИЕ И ПРЕССОВАНИЕ

11.1.Волочение: схема процесса, продукция, оборудование и инструмент

При волочении заготовка протягивается через соответствующее -от верстие в волочильном инструменте (волоке, фильере). При этом площадь поперечного сечения исходной заготовки уменьшается, а длина увеличивается (рис. 11.1).

Рис. 11.1. Схема волочения проволоки (а), трубы (б): 1 – деформируемая заготовка, 2 – волока, 3 – оправка

Волочением обрабатывают стали, медь и ее сплавы, алюминий и его сплавы, а так же другие сплавы в холодном состоянии.

Волочение широко применяется для производства: проволоки от 0,1 до 8 мм в диаметре; калиброванного металла и точного фасонного профиля; труб повышенной точности от малых диаметров(капилляров) до 200 мм в диаметре, стальных калиброванных прутков диаметром от3 до

150 мм.

Благодаря неразъемному инструменту(фильере, волоке) (рис. 11.2), волочение обеспечивает более высокую точность размеров, чем прокатка: стальная проволока диаметром 1–1,6 мм имеет допуск на диаметр 0,02 мм.

235

Рис. 11.2. Фильера (волока)

Волоки изготовляют из углеродистых и легированных инструментальных сталей (У8А….У12, ШХ15, Х12М и др.); вольфрамокобальтовых твердых сплавов (ВК2, ВК3, ВК6, ВК8); из технических сортов алмазов (волоки малого диаметра).

Угол деформирующего конуса назначается с учетом материала и профиля: α = 3–9º – при волочении сплошных профилей и α = 5–12º – при деформировании труб;

Отношение диаметров малоуглеродистой стальной проволоки до и после волочения относительно невелико и находится в пределах1,1–1,3. Однако при этом вследствие малых углов a длина деформирующего кону-

са примерно на порядок больше разности радиусов проволоки до и после волочения.

Ширина калибрующего пояска во избежание повышения температуры и сил назначается небольшой (около 0,5–1,0 мм). Для уменьшения трения, износа и повышения качества поверхности цилиндрическая поверхность калибрующего пояска полируется.

Машины, служащие для обработки металлов волочением, называются

волочильными станами.

Волочильные станы состоят из двух основных элементов: матрицы, называемой фильерой (или волокой), и тянущего устройства.

По способу осуществления тянущего усилия волочильные станы могут быть: 1) с прямолинейным движением(цепные, рис. 11.3, реечные, винтовые) и 2) с наматыванием обрабатываемого металла(барабанные)

(рис. 11.4).

236

Рис. 11.3. Схема цепного волочильного стана: 1 – заготовка, 2 – волока, 3 – клещи, 4 – волочильная каретка, 5 – крюк, 6 – цепь, 7 – ведущая звездочка, 8 – станина, 9 – электродвигатель

Станы с прямолинейным движением применяются для волочения прутков, труб и прочих изделий, не подвергаемых сматыванию в бунты. В цепных волочильных станах, применяемых для волочения прутков, профилей и труб длиной8–10 м, усилие создается бесконечной шарнирной цепью 6, за звенья которой зацепляется крюк5 волочильной каретки 4. Каретка имеет самозахватывающие клещи 3, с помощью которых заготовка 1 протягивается сквозь волоку 2, прикрепленную к кронштейну станины 8; каретка передвигается по направляющим станины8. Двигаясь вместе с цепью, каретка увлекает за собой захваченный клещами пруток.

Шарнирная цепь получает движение от электродвигателя с редуктором через ведущую звездочку.

Цепные волочильные станы изготавливаются с усилием тяги5–500 кН, что позволяет протягивать прутки начальным диаметром до150 мм и трубы диаметром до 200 мм. Скорость волочения на них может быть от 0,1 до 1,25 м/с, а число одновременно протягиваемых прутков до 10.

В барабанных станах(рис. 11.4) усилие волочения создается вращающим барабаном, на котором с помощью клещевого захвата закрепляется конец протягиваемой проволоки.

Эти станы применяются обычно для волочения длинной проволоки диаметром 0,02–6 мм и прутков диаметром до16 мм, наматываемых в бунты на ведущий барабан. Такие станы могут иметь один барабан для однократного волочения проволоки через одну матрицу, или несколько последовательно расположенных барабанов и матриц для многократного волочения.

237

Рис. 11.4. Схема барабанного волочильного стана: 1, 3 – барабаны, 2 – волока, 4 – редуктор

В станах многократного волочения проволока наматывается полностью на последний барабан, а на промежуточные барабаны наматывается лишь несколько витков проволоки, которая одновременно сматывается с одной части барабана и наматывается на другую его часть. Диаметры барабанов обычно находятся в пределах150–1000 мм. Скорость волочения проволоки на барабанных волочильных станах в зависимости от диаметра и материала проволоки может быть в пределах от 1,5 до 40 м/с.

11.2. Деформации и напряжения при волочении

При волочении круглого прутка (или проволоки) площадь поперечного сечения прутка уменьшается, а длина увеличивается (рис. 11.5).

238

Рис. 11.5. Эскиз отрезка круглой составной заготовки с координатной сеткой до (а) и после (б) волочения.

Отношение длин или площадей поперечного сеченияl называют вытяжкой металла.

2l = pr

2l

l

æ

R ö

2

F

p R

, или l =

1

= ç

÷

=

0

.

(11.1)

0

1

l0

è r ø

F1

Линейную

деформацию ez

называют относительным

удлинением

или обжатием (обычно указывают в процентах):

	e z	=	l1 - l0	= l -1 =	F0	-1 =	l1	-1.	(11.2)
			l0		F1		l0

Для вычисления работы и усилий целесообразно применять истинные, то есть интегральные характеристики деформации:

Линейные характеристики деформации дают представление лишь об изменении формы деформируемого при волочении металла: изменении длины и площади поперечного сечения. Фактически под действием сил, действующих в области деформирующей конической поверхности фильера, периферийные слои цилиндрического образца получают большие деформации неоднородного сдвига, чем слои, расположенные вблизи оси. При этом координатная сетка, нанесенная на диаметральную плоскость образца, искажается: вертикальные линии сетки остаются параллельными

оси Z, а горизонтальные из прямых линий преобразуются в параболы

(рис. 11.6).

Рис. 11.6. Схемы деформации растяжения (а) и осесимметричного сдвига (б) при волочении

Линейная компонента e zu определена формулой:

239

l	¶l		l		l0 - Dl		æ		Dl	ö
							ç			÷
eZи = ò	l	= ln l		= ln				- l			(11.3)
					l	0	= lnç1			÷.
l0		0					è	0		ø

Остальные линейные компоненты тензора деформации определятся из условий неизменности объема деформации и условия симметрии(осесимметричности) деформации:

2er + e zu = 0, e x = e y = er	= - ln	R	.
		r

Деформации неоднородного осесимметричного сдвига определяются путем дифференцирования перемещений UZ(ρ):

æ r ö

2

1

дU z (r)

D r

U z (r )= Dç

÷

;

g r = ezr =

=

.

(11.4)

2

дr

r r

è

r ø

Комплексной характеристикой деформации является интенсивность деформаций ei . Для вычисления интенсивности деформаций результирующее деформированное состояние заготовки после волочения представим как сумму растяжения и неоднородного осесимметричного сдвига.

Тензор деформации образца круглого профиля при волочении имеет

вид:

	æ	-	1			ln	R		0
	ç
			2					r
	ç									1				R
T	= ç					0			-				ln
														r
S	ç								2
	ç		1		g zr						1		g zr
	ç
			2						2
	è

	1		g zr		ö
					÷
	2
					÷
	1				÷	(11.5)
			g zr		.
	2
					÷
	2 ln			R	÷
					÷
				r
					ø

Соответственно, интенсивность деформаций при волочении равна:

ei =

æ

R ö2

+

16

éD r ù2

=

2

16

2

(11.6)

4çln

÷

3

ê

ú

ezu +

3

ezr .

è

r ø

ë r

r û

Наибольшие

деформации

имеют

место вблизи

поверхности

прутка

(рис. 11.7).

Интенсивность деформаций

1

0,75

0,5

Обжатие 0,365

Обжатие 0,19

0,25

0

0,1

0,2

0,3

0,4

Деформация сдвига

240

Рис. 11.7. Зависимость интенсивности деформации на поверхности прутка (при r = r) от деформации сдвига e Zr (r ) = D r

Скорости деформации при волочении изменяются в широком интервале в зависимости от диаметра проволоки, величины обжатия, длины деформирующего конуса фильера, скорости волочения:

e& »	v	ei .	(11.7)
	l

Скорость волочения может быть от 40 м/с до 0,1 м/с.

При скорости волочения40 м/с, длине деформирующего конуса 0,04 мм время прохождения частицы металла через очаг деформации будет около 10–6 с. Соответственно при деформации ei » 0,5 скорости деформации будут порядка105–106 с–1. При волочении прутков или труб больших диаметров при скорости волочения 0,1–0,2 м/с и длине деформирующего конуса 4 мм скорости деформации будут порядка 102–103 с–1.

При холодном деформировании действительный предел прочности при растяжении Sb увеличивается с ростом деформации(рис. 11.8) и с ростом скорости деформации, особенно при повышенных гомологических температурах. Таким образом, на поверхности прутка или проволоки упрочнение металла может привести к повышению прочностных характеристик в 1,5–2,0 раза.

Действительныйпредел		2500
	прочности, МПа	2000
		1500
		1000
		500
		0
		0	0,2	0,4	0,6	0,8
				Деформация

Углеродистая стальная проволока 0,09% С

Углеродистая стальная проволока 0,07% С

Железо Армко 0,02 % С

Рис. 11.8. Действительный предел прочности углеродистой проволоки в зависимости от обжатия

Зависимость предела текучестиsT от деформации ei может быть представлена в виде следующей степенной функции:

æ e		i	öm
ç			÷	Ke ,	(11.8)
sT = Sb0 ç		0	÷
è e			ø

241

где e0 , Sb0 – конкретные значения деформации и действительного предела

	æ	e&	ö	KDT ¢
прочности при растяжении,	ç		÷	– коэффициент динамичности,
	Ke = ç		÷
	èe&0		ø

учитывающий влияние скорости деформации на предел текучести.

Влияние скорости деформации на предел текучести при волочении стальных прутков или труб большого диаметра несущественно и его можно не учитывать. Однако при волочении тонкой стальной проволоки коэффициент динамичности возрастает до значенийKe »1,1–1,3, которые целесообразно учитывать. Еще более возрастает коэффициент динамичности при волочении медной и алюминиевой проволоки( Ke »1,6–2,0). Это связано не только с более высокими скоростями волочения, но и с более

низкими абсолютными температурами плавления меди и алюминия, и следовательно, с более высокими гомологическими температурами DÒ¢.

Касательные напряжения на поверхности конуса деформирования и на цилиндрической поверхности калибрующей части фильера не могут превосходить предела текучести на сдвиг упрочненного материала:

tT £ 1 s max » ms max . 3 T T

Т. е. при отсутствии смазки коэффициент трения определяется соотношением между касательным и нормальным пределами текучести, вытекающим из условия пластичности: m = 0,577.

Применение смазок позволяет существенно снизить коэффициент трения. Для волочения применяют как жидкие(водные эмульсии масел и мыл), так и порошкообразные (графит, парафин, мыльный порошок) смазки, обладающие высокой прочностью и адгезионной (схватывающей) способностью с трущимися металлами.

11.3. Работа, мощность и усилия при волочении

Удельная работа деформации в элементарном объеме с координатами j, r, z может быть вычислена как произведение интенсивности деформаций на интенсивность напряжений

AW (j, r, z) = siei .

Удельная работа при холодной деформации значительно больше, чем при горячей. Это связано с более высокими значениями предела текучести при холодной деформации.

Неоднородность деформации по объему заготовки вызывает и неоднородность интенсивности напряжений, которую также нельзя считать

242

постоянной по всему деформированному объему. Так, например, при волочении углеродистой проволоки (C = 0,9 %) удельная работа вблизи оси проволоки при деформации ei = 0,2 и пределе текучести 1500 МПа равна 300 МПа, а на поверхности приei = 0,6 и пределе текучести2000 МПа равна 1200 МПа, т. е. в 4 раза больше.

Средняя удельная работа при волочении зависит и от изменяющейся интенсивности деформаций и от изменяющейся по объему интенсивности напряжений.

AW ,ср =	1	Vòòò	siei r dr dj dZ =	3 Sb0 Ke				eim+3 - e zmи+3		(11.9)
	V0			16		e0m (m + 3)		e z2r (r )
		0						.

Мощность деформирования при волочении определим как произведение средней удельной работы на объем металла, проходящий через очаг деформации за единицу времени:

Nд = AwCP ×pr 2v ×10-3.

(11.10)

Часть мощности необходимо затрачивать на преодоление сил трения, возникающих в деформирующем конусе и на цилиндрическом калибрующем участке (рис. 11.9)

Рис. 11.9. Схема сил, действующих на проволоку в фильере при волочении

На цилиндрическом калибрующем участке сила трения равна:

F	= ms max pdh.	(10.11)
k	T

Подставляя в (6.61) вместо площади поверхности цилиндрического пояска площадь поверхности усеченного конуса (рис.14.9), получим:

F	= ms max p	éR2	- r 2 + rl +	r	(R - r )ù.	(11.12)
д	T	ê		sin a	ú
		ë			û

243

Мощность, затрачиваемая на преодоление трения, будет:

	Nтр =	msTmax p	é	2 - r	2 + rl +	r	(R - r )+ hd	ù	×10-3 v,	(11.13)
			êR					ú
						sin a
			ë					û

где sTmax – максимальный предел текучести на поверхности проволоки с учетом упрочнения, в МПа, d – диаметр проволоки, h – длина калибрующего пояска, в мм, m – коэффициент трения.

Суммарная эффективная мощность, необходимая на преодоление трения и на деформацию равна:

Ne = Nд + Nтр

+msTmax p éêR2

ë

=AW ,ср ×p

-r 2 + rl +

r 2v ×10-3 +

	r	ù
		(R - r )+ dhú	×10-3 v.	(11.14)
	sin a
		û

Силу волочения вычислим как отношение мощности деформирования к скорости волочения, т. е.

Pв = AW ,ср × p r 2 ×10-3

+ msTmax p éêR2 - r 2 + rl +

ë

+

	r	ù
		(R - r )+ dhú	×10-3.	(11.15)
	sin a
		û

Для практических расчетов возможно применение упрощенных формул, например:

P = F ln	F1	s	ТС	[1 + mctga],	(11.16)
1	F0

где sТС – средняя величина предела текучести материала.

Из условий отсутствия пластических деформаций изделия вне очага деформации и прочности проволоки(или прутка, трубы) сила волочения не должна создавать в проволоке нормальных напряжений, близких к пределу текучести деформированного металла.

s =	Рвол	< sT » (0,5 - 0,7)sТ .	(11.17)
	F1

11.4. Температура при волочении

Температура протягиваемого материала при волочении определяется двумя источниками теплоты: неравномерно распределенной работой деформации и поверхностным трением материала на деформирующем и калибрующем участках.

Температура деформации в начальный момент тепловыделения -мо жет быть определена делением удельной работы на удельную объемную теплоемкость:

244

qд =	АW	=	siei	.	(11.18)
	СV
			СV

В последующие моменты эта температура выравнивается и приближается к средней (рис. 11.10).

Температура

деформации

500

400

300

200

100

0

0,2

0,4

0,6

Деформация

Углеродистая сталь 0,09% С

Железо Армко 0,02% С

Средняя температура (0,09% С)

Средняя температура (0,02% С)

Рис. 11.10. Влияние деформации и механических свойств стали с различным содержанием углерода на температуру деформации

Температура от трения может быть вычислена с помощью рассмотренного выше решения о температуре от равномерного быстродвижущегося источника тепла:

		2		ms max
q(l + h)=							v(l + h)
				T				.	(11.19)
				CV			w
		3p
В частности,				при μ =			0,1, σТmax =		1500 МПа, СV = 5 МДж/(м3К),
v = 0,5 м/с, (l+h) = 0,01 м, ω = 8·10–6									м2/с температура равна θ(l+h) =
500°С.
Таким образом, с учетом средней									температуры деформации макси-

мальная температура поверхности проволоки в рассматриваемом примере при выходе проволоки из фильеры равна850 °С. Средняя температура контактной поверхности фильеры с проволокой существенно ниже. Такие

температуры примерно соответствуют теплостойкости применяемых вольфрамокобальтовых твердых сплавов.

При волочении медной или алюминиевой проволоки механические характеристики ниже, а теплофизические характеристики значительно выше. Поэтому теплостойкость твердосплавных фильер допускает применение значительно более высоких скоростей волочения. С уменьшением диаметра проволоки значительно уменьшаются длины деформирующего конуса и калибрующего пояска, что также способствует уменьшению температуры или допускает применение более высоких скоростей волочения. Это и наблюдается на практике.

245

При многократном волочении последовательная деформация приводит к повышению температуры деформации. Кроме того, для натяжения проволоки в некоторых конструкциях волочильных станов предусматривается ее проскальзывание относительно поверхности барабана, что также вызывает ее дополнительный нагрев. Поэтому при работе с большими скоростями и многократном волочении требуется интенсивное охлаждение проволоки. Охлаждение проволоки осуществляется эмульсией, а барабанов – водой. При волочении высокоуглеродистой и легированной стальной проволоки применяется воздушное охлаждение проволоки.

11.5. Прессование: схемы процесса, продукция, инструмент

Прессование это процесс придания металлу формы путем выдавливания его из замкнутого объема (контейнера) через канал, образуемый прессовым инструментом. Эту операцию называют также выдавливанием.

К наиболее распространенным разновидностям прессования относятся прессование с прямым истечением и прессование с обратным истечением.

Прессование с прямым истечением (прямое прессование) (рис. 11.11)

применяют для получения сплошных или полых профилей.

Металл заготовки 1, заложенной в контейнер пресса2 под воздействием сил, создаваемых движущимся в направлении стрелки пуансоном5 затекает в канал матрицы3. В результате получается заданное прессизделие 4, истекающее в процессе прессования относительно контейнера в направлении, прямо совпадающим с движением пуансона. При прямом прессовании требуется прикладывать значительно большее усилие, так как часть его затрачивается на преодоление трения при перемещении металла заготовки внутри контейнера. Пресс-остаток составляет 18–20 % от массы заготовки (в некоторых случаях до 30–40 %), но процесс характеризуется более высоким качеством поверхности и простой схемой прессования.

246

Рис. 11.11. Схема прессования с прямым истечением:

1 – слиток, 2 – контейнер, 3 – матрица, 4 – изделие, 5 – пуансон

Прессование с обратным истечением(обратное прессование) приме-

няется также при прессовании сплошных или полых профилей. В конструктивном исполнении, соответствующем схеме рисунке 11.12, выпрессованный металл заготовки 2 движется в направлении, обратном направлению движения пуансона 3 относительно контейнера 1. Важная особенность этого способа прессования– отсутствие перемещения заготовки относительно контейнера. Обратное прессование требует меньших усилий, прессостаток составляет 5–6 %. Однако меньшая деформация приводит к тому, что прессованный пруток сохраняет следы структуры литого металла.

Рис. 11.12. Схема прессования с обратным истечением:

1 – контейнер, 2 – слиток, 3 – пуансон, 4 – изделие, 5 – матрица

247

Прессование чаще всего производится при высоких гомологических температурах, то есть в условиях горячей деформации. В холодном состоянии прессуют металлы со сравнительно невысокими прочностными свойствами.

Для снижения усилия деформирования и повышения равномерности деформации по сечению прессуемого профиля при прессовании применяются смазки: при холодном прессовании – мыло и минеральные масла, а при горячем – жидкое стекло и порошкообразный графит.

Прессованием получают сложные профили различного сечения длиной до 25–35 м, прутки диаметром 5–200 мм, трубы гладкие и ребристые диаметром до 400 мм и выше при толщине стенок 1,5–8 мм.

Ктехнологическим преимуществам процесса прессования относятся: высокая пластичность прессуемого материала за счет создания условий всестороннего неравномерного сжатия; возможность получения прессованием сложных профилей; быстрота и легкость переналадки прессования с одних видов и размеров профилей на другие путем замены матриц; повышенные качество и точность профилей изделий; высокая производительность (до 5 м/мин).

Ктехнологическим недостаткам процесса прессования относятся: ограничение длины и веса заготовок; значительный расход металла из-за оставления пресс-остатков, а также увеличение технологических усилий деформирования и износа инструмента, особенно при прямом прессовании.

11.6. Деформации, работа и усилия деформирования при прессовании

Деформированное состояние заготовок круглого профиля– такое же, как и при волочении. Отличием является лишь большие по величине обжатия и сдвиговые деформации.

Интенсивность деформаций при прессовании(выдавливании), также как и при волочении круглых профилей, равна:

æ

R ö2

16 éD r ù2

2

16

2

ei =

4çln

÷

+

ê

ú

=

ezu +

ezr ,

(11.20)

3

3

è

r ø

ë r

r û

l1 dl

= ln(1 + e z )= 2 ln

R

F

l

0

1

где e zu = ò

= ln

= ln

,

l

r

F

l

0

l0

1

e zr =

дU z (r)

=

D r

.

дr

r

r

248

При вычислении удельной работы в типичных для прессования условиях горячей деформации предел текучести деформируемого материала можно считать примерно постоянным.

AW (j, r, z) = sТ ei .

(11.21)

На величину предела текучести наибольшее влияние оказывают -ис ходные механические свойства металла и температура деформирования.

Средняя удельная работа деформации должна быть вычислена с учетом изменения интенсивности деформации в зависимости от полярной координаты r.

AW ,ср =				1		òòòsiei r dr dj
				V
					0 V0
=		sT					(e 3	-e3	)= s
	æ B -		A ö2
							i	Z ,u		T
8ç					÷
		r
è			ø

2pH s

T

r

æ

R ö

2

16 é(B -

A)

ù

2

dZ =

0

ò

4çln

÷

+

ê

2

r

ú

r dr

V0

3

r

0

è

r ø

ë

û

(ei3 -eZ3 ,u )

8[ezr (r )]2 .

(11.22)

Таким образом, средняя удельная работа деформации при прессовании (выдавливании) зависит от предела текучести деформируемого материала, интенсивности деформаций, а также от угловых и линейных компонент тензора деформации.

Зная среднюю удельную работу деформации и объем металла, прессуемого в единицу времени, определим мощность, необходимую на деформирование

Nд = AW ,ср ×pR2vп .

Усилие прессования является одной из основных технологических характеристик процесса, определяющих выбор оборудования.

Сила деформирования может быть вычислена как отношение мощности деформирования на скорость перемещения пуансона.

P =	Nд	=	AW V	= A	pR2 =	sT pR2	(e 3	- e 3	).
						8[e zr (r )]2
д	vп		vп	W			i	zu

Дополнительное трение заготовки о стенки контейнера и матрицы учитывается силой трения:

249

Pтр = 2p (RhЗ + rhм )tT = 2p (RhЗ + rhм )m sT .

3

Усилие прессования непостоянно по ходу процесса: сначала, по мере заполнения всех пустот в контейнере и матрице усилие прессования растет, в начале стационарного течения оно максимально, затем несколько снижается, а в конце процесса – вновь растет.

250

12.СПОСОБЫ ОБРАБОТКИ МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ

ВМАШИНОСТРОЕНИИ

12.1.Общая характеристика операций ковки и горячей объемной штамповки

Ковка – способ обработки металлов давлением, осуществляемый с помощью кузнечного инструмента или штампов, при котором инструмент оказывает многократное, прерывистое воздействие на нагретую заготовку, в результате чего она, деформируясь, постепенно приобретает заданные форму и размеры.

Ковку обычно применяют в мелкосерийном или единичном производствах, а также для изготовления крупных поковок.

Ковка может быть свободной или в подкладных штампах, ручной или машинной, осуществляемой на паровоздушных молотах или на ковочных гидравлических прессах.

При ручной ковке применяют наковальни, большие и малые молотки (кувалды и ручники), клещи для захвата и поддержания заготовки, бородки, зубила, подбойники, обжимки (рис. 12.1а), при машинной – бойки, обжимки, раскатки, пережимки, патроны (рис. 12.1б).

Рис. 12.1. Инструмент для ручной (а) и машинной ковки (б)

Основные операции ковки: осадка, высадка, протяжка, прошивка, отрубка, гибка и др.

Осадкой называют такую технологическую операцию обработки давлением, при которой уменьшается высота исходной заготовки при одновременном увеличении площади ее поперечного сечения (рис. 12.2).

251

Рис. 12.2. Операция осадки цилиндрического образца

Для устойчивости при осадке цилиндрических заготовок высота заготовки должна быть не более двух с половиной ее диаметров: h0 < 2,5 d .

Высадка является разновидностью осадки. При этом металл осаживают лишь на части длины заготовки (рис. 12.3а).

Прошивка – операция получения полостей за счет вытеснения металла (рис. 12.3 б). Инструментом для прошивки служат прошивни.

Рис. 12.3. Схемы операций высадки (а) и двусторонней прошивки (б)

Горячая объемная штамповка – это вид обработки металлов давлением, при котором формообразование поковки из нагретой заготовки осуществляют с помощью специального инструмента – штампа.

При штамповке течение металла ограничивается поверхностями полостей или выступов в отдельных частях штампа. В конечный момент штамповки металл занимает всю замкнутую полость штампа(ручей) в соответствии с конфигурацией поковки. Благодаря этому горячей объемной штамповкой можно получать поковки сложной конфигурации с минимальными напусками (или без них) и с меньшими допусками, чем при ковке (рис. 12.4).

252

Рис. 12.4. Схема штамповки в открытых (а) и закрытых (б) штампах

По наличию или отсутствию заусенца различают штампы открытые

изакрытые. В зависимости от температуры нагрева заготовок– для холодного и горячего штампования, по виду операций: формовочные, высадочные, прошивные и т. д., по применяемому оборудованию – молотовые

ипрессовые. Основные детали штампа – пуансон и матрица. Штампы молотовые и для кривошипных горячештамповочных прессов состоят из верхней и нижней частей, на соприкасающихся частях которых имеются ручьи для последовательного формообразования изделия. Изготавливают штампы из углеродистых и легированных, главным образом, хромом штамповых сталей

Штамповка в открытых штампаххарактеризуется зазором между подвижной и неподвижной частями штампа. В зазор вытекает заусенец (облой). По мере уменьшения зазора металл, находящийся в этом зазоре между частями штампа, интенсивно охлаждается, увеличивается предел текучести металла и возрастает сопротивление перемещению заусенца.

Благодаря этому заполняется вся полость штампа, и только излишки металла вытесняются в заусенец. Заусенец впоследствии обрезается в специальных (обрезных) штампах.

При штамповке в закрытых штампах зазор между подвижной и неподвижной частями штампа достаточен для относительного перемещения частей штампа, но не для образования заусенца. Поэтому необходимо строго соблюдать равенство объемов заготовки металла и поковки. К штамповке в закрытых штампах можно отнести и штамповку выдавливанием.

Горячая объемная штамповка применяется в крупно-серийном или массовом производствах. Она позволяет получать поковки сложной конфигурации с минимальными напусками и меньшими допусками. Производительность штамповки значительно выше, чем ковки.

Вто же время штамп – дорогостоящий инструмент, предназначенный для изготовления только одной конкретной поковки.

Усилия при штамповке больше, чем для ковки одинаковых поковок. Поэтому вес поковок, изготавливаемых объемной штамповкой, редко пре-

253

вышает 20–30 кг. Производительность штамповки значительно выше, чем ковки.

12.2. Оборудование для ковки и штамповки

Ковку и штамповку выполняют на ковочных и штамповочных молотах и прессах.

Ковочный молот – машина для обработки металлических заготовок ударами падающих частей.

По роду привода молоты бывают паровоздушные(рис. 12.5а), пневматические (рис. 12.5б), механические, гидравлические.

Рис. 12.5. Принципиальные схемы паровоздушного (а): 1 – баба, 2 – направляющие, 3 – поршень, 4 – цилиндр для подачи пара, 5 – нижний боек;

и пневматического (б) молота: 1 – рабочий цилиндр, 2 – компрессорный цилиндр, 3, 8 - поршни, 4 – шатун, 5 – кривошип, 6,7 – золотники, 9 – шток, 10 – верхний боек, 11 – нижний боек

Паровоздушные молоты приводятся в действие паром или сжатым воздухом давлением 0,7–0,9 МПа. Перемещение бабы 1 относительно направляющих 2 происходит при движении поршня 3 под действием сжатого пара или воздуха. При подаче пара (или воздуха) в верхнюю полость цилиндра 4 падающие части перемещаются вниз и наносят удар по заготовке, уложенной на нижний боек 5. При подаче пара (или сжатого воздуха) в нижнюю полость цилиндра падающие части поднимаются в верхнее положение.

Пневматический молот имеет два цилиндра: рабочий 1 и компрессорный 2. Поршень 3 компрессорного цилиндра перемещается шатуном 4

254

от кривошипа 5. При этом воздух поочередно сжимается до 0,2–0,3 МПа в верхней или нижней полостях цилиндра и при нажатии на педаль или рукоятку, открывающих золотники 6 и 7 поступает в рабочий цилиндр1. Здесь он действует на поршень 8. Поршень вместе с массивным штоком 9 одновременно является бабой молота, в которой крепится верхний боек 10. При перемещении падающих частей вниз верхний боек ударяет по заготовке, уложенной на неподвижный нижний боек 11.

Основание ковочного молота (шабот) имеет массу, значительно (примерно в 8–15 раз) превышающую массу падающих частей. Шаботы штамповочных молотов еще массивнее – в 20–30 раз больше массы падающих частей. Это обеспечивает высокий КПД удара: h = 0,8 - 0,9 и высокую точность соударения частей штампа. Кроме того, для этой же цели они имеют усиленные регулируемые направляющие для движения бабы.

По способу работы различаютмолоты простого и двойного дейст-

вия. В первых падающая часть (баба) падает свободно, под действием собственного веса, а в других – дополнительно разгоняется. Скорости бабы высокоскоростных молотов достигают до25 м/с вместо 3–6 м/с у обычных молотов. Паровоздушные ковочные молоты строят с массой падающих частей 500–5000 кг, а штамповочные – 500 – 30 000 кг. На ковочных молотах изготовляют поковки от 20 до 2000 кг, как правило, из прокатанных заготовок или из слитков. Максимальный вес штампованных поковок

1000 кг.

У бесшаботных паровоздушных молотов шабот заменен нижней подвижной бабой, соединенной с верхней бабой механической или гидравлической связью.

Необходимый молот выбирают на основании расчета или по справочным таблицам.

Кривошипные штамповочные прессы имеют постоянный ход, равный удвоенному радиусу кривошипа (рис. 12.6). Штамповка на кривошипных прессах характеризуется высокой производительностью и точностью по высоте заготовок.

Заготовка извлекается из штампа при обратном ходе его верхней части с помощью выталкивателей. Благодаря этому удобно штамповать в закрытых штампах выдавливанием и прошивкой.

255

Рис. 12.6. Кинематическая схема кривошипного горячештамповочного пресса: 1 – ползун; 2 – тормоз; 3 – шкив с маховиком, соединенные клиноременной передачей; 4 – двигатель; 5 – промежуточный вал; 6 – шестерня, находящаяся в зацеплении с зубчатым колесом 7; 8 – многодисковая фрикционная муфта; 9 – коленчатый вал; 10 – шатун; 11 – штамп;

12 – стол штампового пресса

Кривошипные штамповочные прессы усилием 6,3–100 МН успешно заменяют штамповочные молоты с массой падающих частей630–10000 кг. Однако стоимость кривошипного горячештамповочного пресса 3в–4 раза выше стоимости эквивалентного по технологическим возможностям молота.

Горизонтально-ковочные машины (ГКМ) имеют штампы, состоящие из трех частей: неподвижной 8 и подвижной матриц 1, размыкающихся в двух взаимно перпендикулярных плоскостях, и пуансона (рис. 12.7).

Пруток с нагретым участком, обращенным к пуансону, закладывают в неподвижную матрицу 8. Положение прутка определяется упором. При включении ГКМ подвижная матрица 1 прижимает пруток к неподвижной матрице 8, упор отводится в сторону, а пуансон ударяет на выступающую часть прутка, деформируя ее.

Главный ползун 7, несущий пуансон, приводится в движение от кривошипного вала 6 с помощью шатуна 5. Подвижная матрица 1 приводится от бокового ползуна 3 системой рычагов 2. Боковой ползун приводится в движение кулачками 4, сидящими на конце кривошипного вала 6.

256

Рис. 12.7. Кинематическая схема горизонтально-ковочной машины:

1 – подвижная матрица, 2 – система рычагов, 3 – боковой ползун, 4 – кулачки, 5 – шатун, 6 – кривошипный вал, 7 – ползун, 8 – неподвижная матрица

ГКМ обычно строят с усилием до30 МН. Основными операциями, выполняемыми на ГКМ, являются высадка, прошивка и пробивка.

Штамповку на ГКМ можно выполнять за несколько проходов в -от дельных ручьях, оси которых расположены горизонтально одна над другой. Каждый переход выполняется за один рабочий ход машины.

Схема гидравлического пресса для ковки показана на рис. 12.8. Эти машины – статического действия, продолжительность деформации составляет от единиц до десятков секунд. Чтобы преодолеть сопротивление со стороны заготовки при ее деформировании, в рабочие цилиндры гидравлических прессов подают жидкость высокого давления(до 32 МПа и более). Скорость перемещения подвижной поперечины редко превышает 30 см/с, поэтому кинетическая энергия поступательного движения подвижных частей пресса очень мала по сравнению с накапливаемой жидкостью потенциальной энергией и ею обычно пренебрегают.

Принцип действия гидравлического пресса состоит в том, что под давлением жидкости, являющейся носителем энергии(рабочим телом), плунжер 2 выталкивается из рабочего цилиндра1, перемещает подвижную поперечину 6 с установленным на ней верхним бойком3 и после упора в заготовку, расположенную на столе, пластически деформирует ее.

257

Рис. 12.8. Принципиальная схема гидравлического пресса: 1 – рабочий цилиндр, 2 – плунжер, 3 – верхний боек, 4 – нижний боек, 5 – возвратный цилиндр,

6 – подвижная поперечина

Подвижная поперечина возвращается в исходное положение под давлением жидкости, подаваемой в возвратные цилиндры5. Описанный принцип действия гидравлического пресса остается неизменным несмотря на разнообразие технологического назначения, конструктивных форм и типов привода. Усилие современных гидравлических штамповочных прессов достигает 750 МН.

12.3. Деформации, работа и усилия при различных операциях ковки и штамповки

Рассмотрим осадку цилиндрического образца между двумя плоскими поверхностями перпендикулярными оси осаживаемого цилиндра

(рис. 12.2).

В идеальном случае при отсутствии трения на торцах цилиндрического образца деформации будут однородны по всему объему. При этом исходный цилиндр в результате осадки преобразуется также в цилиндр меньшей высоты, но большего диаметра. Однако в действительности из-за трения на торцах цилиндрического образца деформации будут неоднородными. Образец после осадки приобретает форму бочки.

Осадку производят на прессах или молотах как одну из операций (или переходов) технологического процесса обработки давлением.

Определим приращение работы деформирования при осадке:

258

dA = Pdh = pFdh = p V dh , h

где V – объем, F – площадь поперечного сечения деформируемой заготовки, p – давление.

Соответственно, работа деформации

h

dh

h0

dh

h

A =

ò

pV

=Vp

=Vp

ln

0

=Vp

ср

e

Z ,и

.

h

ср ò

h

ср

h

h

h

0

Среднее усилие PСР деформирования при осадке будет:

P

=

А

= p F

eZи

= p F

ei

.

h

- h

ср

ср

e

Z

ср

e

Z

0

1

Заменив истинную линейную деформацию интенсивностью деформаций, можно применять эту формулу для оценки усилия и при возникновении бочкообразности, то есть при появлении сдвиговых компонентов деформации. Во избежание появления трещин, других дефектов величину деформации eZи (или ei) за 1 удар молота необходимо ограничивать, например, eZи = 0,03.

Прошивка представляет собой операцию при ковке или штамповании (штамповке) поковок, осуществляемую для получения глубокой полости или сквозного отверстия в теле поковки путем вдавливания в нее прошив-

ня (рис. 12.9).

Рис. 12.9. Схемы прошивки: а) открытая, б) закрытая

Прошивка разделяется на открытую и закрытую. При открытой прошивке боковые поверхности заготовки свободны от нагрузки. При этом исходная высота заготовки уменьшается (заготовка осаживается а диаметр неравномерно увеличивается. Форма заготовки при открытой прошивке

259

искажается (приобретает бочкообразность) тем больше, чем меньше отношение Dd исходного диаметра цилиндрической заготовки к диаметру прошивня.

При закрытой прошивке диаметр заготовки равен диаметру матрицы, а высота заготовки увеличивается, причем тем больше, чем меньше отношение Dd . Высота заготовки может быть вычислена из условия постоянства объема.

При прошивке деформирующее усилие определяют по удельному давлению и площади поперечного сечения прошивня.

Удельное давление под прошивнем зависит от схемы прошивки(открытой или закрытой) и от отношения Dd исходного диаметра цилиндрической заготовки к диаметру прошивня (рис. 12.10):

ì
ï
ï
p = í	é
ïsT ê2
ï	ê
î	ë

æ		+1,1ln			D ö
sT ç1,5						÷
					d
è						ø
æ	D2		ö		D2 d 2 ù
+ ç1 +			÷ln					ú
	d			D2		d 2
ç		2 ÷					-1ú
è			ø				û

при открытой,

при закрытой.

Отношение удельного			7
	давления к пределу		6
		текучести	5
			4
			3
			2
			1
			0
			1,1	2	3	4	5
					Отношение D/d

Открытая прошивка Закрытая прошивка

Рис. 12.10. Зависимости отношения удельного давления к пределу текучести psT от отношения Dd

При расчете деформирующего усилия необходимо учитывать не только давление металла на прошивень, но и трение металла о боковые поверхности матрицы и прошивня.

При штамповке на прессах время контакта пуансона с заготовкой больше, чем на молотах. Это приводит к охлаждению заготовки и худшему заполнению полости штампа. Поэтому плоскость разъема выбирают вблизи торца поковки.

Поскольку в каждом ручье штампа деформация полностью осуществляется за один ход пресса, при штамповке на прессах возникают большие

260

усилия. Расчет усилия при штамповке на прессах очень важен, так как при недостаточном усилии пресса возможна его поломка.

12.4. Нагрев и охлаждение штампов при горячей штамповке

Штамповые инструменты для горячего деформирования по условиям работы можно разделить на три группы: для прессов, для штамповочных молотов и для высокоскоростного деформирования на скоростных молотах и гидровинтовых прессах. Время деформирования заготовок для всех способов горячей обработки давлением относительно невелико, причем для различных способов обработки давлением оно может существенно отличаться.

В связи с характером работы штампа его нагрев и охлаждение осуществляются циклически. К основным температурным факторам, влияющим на работоспособность штампа, относятся: уровень температуры поверхности штампа, колебания температуры поверхности штампа, распределение температуры по глубине штампа.

Увеличение контактной температуры поверхности штампа ограничивается уменьшением прочностных характеристик штамповых сталей. Так, например, условный предел прочности sb штамповых сталей умеренной теплостойкости при температуре600–700 °С составляет около350–250 МПа при достаточно высокой ударной вязкости а1 =800 кДж/м2. Этих механических свойств достаточно для деформирования стальных заготовок, нагретых до температуры 1000–1100 °С и имеющих предел текучести менее 50 МПа.

Пусть начальная температура штампа равнаq = 200 °С, а начальная температура заготовки qЗ = 1000 °С. При кратковременном соприкосновении штампа с нагретой заготовкой контактная температура равна полусумме начальных температур заготовки и штампа (рис. 12.11) и составляет

600º.

261

Рис. 12.11. Схема к определению контактной температуры и тепловых потоков в штамп при горячей штамповке

Распределение температуры в глубине штампа может быть вычислено по известному решению о температуре стержня, торец которого поддерживается при постоянной температуре:

q (x,t )= q			2			2			x		exp(-u2 )du .
	к	-q					ò
									wt
			к p 0

Средняя температура поверхностного слоя толщиной около1 мм ниже, чем контактная температура (порядка 300–500 °С) (рис. 12.12). Поэтому контактные температуры, кратковременно возникающие на поверхности штампа, могут быть даже несколько выше, чем 600 °С (а именно, до

700–750 °С).

, °С	700
	600
Температура	500
	400
	300
	200
	100
	0
	0	0,25	0,5	0,75	1
		Растояние от поверхности
		штампа, мм

Время контакта 0,005 с

Время контакта 0,01

Время контакта 0,15 с

Рис. 12.12. Зависимость температуры от расстояния от поверхности штампа и времени контакта

262

Теплообмен штампа с горячей заготовкой имеет много общего с теп-

лообменом при горячей прокатке.

Плотность теплового потока на торце стержня, выделенного в штампе

перпендикулярно поверхности контакта с заготовкой согласно известному

решению о нагреве стержня с постоянной температурой на торце равна :

q

=

lC

qз -q0 .

ф

V

pt

Время силового контакта заготовки со штампом изменяется в доволь-

но широких пределах. Вычислим среднюю плотность теплового потока на

участке контакта штампа с заготовкой при λ = 40 Вт/(м·К), θЗ – θ0 = 800 ºС,

СV = 5 МДж/(м3·К) (рис. 12.13):

q

ср

=

1 t1

lC

q

з -q0 dt =

lC

2(qз -q0 ) .

ò

V

V

pt1

t1 0

pt

темплового

600

2

500

МДж/м

Высокоскорост

400

ная штамповка

300

Штамповка на

Плотность

потока,

200

молотах

100

Штамповка на

прессах и ГКМ

0

0,001

0,003

0,005

0,008

0,012

0,016

0,02

0,1

0,2

0,3

Время контакта, с

Рис. 12.13. Влияние времени контакта на среднюю плотность теплового потока

Качественную картину выравнивания температуры в штампе при различных значениях времени контакта штампа с заготовкой можно получить путем суперпозиции решений для источника тепла и стока с известными постоянными плотностями. Сток прекращает действие источника тепла и тем самым ограничивает время его действия. Температура в стержне от источника и стока в период времени, соответствующий выравниванию температуры, описывается выражением:

q (t )= q	æ		t				t			ö
	ç			-				-1		÷.
	к ç	t1				t1				÷
	è									ø

Контактные температуры при штамповке с различными скоростями в начальный момент времени при равных начальных температурах заготов-

263

ки и штампа одинаковы. Однако при этом распределения температуры в штампе будут существенно различаться(рис. 12.14). При скоростной штамповке имеет место наиболее неравномерное распределение температуры по глубине штампа, т. е. штамп в этом случае менее нагрет по глубине. Это означает, что при отводе штампа от заготовки теплота, сосредоточенная вблизи контактной поверхности штампа, будет выравниваться – отводиться вглубь штампа с наибольшей скоростью, вследствие чего средняя по времени температура поверхностных слоев штампа будет снижаться в наибольшей степени.

	Температураповерхности		1000
		штампа, °С	100
			10
			1
			0	2	4	6	8	10
					Время выранивания, с

Время контакта

0,003 с

Время контакта

0,015 с

Время контакта

0,2 с

Рис. 12.14. Зависимости температуры поверхности штампа от времени выравнивания температуры при различных значениях времени контакта штампа с нагретой заготовкой (начальная температура штампа условно принята равной 200 градусов,

температура контакта – 600 °С)

При высокоскоростной штамповке на молотах и гидровинтовых прессах время деформирования находится в пределах(0,001–0,006 с). При

этом средняя плотность теплового потока достигает значений200–500 МДж/м2.

Время деформирования при штамповке на молотах обычно находится в пределах 0,012–0,014 с. При этом средняя плотность тепловых потоков, поступающих в штамп находится в пределах 110–160 МДж/м2.

Прессовые инструменты работают в условиях наиболее медленного деформирования. Время деформирования при работе на прессах находится в пределах от 0,1 до 0,4 с, а средняя плотность тепловых потоков изменяется от 20 до 50 МДж/м2.

Таким образом, прессовые штампы необходимо более эффективно и тщательно охлаждать в перерывах между штамповкой деталей, чем молотовые штампы. Для предотвращения чрезмерного повышения температуры штампов их в процессе работы непрерывно охлаждают, разбрызгивая капли воды с помощью сжатого воздуха на поверхности штампов(см.

264

рис. 12.11). Охлаждение струей воды или эмульсии не допускается, так как в условиях колебаний контактной температуры одно вызывает интенсивное растрескивание поверхности штампа. Кроме того, поверхности штампов периодически (после каждой штамповки) смачивают мазутом или солевым раствором, а также посыпают тонким слоем деревянных опилок. После выгорания нанесенных веществ на поверхности штампов образуются пленки, препятствующие идеальному контакту и теплообмену штампа с нагретой заготовкой. Это особенно важно для нижней половины штампа, с которой заготовка находится в контакте больше времени, чем с верхней.

При штамповке сложных деталей, характеризующихся большой удельной работой и большим тепловыделением в процессе их деформирования (например, деталей типа коленчатых валов) во избежание перегрева штампов несколько уменьшают температуру нагрева заготовок.

Для уменьшения перегрева штампов нередко вынуждены ограничивать производительность штамповки, давая время на выравнивание температуры и на отвод тепла в массивные части кузнечно-прессового оборудования.

Колебания температуры поверхности штампа представляют большую опасность в связи с возникающими при этом температурными напряжениями и деформациями, приводящими к возникновению трещин на поверхности штампа. Для уменьшения амплитуды колебаний температуры и тепловых потоков, поступающих в штамп из заготовки, штамп перед началом работы предварительно нагревают до температуры 200–250 °С.

В связи с характером работы кузнечно-прессового оборудования температура контактных поверхностей штампов циклически изменяется. Колебания температуры вызывают в материале штампа термические напряжения. С течением времени работы штампа на его рабочих поверхностях могут возникать и развиваться термические трещины, являющиеся причиной искажения профиля или разрушения ручьев штампа.

12.5. Холодная листовая штамповка

Листовой штамповкой получают разнообразные плоские и пространственные детали: от секундной стрелки часов до деталей облицовки автомобилей, самолетов, ракет. Листовую штамповку применяют в автомобильной, авиационной, электротехнической промышленности, в тракторостроении, в приборостроении и др.

Листовая штамповка снижает объем обработки резанием, обеспечивает высокие точность размеров и производительность(до 30–40 тыс. деталей в смену с одной машины)

265

В качестве заготовок используют лист, полосу или ленту. Толщина заготовок обычно не превышает 10 мм.

Как правило, при листовой штамповке пластическую деформацию, обеспечивающую необходимые форму и размеры, получает лишь часть заготовки. Толщина стенок штампованных деталей незначительно отличается от толщины заготовок. Операции, в которых лишь изменяются форма и размеры заготовки без разрушения ее в процессе деформирования, называются формоизменяющими. Операции, включающие разрушение материала заготовки, называются разделительными.

К числу формоизменяющих операций листовой штамповки относятся: гибка, вытяжка, отбортовка, обжим, раздача и др.

Гибка (рис. 12.15) применяется для изменения кривизны заготовки практически без изменения ее линейных размеров. В результате такого деформирования часть заготовки поворачивается относительно другой на определенный угол.

Рис. 12.15. Операции листовой штамповки

Пластическая деформация при гибке сосредотачивается на узком участке, контактирующем с пуансоном. При гибке не допускается разрушение материала, образование трещин, складок. Наиболее слабым местом является зона деформаций растяжения в наружном слое детали на участке закругления пуансона. При уменьшении отношения радиуса закругления r к толщине заготовки s деформация возрастает. Поэтому для предотвраще-

266

ния появления трещин, складок или разрушения заготовки ограничивают минимальные размеры радиуса закругления пуансона:

rmin = (0,1 - 2)s .

Даже при значительных пластических деформациях в обычных условиях гибки в штампах прямоугольная сетка линий, нанесенная на боковой поверхности заготовки, принимает веерообразную форму, причем поперечные линии остаются почти прямыми.

При гибке наибольшей по абсолютной величине является деформация eq , которая определяется по формуле:

eq = r - rн . rн

Используются также и истинные(логарифмические) характеристики деформации.

Вытяжка заключается в протягивании заготовки через отверстие матрицы, причем плоская заготовка превращается в полое изделие, а пространственная заготовка получает уменьшение поперечных размеров(см. рис. 12.15). Она может осуществляться без утонения стенки или с утонением стенки.

Рис. 12.16. Схема вытяжки: 1 – матрица с рабочим диаметром DМ и радиусом закругления Rм;

2 – полуфабрикат; 3 – прижим; 4 – пуансон с рабочим диаметром DП

и радиусом закругления RП; 5 – заготовка под вытяжку диаметром DЗ и толщиной S

Формоизменение при вытяжке оценивают отношением диаметра -за готовки типа диска, фланца к диаметру полученной детали типа цилиндра

(рис. 12.16) – коэффициентом вытяжки:

267

Кв = D . d

При вытяжке без утонения стенки зазорZ между пунсоном и матрицей должен быть больше толщины s заготовки:

Z = (1,1 -1,3)s .

При вытяжке с утонением толщина стенки за один переход может быть уменьшена в 1,5–2 раза. При вытяжке с утонением стенки зазор между пуансоном и матрицей должен быть меньше толщины стенки. Удельные усилия при вытяжке с утонением стенки больше, чем при вытяжке без утонения. Вытяжку с утонением применяют для устранения опасности складкообразования, а также для получения деталей со стенками, толщина которых меньше толщины донышка.

Усилие вытяжки в момент, когда заготовка полностью охватит скругленную кромку матрицы, может быть определено по формуле:

Рвыт = 2pRи ss r,max

При отбортовке часть заготовки, граничащая с предварительно пробитым отверстием, вдавливается в матрицу, при этом размеры отверстия увеличиваются и этот участок заготовки приобретает цилиндрическую форму (см. рис. 12.15). Допустимое без разрушения увеличение диаметра отверстия при отбортовке составляет: dб d0 = 1,2 -1,8, и зависит от механических свойств материала заготовки и от ее относительной толщины

sd0 .

При обжиме полая тонкостенная цилиндрическая заготовка заталкивается в отверстие матрицы, причем заготовка в очаге деформации получает уменьшение поперечных размеров (см. рис. 12.15).

При раздаче пуансон внедряется в полую тонкостенную цилиндрическую заготовку и ее поперечные размеры в очаге деформации увеличива-

ются (см. рис. 12.15).

При рассмотрении напряженного и деформированного состояний в очаге деформации при анализе операций листовой штамповки обычно пользуются полярной системой координат с полюсом, совпадающим с центром кривизны срединной поверхности заготовки в данный момент деформирования (рис. 12.17).

268

Рис. 12.17. Схема напряжений и деформаций при листовой штамповке

Радиус кривизны нейтральной поверхности напряжений, отделяющей зону растяжения от зоны сжатия, определяют по формуле:

rн = Rнrвн .

При формоизменяющих операциях листовой штамповки касательные напряжения относительно малы и поэтому принимают, что направления нормальных напряжений s r и sq совпадают с главными направлениями

тензора напряжений, т. е. являются главными напряжениями. При rвн s > 5 принимают:

sq » sT и rн » rвн + s2.

Деформации на операциях листовой штамповки осуществляются, когда напряжения s r и sq соответствуют предельному состоянию (условию

пластичности) (рис. 12.17).

В зависимости от условий нагружения заготовки в различных операциях листовой штамповки схемы напряженного состояния и знаки напряжений s r и sq в очаге деформации могут быть различными. В операци-

ях вытяжки и отбортовки напряженияs r растягивающие, а в операциях обжима и раздачи – сжимающие. Напряжения sq являются растягиваю-

269

щими в операциях раздачи и отбортовки, а в операциях вытяжки и обжима

– сжимающими.

Рис. 12.18. Условия предельного нагружения (пластичности) при различных операциях листовой штамповки

На рис. 12.18 графически представлены условия предельного состояния при плоском напряженном состоянии(в виде эллипса и шестиугольника в координатах «s r – sq »), а в каждом квадранте приведены схемы

операций, деформирование заготовки в которых осуществляется при знаках напряжений, соответствующих определенным квадрантам.

270

Раздел VI. ОБРАБОТКА РЕЗАНИЕМ

13. ХАРАКТЕРИСТИКИ СПОСОБОВ ОБРАБОТКИ РЕЗАНИЕМ, ДЕФОРМАЦИИ И СИЛЫ РЕЗАНИЯ

13.1. Способы обработки резанием

Классификация способов обработки резанием может быть проведена по таким признакам, как: геометрическая определенность (или неопределенность) режущих элементов, расположение обработанных поверхностей (внутренних или внешних), направления движений резания и подачи, способы установки и закрепления заготовок, особенности конструкции режущих инструментов, и др. Схемы некоторых способов лезвийной обработки представлены на рис. 13.1.

Рис. 13.1. Способы лезвийной обработки: а) продольное точение, б) строгание, в) фрезерование концевой фрезой, г) торцовое фрезерование, д) фрезерование цилиндриче-

ской фрезой, е) сверление, ж) протягивание,

Движение резания – это такое относительное движение детали и инструмента, которое без движения подачи осуществило бы только однократный cъем cрезаемого слоя за один оборот или ход.

271

Движение подачи совместно с движением резания обеспечивает многократный или постоянный съем срезаемого слоя в течение нескольких оборотов или ходов.

Давая определения способам лезвийной обработки, необходимо охарактеризовать движение резания, движение подачи и режущий инструмент.

Под точением обычно имеют в виду обработку резцом с замкнутым (чаще всего круговым) движением резания и любым движением подачи в плоскости, перпендикулярной направлению движения резания (рис. 13.2).

Рис. 13.2. Схемы точения: а) продольное, б) поперечное точение

При движении подачи вдоль оси вращения детали точение называют продольным. Обработанная поверхность в этом случае представляет собой цилиндр.

При поперечном (торцовом) точении движение подачи перпендикулярно оси вращения, при токарной обработке цилиндрических, торцовых и конических поверхностей направление подачи составляет с осью вращения постоянный угол. При токарной обработке фасонных поверхностей этот угол изменяется.

Строгание – способ лезвийной обработки при прямолинейном воз- вратно-поступательном движении резания и дискретном прямолинейном движении подачи, осуществляемом в направлении, перпендикулярном движению резания (рис. 13.3).

272

Рис. 13.3. Схема строгания: а) в плоскости стружкообразования, б) в основной плоскости, в) в плоскости резания

При протягивании (рис. 13.4), нарезании резьбы, зубообработке съем металла обеспечивается за счет относительного смещения различных режущих кромок (зубьев). В этих случаях имеет место«скрытая» или «конструктивная» подача.

Рис. 13.4. Обработка отверстия протяжкой (а) и прошивкой (б)

При строгании, точении, сверлении угол контакта q постоянен и равен 90°. Поэтому эти способы относят к стационарному резанию.

К обработке отверстия с замкнутым круговым движением резания и движением подачи в направлении оси вращения могут быть отнесены сверление, зенкерование, развертывание, растачивание цилиндрических поверхностей. При этом скорости движения резания и подачи перпендикулярны.

273

Вэтих случаях несколько различных способов обработки имеют одну

иту же принципиальную кинематическую схему.

Сверление – это обработка отверстия, как правило, в сплошном материале с замкнутым кругообразным движением резания при движении подачи инструмента в направлении оси вращения (рис. 13.5).

Аналогичные определения могут быть даны для зенкерования и развертывания. Отличия состоят лишь в том, что производится обработка отверстий, ранее полученных другими способами (литьем, давлением, сверлением), а также в конструкции режущих инструментов (зенкеров, разверток). Это означает, что эти способы обработки отверстий могут быть осуществлены на одном и том же металлорежущем станке.

Рис. 13.5. Схема сверления в основной плоскости: 1 – деталь, 2 – сверло, 3 – стружка

Обработку инструментом, которому сообщается вращательное движение резания при любых направлениях подачи в плоскости, перпендикулярной оси вращения (рис. 13.6), называют фрезерованием.

274

Рис. 13.6. Способы фрезерования: а) цилиндрической фрезой, б) фасонной фрезой, в) торцевой фрезой, г) угловой фрезой, д, е) концевой фрезой,

ж) дисковой двухсторонней фрезой

Угол между скоростью резания v и подачей s является угловой координатой, характеризующей положение зуба, его называют углом контакта q

(13.7).

Рис. 13.7. Схема торцового фрезерования в основной плоскости (а), в рабочей плоскости (б): 1– фреза, 2 – деталь, 3 – стружка в основной плоскости

Особенностью процессов фрезерования в сравнении со строганием является переменность угла контактаθ. Способы лезвийной обработки с изменяющимся углом θ между скоростью резания v и подачей S относят к нестационарному резанию. Это связано с изменением нормальной к ско-

275

рости резания составляющей подачи Sθ, влияющей на толщину срезаемого слоя.

Фрезерование применяется также для обработки резьб и зубьев. Зубчатые колеса обрабатывают методом копирования профиля(рис 13.8) и методом обкатки (рис. 13.9)

Рис. 13.8. Фрезерование зубчатых колес методом копирования дисковыми (а) и пальцевыми (б) фрезами

Рис. 13.9. Схема зубонарезания червячной фрезой по методу обкатки зубчатого колеса с рейкой

Червячная фреза изготавливается на базе червяка, на котором прорезаны стружечные канавки. Пересечение стружечных канавок с витками червяка образует рейку. Вращение червяка имитирует перемещение рейки. При этом колесо должно вращаться, обкатываясь с рейкой. Движение подачи фрезы (или колеса) осуществляется вдоль оси вращения нарезаемого колеса.

276

Шлифование – это обработка инструментом, имеющим много режущих элементов (зерен), геометрическая неопределенность которых образуется большим числом абразивных зерен из природных или синтетических шлифовальных материалов случайным образом расположенных и сориентированных в абразивном инструменте (шлифовальном круге).

Процесс шлифования характеризуется весьма малыми значениями толщины слоя, срезаемого каждым зерном. Однако благодаря одновременному участию в процессе шлифования большого числа абразивных зерен может быть достигнута относительно высокая производительность резания и небольшая шероховатость обработанной поверхности.

Абразивная обработка существенно расширяет технологические возможности формообразования резанием. Это относится к окончательной обработке деталей с высокими требованиями к точности и шероховатости, прошедших термическую обработку и имеющих высокую твердость. Например, при шлифовании сравнительно легко можно обеспечить допуск до 0,5 мкм по некруглости, до 4 мкм – по точности сопряжения. При обычном шлифовании достигается шероховатость поверхности Rа = 0,63– 1,25 мкм (7–8-й класс), при тонком шлифовании – Rа = 0,16–0,32 мкм (9– 10-й класс), а при отделочных операциях(притирке, доводке, хонинговании, полировании, суперфинишировании) – Rа = 0,04–0,08 мкм (11–12-й класс) и выше.

13.2. Металлорежущие станки

Еще в каменном веке создавались устройства для распиливания камня, которые можно считать прообразами современных металлорежущих станков (рис. 13.10).

Различные способы обработки резанием осуществляются на соответствующих металлорежущих станках. Металлорежущие станки принято делить на группы: токарные, сверлильные, фрезерные, строгальные и долбежные, протяжные станки, для разрезания пилами, шлифовальные, хонинговальные, доводочные, зуборезные, резьбонарезные и др.

Основные виды токарных станков: универсальные, револьверные, токарные автоматы, токарно-копировальные, токарно-карусельные, токарные лобовые, специальные.

277

Рис. 13.10. Устройство для распиливания камня (около 4000 лет до н.э.), 1 – движение подачи, 2 – движение резания

В универсальных токарных станках движение резанияDдв. резания сообщается заготовке, а движение подачи Dдв подачи – инструменту (рис. 13.11). Станки предназначены для обработки деталей типа валов, дисков, которые

закрепляют в центрах, в патроне или на планшайбе.

Универсальные токарные станки имеют, как правило, горизонтальное расположение шпинделя.

Рис. 13.11. Универсальный токарный (токарно-винторезный) станок

Важными геометрическими параметрами являются высота центров, определяющая максимальный диаметр обрабатываемой детали, и расстояние между центрами, определяющее наибольшую длину обрабатываемой детали. Перемещение инструмента в продольном направлении, как правило, возможно на большую длину, чем в поперечном. Универсальные то- карно-винторезные станки имеют ходовой винт и ходовой валик. Ходовой винт используется для более точного согласованного с вращением детали перемещения инструмента при нарезании резьбы.

278

Основное назначение сверлильных станков– обработка отверстий в заготовках деталей (рис. 13.12). Для этих станков характерно вращательное главное движение Dдв. р. и поступательное движение подачи Dдв. п.. Как правило, оба эти движения осуществляет инструмент. Сверлильные станки можно разделить на: вертикальные и горизонтальные, одно- и многошпиндельные, переносные и стационарные, радиально-сверлильные, для глубокого сверления и др.

а)

б)

Рис. 13.12. Некоторые типы сверлильных станков: а) вертикально-сверлильный, б) радиально-сверлильный

Вертикально-сверлильные станки (рис. 13.12а) являются широкоуни-

версальными станками, используемыми во всех отраслях промышленно-

279

сти. В зависимости от типоразмера станка позволяют получать отверстия диаметром до 100 мм.

Радиально-сверлильные станки (рис. 13.12б) предназначены для об-

работки отверстий в крупногабаритных заготовках. Координатно-расточные станки имеют системы измерения переме-

щений, которые позволяют с высокой точностью позиционировать инструмент по осям X, Y, Z. Координатно-расточные станки, оснащенные числовым программным управлением называютмногооперационными стан-

ками или обрабатывающими центрами.

Рис. 13.13. Фрезерные станки: а) консольный вертикально-фрезерный, б) консольный горизонтально-фрезерный, в) продольно-фрезерный, г) бесконсольный вертикальный, д) бесконсольный горизонтальный.

Фрезерные станки предназначены для обработки резанием с помощью вращающегося инструмента с одной или несколькими режущими кромками (зубьями). Для фрезерования характерно непрерывное вращательное главное движение инструмента и поступательное движение подачи заготовки.

Консольные фрезерные станки(горизонтально-фрезерные и верти- кально-фрезерные) (рис. 13.13а,б) состоят, как правило, из вертикальной станины, отливаемой вместе с плитой основания, и консоли, которая может перемещаться в вертикальном направлении.

280

На консоли выполняются направляющие, обеспечивающие возможность поперечных перемещений промежуточной плиты вместе со столом станка, а также направляющие для продольных перемещений стола. Для большей жесткости консоль часто снабжают дополнительной опорой.

Консольные фрезерные станки обладают недостаточной жесткостью (особенно в крайних положениях стола) и поэтому преобладают в парке малых фрезерных станков с приводом главного движения менее 25 кВт.

Универсальные инструментальные фрезерные станкиоснащаются поворотной фрезерной головкой и поворотным столом и имеют мощности до 15 кВт.

В тех случаях, когда необходимы более высокая жесткость, простая загрузка деталей и высокая грузоподъемность стола применяютбесконсольные фрезерные станки (рис.13.13г–д). Жесткость таких станков значительно выше, чем консольных. В продольном направлении она составляет около 65 Н/мкм, в поперечном – около 125 Н/мкм. Точность позиционирования на станках с ЧПУ находится в пределах 20–40 мкм на длине перемещения 1 м.

Продольно-фрезерные станки (рис.13.13в) предназначены для обработки крупногабаритных деталей в основном торцевыми фрезами.

а)

б)

Рис. 13.14. Вертикальный (а) и горизонтальный (б) многооперационные станки

Многооперационные станки с ЧПУ имеют, по крайней мере, три ли-

нейные оси с числовым контурным управлением и одну или две оси вращения инструмента (рис. 13.14). На этих станках могут выполняться операции сверления, растачивания и фрезерования. Для автоматической смены инструмента предусмотрен инструментальный магазин. При необходимости станок оснащается системой автоматической смены деталей.

Весь технологический процесс обработки детали управляется системой

281

ЧПУ. Многооперационные станки являются основой гибких автоматизированных производств.

13.3. Режущие инструменты, действительные углы режущего лезвия

Лезвийные режущие инструменты чрезвычайно разнообразны. Ниже в качестве примеров рассмотрены некоторые из них.

Резцы – одни из наиболее распространенных режущих инструментов. Основные типы резцов: проходные, подрезные, расточные и отрезные (рис. 13.15). По конструкции они могут быть напайными или с механическим креплением сменных многогранных режущих пластин.

Рис. 13.15. Токарные резцы: а) проходной, б) проходной резец с механическим креплением твердосплавной пластины, в) подрезной, г) расточной, д) отрезной

Осевые инструменты для обработки отверстий: сверла, зенкеры, развертки, расточные головки. Кинематика способов обработки этими инструментами характеризуется вращательным движением резания инструмента (или заготовки) и поступательным перемещением подачи инструмента по оси вращения.

Сверла - осевые режущие инструменты, предназначенные для образования отверстий в сплошном материале, а также для рассверливания от-

282

верстий, предварительно полученных сверлением, литьем, обработкой давлением. Основные типы сверл: перовые, спиральные (с винтовыми канавками), специальные (для сверления глубоких отверстий, кольцевые, комбинированные и др.). Наибольшее распространение получили спиральные сверла (рис. 13.16а)

Рис. 13.16. Основные геометрические параметры: а) спирального сверла, б) зенкера

Зенкеры – осевые многолезвийные режущие инструменты для промежуточной или окончательной обработки отверстий, предварительно полученных сверлением, литьем, обработкой давлением (13.16б).

Развертки – осевые многолезвийные режущие инструменты для окончательной обработки отверстий (рис. 13.17).

283

Рис. 13.17. Развертка

Фрезы – многозубые режущие инструменты, с вращательным относительно оси инструмента движением резания и любым движением подачи в плоскости, перпендикулярной оси вращения (см. рис. 13.16).

Метчики – инструменты для нарезания резьбы в отверстиях (рис. 13.18), плашки – для нарезания наружных резьб.

в)

Рис. 13.18. Метчик (а) и схема нарезания резьбы метчиком (б); в – плашка

Для определения действительных углов режущего лезвия, параметров сечения срезаемого слоя используются следующие координатные

284

плоскости: основная плоскость, рабочая плоскость, плоскость резания и плоскость стружкообразования.

Основная плоскость перпендикулярна скорости действительного главного движения (рис. 13.19).

Рабочая плоскость содержит векторы скорости резания v и подачи S. Плоскость резания проводится через режущую кромку и скорость ре-

зания v. Если режущая кромка криволинейная, то плоскость резания касается режущего лезвия в рассматриваемой точке.

Рис. 13.19. Действительные углы режущего лезвия при строгании

Плоскость стружкообразования (для всей стружки) проходит через перпендикуляр к режущей кромке в плоскости резания и через вектор схода стружки v1. В данной точке режущей кромки(для элементарного участка стружки ширинойDb) плоскость стружкообразования перпендикулярна режущей кромке.

Действительные углы режущего лезвия: угол в плане, задний угол, угол наклона режущей кромки и передний угол – определяются, соответственно,

в основной плоскости, рабочей плоскости, плоскости резания и плоскости стружкообразования.

Действительный угол в плане j измеряют в основной плоскости между проекцией режущей кромки и рабочей плоскостью (рис. 13.19а). В этой

285

же плоскости измеряют и радиусr при вершине (радиус закругления вершины).

Действительный задний уголa измеряют	в рабочей	плоскости
(рис. 13.19б) как угол между задней поверхностью и направлением векто-
ра скорости движения резания.
В плоскости резания измеряютугол наклона	режущей	кромкиl

(рис. 13.19г) между режущей кромкой и основной плоскостью. Положительным считается угол l, если вершина резца – самая низкая точка режущей кромки.

При фрезеровании цилиндрической фрезой (рис. 13.20) угол l наклона режущей кромки является углом наклона винтового зуба. Соответственно, для прямозубой фрезы угол l равен нулю.

Рис. 13.20. Схема фрезерования цилиндрической фрезой с винтовым зубом

Действительный передний угол g ä измеряют в плоскости стружкообразования, как угол между основной плоскостью и направлением вектора скорости v1 схода стружки. Направление схода стружки в плоскости стружкообразования зависит от многих факторов и может существенно изменяться при изменении условий резания. Увеличение действительного переднего уг-

ла g ä может быть вызвано возникновением на режущем лезвии наростов или застойных зон.

13.4. Характеристики режима резания и сечения срезаемого слоя

К числу основных характеристик режима резания относятсяглубина резания t и глубина врезания е, подачи на оборот S0 , на зуб SZ, минутная подача Sм, скорость резания v.

Глубина резания t характеризует величину врезания режущей кромки, измеренную перпендикулярно рабочей плоскости. При прямых срезах, т. е. при tsinj > s , глубина резания вместе с углом в плане определяет ширину срезаемой стружки (рис. 13.2а).

При обратных срезах, т. е. при tsinj < s , глубина резания более тесно связана с толщиной срезаемого слоя.

286

При торцовом фрезеровании на вертикально фрезерном станке(см. рис. 13.6.) рабочая плоскость расположена горизонтально и глубина резания измеряется перпендикулярно этой плоскости, т. е. вдоль оси вращения фрезы. При цилиндрическом фрезеровании (рис. 13.6) рабочая плоскость расположена вертикально. Глубина резания и в этом случае измеряется вдоль оси вращения фрезы, но в горизонтальной плоскости.

Глубина врезания е измеряется в рабочей плоскости в направлении, перпендикулярном подаче. Этот параметр рассматривают только для таких способов обработки, в которых угол между векторами скорости резания и подачи изменяется, например для торцового и цилиндрического фрезерования. Глубина врезания инструмента е вместе с его диаметромD характеризует путь режущего лезвия за один оборот, часть траектории, при прохождении которой зуб находится в контакте с деталью .

Подача характеризуется несколькими различными параметрами. Скорость подачи, как правило, измеряют в мм/мин и называютминутной подачей Sм. Кроме минутной подачи Sм, используют подачу S0 на один обо-

рот инструмента (или детали) (мм/об) или подачу на один двойной ход

(мм/дв. ход), а также подачу на одно режущее лезвие или зуб(мм/зуб) – по-

дачу на зуб SZ.

Все три перечисленные характеристики измеряют в направлении движения подачи Sм, а следовательно, в рабочей плоскости. Они связаны между собой следующими соотношениями:

	S0	=	S	м		,			(13.1)
			n
	S z	=	S	0		=	S м	,	(13.2)
			Z				nZ

где n – частота вращения, Z – число зубьев (режущих лезвий) инструмента.

Поскольку в общем случае подача не перпендикулярна скорости резания v и, следовательно, не обязательно находится в основной плоскости, целесообразно рассматривать такженормальную к скорости резания со-

ставляющую подачи SZ – подачу Sq

Sq = SZ sinq .	(13.3)
Для точения, например,
Sq = SZ = S0 = S,	(13.4)
а минутная подача
Sì = Sn .	(13.5)

287

Скорость резания v при вращательном движении инструмента или

детали рассчитывается по формуле
v =	pDn	,	(13.6)
1000

где D и n – диаметр и частота вращения инструмента или детали.

При прямолинейном движении, например при строгании с длиной хода ползуна L и частотой n, скорость резания v определяется следующим образом:

v =	2Ln	.	(13.7)
1000

При значительном превышении длины главной режущей кромки в сравнении с длиной зачищающей (вспомогательной) кромки, т. е. при

	t	>> S ,	(13.8)
	sin j

отклонением скорости v1 от нормали можно пренебречь(n = 0), а угол y между диагональю АС и подачей считать равным углу в плане j. При этом приближенное (статическое) значение ширины срезаемого слояbc вычисляется по простой формуле

t

b = bc = sinj .

При косоугольном резании (т. е. когда угол l срезаемого слоя будет несколько больше

t

b = bc =

siny cos l

(13.9)

не равен нулю) ширина

. (13.10)

Толщина срезаемого слояa может быть охарактеризована: действительной толщиной aд, действительной максимальной толщиной ам, действительной средней толщиной аср, статической толщиной срезаемого слоя

ас.

Действительная толщина срезаемого слояaд измеряется в основной плоскости в направлении скорости стружки v1, т. е. перпендикулярно диагонали сечения срезаемого слоя. Поскольку в направлении скоростиv1 расстояние между ломаными линиями АВС и ADC переменно, то и действительная толщина срезаемого слоя может быть переменной по ее ширине.

При прямоугольном резании(l = 0) и выполнении условия(1.10) толщина срезаемого слоя приближенно оценивается статической толщи-

288

ной срезаемого слоя ас = BF, измеренной в направлении нормали к проекции главной режущей кромки:

a = ac = S sin j .

(13.11)

При свободном резании (одной прямолинейной режущей кромкой), а также при несвободном резании, не вызывающем отклонения вектора стружки v1 от нормали к проекции главной режущей кромки на основную плоскость (например, при отрезке, сверлении и др.), используют статические значения толщины и ширины срезаемого слоя (y =j, n=0).

Рассмотрим определение толщины срезаемого слоя при скрытой (конструктивной) подаче, например при нарезании резьбы метчиком

(рис. 13.21).

Рис. 13.21. Схема к определению параметров сечения срезаемого слоя при нарезании резьбы метчиком

Будем считать направление скрытой(конструктивной) подачи S перпендикулярным оси метчика. При этом глубина резанияt должна измеряться перпендикулярно рабочей плоскости, т. е. в направлении оси метчика.

За один оборот метчика подъем зуба равен подаче S0, мм/об:

S0 = p tgy ,

(13.12)

где р – шаг резьбы, y – угол заборного конуса метчика.

Поскольку на одном витке резьбы метчика число режущих элементов равно числу зубьев (или перьев) Z, то подача на зуб

SZ	=	S0	=	p tgy		.			(13.13)
		Z			Z
С учетом (13.11 и 13.13)	толщина				срезаемого слоя при				нарезании
резьбы метчиком
a = SZ sinj = SZ sin(p 2 -y )=							p	siny .	(13.14)
							Z

289

Сведения о толщине срезаемого слоя при нарезании резьбы метчиками необходимо учитывать при конструировании метчиков. Так, для ма-

шинных метчиков при обработке сталей толщина срезаемого слоя не должна превышать 0,03–0,05 мм, а при обработке чугуна 0,04–0,07 мм.

290

14. ДЕФОРМАЦИИ, НАПРЯЖЕНИЯ, СИЛЫ И ТЕМПЕРАТУРЫ ПРИ РЕЗАНИИ

14.1. Схематизация стружкообразования и характеристики деформаций при резании

Упрощенная схема зоны деформации с единственной плоскостью сдвига для образования сливной (сплошной, непрерывной) стружки предложена русским ученым – проф. И. А. Тиме (рис. 14.1).

Рис. 14.1. Соотношения между скоростями стружки и детали при деформации по схеме И. А. Тиме – единственной плоскости сдвига:

а) схема зоны стружкообразования; б) план скоростей

В силу условия непрерывности (сплошности) несжимаемой деформируемой среды при образовании сливной стружки при плоской деформации проекции скорости резания и скорости стружки на нормаль к условной плоскости сдвига должны быть равны друг другу (рис. 14.1б):

vy = v1y = vn или v sinjy = v1 cos(jy -g ).					(14.1)
Из формулы (14.1) следует			cos(jy - g )
	v
		=		= z,.	(14.2)
	v1
			sin jy
Отношение скорости резания v к скорости стружки v1, называют усад-
кой стружки z.		объемаvab = v1a1b1 и равенства			ширины
Вследствие постоянства

стружки ширине срезаемого слоя b1 » b усадка стружки может быть определена и как отношение толщины стружкиа1 к максимальной толщине срезаемого слоя ам:

291

z =

a1

.

(14.3)

а

aм

Условие контакта стружки с инструментом требует, чтобы проек-

ции скоростей стружки и резца (или детали) на нормаль к передней поверхности режущего лезвия были равны друг другу (рис. 14.2):

	vcosg = v2 cos(jy - g ), откуда v2 = v	cos g	.	(14.4)
		cos(jy - g )

Рис. 14.2. Схема скоростей резца и стружки при строгании

Отношение скорости v2, полученной из условия контакта стружки с резцом, к нормальной относительно условной плоскости сдвига составляющей скорости резания vn = v·sinjy называют относительным сдвигом e:

	v2	=	cos g	= e.	(14.5)
	vn		cos(j y - g ) sin j y

Используются и другие выражения для относительного сдвига e, тождественные (14.5):

e = ctgjy + tg(jy - g )=	z +1 z - 2 sin g	.	(14.6)
	cos g

При прохождении материала через зону стружкообразования(плоскость сдвига) квадрат, сориентированный согласно рис. 14.3, преобразуется в параллелограмм, а вписанная в него окружность – в эллипс.

292

Рис. 14.3. Схема образования текстуры стружки

Угол y между большой осью эллипса и направлением сдвига называ-

ют углом текстуры:

ctg2y =	e	.	(14.7)
2

Фактически при образовании непрерывной и сплошной(сливной) стружки зона деформации не является плоскостью, а имеет более сложную форму и условно может быть разбита на несколько зон (рис. 14.4).

а) б)

Рис. 14.4. Схема зоны деформации: а) A – зона стружкообразования с параллельными границами; Б – застойная зона адиабатических деформаций, поперечное сечение «уса»; В и Г – зоны контактных деформаций на передней и задней поверхностях;

б) распределение скоростей в зоне А

Непрерывное изменение скоростей при переходе деформируемой частицы через зону стружкообразования с параллельными границами может быть достаточно хорошо аппроксимировано функциями вида.

		(y )= -v			æ	y ön ü
v	x		+ v	2	ç		÷	,ï	(14.8)
		t			è H ø			ý
		v y = vn.						ï
								þ

293

Здесь n – показатель степени, характеризующий неоднородность распределения касательной скорости vx(y) в зоне стружкообразования и, следовательно, неоднородность сдвига.

Скорость деформации сдвига равна:

·

·

1

·

1

дvx (y )

1

v2

æ

y ön =1

e xy

= e yx =

g xy =

=

n

ç

÷ .

(14.9)

2

2

дy

2

H

è

H ø

Вчастности, у конечной границы зоны деформации при приближении

кней со стороны зоны стружкообразования, т. е. при y, стремящемся к (H→0), скорость деформации максимальна:

	·		v2		vn
	g xy (H )=			n = e		n.	(14.10)
			H
					H
	Для средних условий резания: e = 2,5, v = 1						м/с, jу=30°, n = 5,
	H = (0,2–0,5)a, a = 0,2 мм,
	·	(H )= 0(,6 -1,5)×106 ,c–1.					(14.12)
	g xy

В сравнении со стандартными механическими испытаниями на растяжение, сжатие, при которых скорость деформации приблизительно равна 10-4 – 10-3 с-1, и даже в сравнении со скоростями деформаций при различ-

·

ных методах обработки металлов давлением g i » 10 2 - 10 -2 , c-1 скорости

деформации при резании очень велики.

Закон изменения истинных деформаций в зоне стружкообразования может быть получен интегрированием скоростей деформации:

(y )=

y / v

n

v

2

æ

y ön -1

æ

y

ö

v

2

æ

y ön

æ

y ön

e

и

ò

nç

÷

d ç

÷

=

ç

÷

= e ç

÷ .

(14.13)

0

H

è H ø

ç

÷

vn è H ø

è H ø

è vn ø

Согласно (11.13) деформация в зоне стружкообразования может рас-

сматриваться как неоднородный сдвиг.

Наибольшего значения истинный сдвиг достигает приy = H, т. е. у конечной границы зоны стружкообразования:

eи (H ) = e.

(14.14)

14.2. Силы при точении

К технологическим силовым характеристикам точения относят: составляющую силы резания PZ, направленную по скорости резанияv, проекцию PX силы резания на направление подачиS, перпендикулярную на-

294

званным направлениям силу PY, а также крутящий момент Mкр и мощность резания Ne.

Сила PX (рис. 14.5) нагружает механизм подачи станка и ограничивается прочностью наиболее слабых звеньев этого механизма. Сила PY отжимает резец в направлении, перпендикулярном обработанной поверхности. Величина этой силы ограничивается требованиями к точности обработки, а также виброустойчивостью процесса резания.

Рис. 14.5. Схема технологических осей x, y, z и технологических составляющих PX, PY, PZ силы резания при продольном точении

Силу PZ,, перпендикулярную основной плоскости, часто называют

главной составляющей силы резания. Это связано с тем, что она, как пра-

вило, превышает по величине силы PX и PY и, кроме того, совпадая по направлению со скоростью резания, определяет мощность резания Ne (кВт):

N	e		= P (v 60)×10-3.		(14.15)
				z
Вместе с диаметром D обработки сила PZ определяет также крутящий
момент (Н·м):
М		к р		= P (v 60)×10-3.	(14.16)
				z

Силы PX, PY, PZ, крутящий момент Mкр, мощность резания Ne необходимо знать при определении допускаемых режимов резания, а также при проектировании станков, приспособлений и металлорежущих инструментов.

При сверлении, зенкеровании, развертывании в качестве технологических составляющих используются осевая сила и крутящий момент. При торцовом фрезеровании с вертикальной осью вращения фрезы используют крутящий момент, осевую силу PW (вертикальную) и две силы в горизонтальной плоскости – силу подачи PH и перпендикулярную ей силу PV.

295

Физические составляющие силы резания относят к тем площадкам (или зонам), где они в действительности возникают, т. е. к условной плоскости сдвига, к передней и задней поверхностям режущего инструмента и застойной зоны. Таким образом, при этом раздельно учитываются силы на передней и задней поверхностях инструмента (рис. 14.6).

Рис. 14.6. Физические составляющие силы резания

Раздельно рассматриваются также силы на главной и вспомогательной задних поверхностях. Для повышения точности расчета сил целесообразно раздельно учитывать силы на задних поверхностях застойной зоны и фаски износа.

Методика расчета сил резания в каждом конкретном случае должна учитывать закономерности и специфику рассматриваемого способа обработки. По числу, форме и расположению режущих кромок точение может представлять собой одну из четырех разновидностей лезвийной обработ-

ки: свободное прямоугольное, несвободное прямоугольное, свободное косоугольное и несвободное косоугольное резание. Каждая из названных схем имеет свои особенности, которые проявляются, главным образом, в положении плоскости стружкообразования относительно системы технологических координат x, y, z.

Наиболее простым является случай свободного прямоугольного резания, когда резание осуществляется одной прямолинейной кромкой, перпендикулярной к скорости резания v (рис. 14.7).

296

Рис. 14.7. Положение плоскости стружкообразования и схема сил при свободном прямоугольном точении

При свободном прямоугольном точении плоскость стружкообразования перпендикулярна режущей кромке, т. е. совпадает с главной секущей плоскостью, и содержит векторы скоростей схода стружки v1 и резания v.

Введем систему координат n, m, x, связанную с плоскостью стружкообразования. Ось n совпадает с проекцией вектора скорости схода стружки на основную плоскость, а ось x – с вектором скорости резания. При этом третья ось координатm направлена вдоль режущей кромки резца. Силы на задней поверхности(F1 и N1), определяющиеся в главной секущей плоскости (рис. 14.7), и проекции силы стружкообразования (Rn и Rx), определяющиеся в плоскости стружкообразования, в данном случае находятся в одной плоскости. Проекция силы резания на ось m равна нулю.

297

Рис. 14.8. Схема сил в условной плоскости сдвига и на укороченной передней поверхности резца со стабилизирующей фаской

Расчет технологических составляющих силы стружкообразования для условий пластического контакта стружки с инструментом целесообразно основывать на том, что в первую очередь определяются две касательные силы (рис. 14.8):

P = t

ab

=

t y

S

st(sin arctg

cosg

)-1,

(14.17)

y sinj y

b

x - sing

t

Sb

F = qF bc =

qF

Sbst

c

.

(14.18)

Sb

a

Относительная длина

контакта с/а

для схем резания

инструментами

со стабилизирующей фаской определяется по ширине фаски и действительному углу схода стружки:

			c	=	f		.		(14.19)
					a cos g
			a
При резании инструментом с полной передней поверхностью может
быть использована формула Н.Г. Абуладзе
	с	= z 0,1 éz (1 - tgg )+				1		ù.	(14.20)
	a	ê				ú
		ë				cos g û

Нормальную к передней поверхности составляющую силы стружкообразования найдем, проектируя на условную плоскость сдвига силы Pt , Ps , действующие на стружку со стороны условной плоскости сдвига,

и силы F и N, действующие на стружку со стороны передней поверхности

298

1

N = Pt

cos(j y - g )+ Ftg (j y - g ).

Силы Rx и Rn найдутся как проекции сил F и N на оси x и n:

R

= N cos g + F sin g = P

cos g

+ F

sinjy

=

cos(jy - g )

cos(jy - g )

x

t

= Kx Sb st ,

R

= F cos g - N sin g = F

cosjy

- P

sin g

=

cos(jy - g )

cos(jy - g )

n

t

= Kn Sb st ,

(14.21)

(14.22)

где

K

=

qF

c

1

z - sin g

-

t y

e

u

tgg ,

(14.23)

n

Sb

a z

cos g

Sb

Kx

t y

q

F

c 1

.

=

eu +

(14.24)

Sb

Sb

a z

Выразим силы N1 и F1

через нормальные напряжения qN1 и коэффици-

ент трения m1

на задней поверхности инструмента:

N1 = qN1h3

(t sinj),

(14.25)

F1 = m1N1.

Согласно экспериментальным данным, для резания сталей на ферритной основе твердостьюHB<3000 МПа без применения смазочноохлаждающих жидкостей можно принять

qN1 » HB3 » s b , m1 » 0,4 .

С учетом вышеизложенного формулы для определения силPX, PY, PZ при свободном прямоугольном точении имеют вид:

æ

t

ö

P

= (R

+ N

)sin j = ç K

S

St + s

h

÷sin j,

x

n

1

è

n

b

b

3 sin j ø

æ

t

ö

P

= (R

+ N

)cos j = ç K

S

St + s

h

÷cos j,

(14.26)

y

n

1

è

n

b

b

3 sin j ø

Pz

= Rx

+ F1 = Kx Sb St +m1s b h3 t sin j.

14.3. Схема и расчет сил при торцовом фрезеровании

299

Технологические оси при торцовом фрезеровании выбирают неподвижными относительно станка. Две оси (H и V) располагают в рабочей плоскости, причем ось H – в направлении подачи Sм, а третью ось W – перпендикулярно рабочей плоскости (рис. 14.9).

Рис. 14.9. Схема сил при несвободном прямоугольном фрезеровании торцово-конической фрезой: а) в основной плоскости; б) в рабочей плоскости;

в) в плоскости стружкообразования; г) развертка поверхности резания

Таким образом, при фрезеровании система координат Х, Y, Z, связанная с режущим лезвием, вращается относительно оси Y и оси X, Z изменяют свое положение относительно осей H и V.

Вследствие изменения толщины срезаемого слоя на каждом из работающих зубьев крутящий момент и мощность будут функциями угла q.

Не меньшее значение имеют изменения величины и направления сил PH и PV, действующих на механизмы перемещения стола фрезерного станка, а также изменения величины силыPY, отжимающей фрезу от обработанной поверхности детали и влияющей на точность обработки. При повороте фрезы силы PH и PV могут изменяться не только по величине, но и по направлению. Все это способствует возникновению вынужденных колебаний.

300

Для определения сил PH и PV, действующих в рабочей плоскости, на оси H и V проектируются силы Pzi и Pxi.

Cуммируя проекции сил Pzi и Pxi на оси H и V по всем зубьям Zр, контактирующим с обрабатываемой деталью, получим:

		Z p
	PH = å(Pxi sinqi + Pzi cosqi ),									(14.27)
		i =1
	P =	Z p	(- P		cos q		+ P sin q		).	(14.28)
		å				i		i
	V			xi			zi

i=1

14.4.Предел текучести и температура деформации при резании

Зависимость предела текучести от температуры и деформации может быть представлена в виде:

t p / Sb = AKe mp exp(-BDT ' ),

(14.29)

где DT¢ – приращение гомологической температуры в зоне деформации, m, k, B – показатели деформационного и скоростного упрочнения и температурного разупрочнения.

DT ¢ =

t

pe p

t

p

= A1

e p

= A1AW ,

Т

C

S

b

пл V

e p t p

dA

t p

AW = ò

de,

W

=

.

Sb

de p

Sb

0

Интегрируя уравнение (14.29) с учетом (14.30), получим

		1	æ		AA B K	e	e1+m	ö
A	=		lnç1	+	1 t			÷.
W		Bt A1	è		1 + m		p	ø

	t p			æ		AA B K		ö-1
		= AK emç1			+	1 t e	e1+m	÷ .
	S					1+ m
		e	p	è			p	ø
	b

(14.30)

(14.31)

(14.32)

301

Рис. 14.10. Схема к расчету температуры деформации

Предел текучести достигает

максимума

при условии: dt p de p = 0 ,

т. е.

~

~ m

1

t

AKe et

~

é

m(1 + m) ù1+m

=

, при e

=

(14.33)

S

b

1 + m

t

ê AK

e

A B ú

ë

1 t û

Максимальный предел текучести при резании сталей приблизительно в два раза больше, чем предел текучести этого же материала при статических испытаниях.

При больших скоростях, характерных для резания, тепловой поток, поступающий в деталь от условной плоскости сдвига, не зависит ни от скорости резания, ни от толщины срезаемого слоя:

	é	æ		va	öù
	Фд = lqдb ×ctgjy ê1	- expç	-		tgjy ÷ú	» lqдb ×ctgjy .	(14.34)
				w
	ë	è			øû

С учетом теплового потока от плоскости сдвига в деталь температура деформации (рис. 2.10) может быть определена по формуле:

	qд		=	te	K Pe ,	(14.35)
				СV
где t » 0,8S	= 0,8(1+d 100)s	b	,CV = 5 МДж/м3град,
b

	é	1- exp(Pe ×tgjy )ù-1
	K Pe = ê1 +		ú .	(14.36)
		Pe ×tgjy
	ê		ú
	ë		û

При больших значениях критерия Ре, характерных для условий обработки сталей твердосплавными инструментами K Pe » 1.

302

14.5. Температура полуплоскости от равномерно распределенного быстродвижущегося источника тепла

При расчете приращения температур передней и задней поверхностей инструмента используется решение о температуре полуплоскости от равномерно распределенного быстродвижущегося источника тепла.

При увеличении критерия ПеклеРе= vyw изотермы температурного

поля локализуются вблизи оси y и угол наклона их к этой оси уменьшается. Соответственно нормаль к изотерме, указывающая направление теплового потока и градиента температуры, составляет с осью x малый угол jр (рис. 14.11). Вследствие этого составляющая теплового потока вдоль оси x существенно больше, чем вдоль оси y. При достаточно больших значениях критерия Ре, характерных для резания, влиянием перетоков тепла в направлении оси y на температуру, возникающую на поверхности движущейся полуплоскости, можно пренебречь.

Рис. 14.11. Схема к расчету температуры в полуплоскости от быстродвижущегося равномерно распределенного источника тепла

Пренебрегая перетоками тепла вдоль осиy, элемент полуплоскости шириной Dy можно рассматривать как теплоизолированный полуограниченный стержень, к торцу которого в течение некоторого времени

t = y v .

(14.37)

подводится постоянный тепловой поток плотностьюq, а температурное поле полуплоскости – как совокупность независимых друг от друга одномерных нестационарных процессов в стержнях. Температура неограниченного стержня, к торцу которого подводится тепловой поток постоянной плотности описывается решением:

303

é

x

ù

ê

2

ú

qc

2

wt

q(x,t )=

ò¥

ê1 -

ò

exp(- u2 )du. údx .

(14.38)

p

l x

ê

0

ú

ê

ú

ë

û

Из формулы (14.38) при x = 0 следует, что температура на торце стержня прямо пропорциональна плотности теплового потока, обратно пропорциональна коэффициенту аккумуляции тепла и будет повышаться с течением времени пропорционально корню квадратному от времени -на грева:

q(0,t )=

2

qc

=

2

qc

t

=

2

qc

wt

t

(14.39)

l

C

w

e

p

p

p

V

где e= lдV .

Воспользовавшись (14.38), получим

q(0, y )=	2 qф						y		.	(14.40)
		p CV					vw

Как следует из (14.40), при постоянной плотности теплового потока q увеличение скорости v источника тепла приводит к уменьшению температуры.

14.6. Температура передней поверхности режущего лезвия

Температура стружки, контактирующей с режущим лезвием, определяется как сумма температуры деформации и приращения температуры стружки от трения о переднюю поверхность.

Температуры передней поверхности рассчитываются по программам, в основу которых положена процедура «ТЕРМ».

Длину рассматриваемого участка пластического контакта приведем к единице, перейдя к безразмерной координате y. Разобьем этот участок на N интервалов (рис. 14.12).

304

Рис. 14.12. Схема расчета температуры и предела текучести с учетом их взаимосвязи (процедура «ТЕРМ»)

Нулевое приближение приращения температурыT10 в конце первого интервала (i=1) определим, полагая источник тепла равномерно распределенным, а безразмерную плотность теплового потока равной q0 :

2

c

1 æ

c

T10 = A0q0

HN

va

(14.41)

ö

S

где

A

=

A Pe

1

ç1-

~

÷

,

A =

b

, Pe =

.

0

p

1

a z è

a ø

1

CV Tпл

w

Соответственно, нулевым приближением безразмерной плотности теплового потока q10 в конце первого интервала будетq0, поскольку распределение q(y ) принято равномерным.

Следующее (первое) приближение для безразмерной плотности теплового потока вычислим с помощью формулы

	æ			T10	öBq
q11 = q0	ç				÷
	ç1	-			÷ .	(14.42)
				1 -T
	è		0		ø

Затем вычислим мощность стока К11 и температуру Е11:

	K	q0	- q11	,T	= T	- A K				(14.43)
							H	N	.
	11		2	11	10	1 11

Используя Т11 вместо Т10 и повторяя цикл вычислений(2.42)–(2.43), получим второе и аналогичноPе приближение. Ограничим число итераций значением r.

305

Для перехода к следующему интервалу(i=2) температура Т1, полученная на последней итерации, экстраполируется на длину соответствующую концу второго интервала, рис. 14.12.

Далее повторяется цикл вычислений по формул, аналогичным (14.42)–(14.43). Эти формулы запишем в общем виде:

T0i = A0q0

- A0K1p

, (i = 2),

iH N

iH N

æ

öBq

ç

Ti, p-1

÷

qA - qip

q

= q

0

ç1 -

÷ , K

ip

=

,

ip

ç

1 -

273 +qi ÷

2

ç

÷

T

è

ø

где qA = q0 при i < 3, и qA = qi -2 при i ³ 3 .

Tip = T0i - A0Kip

, (p = 1,2...r).

H N

(14.44)

(14.45)

Уточнение температуры в концеi-го интервала достигается путем итераций с введением дополнительного стока тепла. В результате вычислений получаем распределение температуры и предела текучести на участке пластического контакта, а также среднюю температуру на этом участке.

При увеличении температуры снижаются механические характеристики материалов и уменьшаются плотности тепловых потоков. В результате этого рост температуры все более замедляется при приближении к температуре плавления.

14.7. Температура задней поверхности режущего лезвия

Температура задней поверхности режущего лезвияявляется резуль-

татом действия двух источников тепла: застойной пластической области, соприкасающейся с линией среза на участке h1, и фаски износа h3. Если на передней поверхности режущего лезвия имеется упрочняющая фаска, то высота застойной зоны увеличивается на величину участка h2.

При отсутствии упрочняющей фаски на передней поверхности режущего инструмента закон распределения плотностей тепловых потоков может быть представлен в виде двух равномерно распределенных источников тепла: плотностью q0 на участке (0, h1 ) и плотностью q3 на участке

( h1, h3 ), действующих на поверхности, движущейся со скоростью v детали

(рис. 14.13).

306

Рис. 14.13. Схема распределения плотности теплового потока на задней поверхности при резании: 1 – зона стружкообразования; 2 – застойная зона; 3 – фаска износа

Заменим два заданных источника тепла одним источником плотностью q0 , равномерно распределенным на участке (0, h1+ h3 ), и одним равномерно распределенным стоком тепла плотностью q0 – q3 , действующим в интервале (h1, h1+ h3 ). В этом случае температура на фаске износа равна:

q3 = A0q0 [y3 - (1- q3 q0 )y3 -y1 ]×Tпл =

=

2

Sb

vH 0

×T

q

[

- (1- q q

)], (14.46)

(h + h )

H

h

H

p CV Tпл

w

пл

0

1

3

0

3

0

3

0

где A

=

2

A

vH0

, A

=

Sb

,

H

0

= 1×10-3 мм,

h

» 0,3a.

w

C Т

0

p

1

1

пл

1

V

Влияние застойной зоны выражается в том, что из-за разности плотностей тепловых потоков на участках застойной зоны и фаски износа температура достигает максимума непосредственно на режущей кромке .

При средних и толстых срезах именно значения этой максимальной температуры в большинстве случаев определяют допускаемые скорости резания. По мере износа инструмента, т. е. с увеличением ширины фаски износа, температура уменьшается, достигает точки минимума и только после этого снова возрастает (рис. 14.14).

307

задней	град.Ц.	1000
		900
		800
Температура	поверхности,
		700
		600
		500
		400
		300
		0,044	0,072	0,153	0,246	0,34	0,434	0,528	0,621
				Координата задних поверхностей

Рис. 14.14. Влияние ширины фаски износа на распределение температуры (а)

ина среднюю температуру (б) при точении стали 60 HB = 2750 МПа, резцом Т5К10, g = 15°, gf = 0°, v = 22 м/мин, s = 1,5 мм/об, t = 4 мм

При высоких скоростях резания, больших значениях ширины фаски износа, при резании прочных материалов, то есть при условиях, соответствующих высоким температурам, для расчета температуры задней поверхности необходимо применять процедуру«ТЕРМ», описанную выше. В этом случае расчет производится по специальным программам, учитывающим взаимосвязь температуры и предела текучести.

308

15. ИЗНОСОСТОЙКОСТЬ ИНСТРУМЕНТА И РЕЖИМЫ РЕЗАНИЯ, ПРОЕКТИРОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА

15.1. Изнашивание и износостойкость режущих инструментов

Природа изнашивания. В различных условиях резания изнашивание инструмента может иметь различную физическую природу.

Пластические деформации инструментального материала происходят при высоких температурах и напряжениях в режущем лезвии. Они приводят к изменению формы режущего лезвия и могут отразиться на работоспособности инструмента. Пластическое состояние инструментального материала способно резко интенсифицировать процессы изнашивания инструмента. Характерны для обработки жаропрочных труднообрабатываемых материалов (никелевых сплавов), черновой обработки сталей с большими сечениями срезаемого слоя, для обработки закаленных сталей.

Адгезионное взаимодействие между инструментальным и обрабатываемым материалами (схватывание) проявляется в возникновении межмолекулярных связей на поверхности соприкасающихся материалов. При этом необходимо, чтобы соприкасающиеся поверхности были чистыми (без окисных пленок и .тп.) и контакт осуществлялся при высоких нормальных давлениях и температурах.

Все эти условия выполняются при резании. Движение стружки и детали относительно инструмента приводит к разрушению межмолекулярных связей и к образованию новых. Таким образом, зерна карбидов в твердых сплавах (или иные частицы инструментальных материалов) находятся под воздействием многократно повторяющихся нагрузок. В результате через некоторое время достигается предел усталостной прочности и происходит микроразрушение частицы инструментального материала.

Объяснения механизма изнашивания на основе явленийдиффузионного растворения инструментального материала в обрабатываемом были даны Т. Н. Лоладзе, а также Е. М. Трентом. В обычных условиях диффузия в металлах является весьма медленным процессом. Скорость диффузии зависит от температуры, взаимной растворимости металлов друг в друге. По данным Т. Н. Лоладзе, скорость диффузии удваивается при повышении температуры на каждые 20 °С. Поэтому предполагают, что диффузионный износ становится превалирующим при высоких контактных температурах.

Другим фактором, влияющим на скорость диффузии, является концентрация диффундирующего вещества в металле растворителе. При увеличении концентрации (для неподвижных соприкасающихся металлов– увеличении времени) скорость диффузии резко снижается.

309

Абразивный износ обусловлен наличием в материале заготовки твердых частиц. Интенсивность абразивного изнашивания может возрасти при окислении инструментального материала. При температурах 700–800 °С и выше кислород воздуха вступает в химическую реакцию с кобальтом и карбидами. Твердость продуктов окисления в40–60 раз ниже твердости твердых сплавов.

Геометрия износа. Режущие инструменты изнашиваются по задним и передним поверхностям. Изнашивание задних и передней поверхностей происходит одновременно. По мере изнашивания инструмента на его задних поверхностях возникает и увеличивается фаска износа (рис. 15.1).

hn

h3
g	h 3

	a	h в
j	g	hg	h в
				j
				j1

а)

б)

Рис. 15.1. Схема износа задних поверхностей на участке главной режущей кромки и вблизи вершины режущего лезвия: a) в секущих плоскостях, б) в плоскости резания

Ширина фаски износа используется в качестве одной из характеристик износа. Она может быть неодинаковой по длине режущих кромок. При несвободном резании очень часто наибольшая ширина фаски износа наблюдается в окрестности вершины инструмента. Отношение ширины

фаски износа у вершины режущего лезвия к ширине фаски износа на главной задней поверхности характеризует неравномерность износа задних поверхностей инструмента.

Неравномерность износа задних поверхностей уменьшается при уменьшении действительных углов в плане в окрестности вершины на участке длиной (1,5–2,0)S. Это может быть достигнуто увеличением радиуса закругления вершины инструмента.

Исследования показывают, что, как правило, при r/S » 10 отношение

hв /h3 » 1,0.

Предельная ширина фаски износа h3* обычно используется в качестве одного из критериев затупления инструмента.

310

С тангенциальным износом связана другая характеристика– нормальный износ hn или у вершины инструмента – радиальный износ hr (рис. 15.2):

	hn =Knh3	, Kn =	1	=	sina	n	cosg	f		.	(15.1)
			ctgan - tgg f		cos(an + g f )

Рис. 15.2. Схема к расчету соотношения между тангенциальным и нормальным износами инструмента

Удвоенная величина радиального износа определяет погрешность обработки, связанную с износом инструмента.

С физической точки зрения использование нормального износа в качестве характеристики износа предпочтительнее, чем тангенциального (ширины фаски износа). Понятие нормального износа сохраняется и для передней поверхности инструмента. Это позволяет применить единый подход к описанию процессов изнашивания задней и передней поверхностей.

Форма износа передней поверхности зависит от того, в каком месте происходит наибольший нормальный износ. Если наибольший нормальный износ удален от режущей кромки, то на передней поверхности образуется лунка (рис. 15.3а).

При этом действительный передний угол увеличивается, а наибольший нормальный износ характеризует глубину лунки. Если же преобладают пластические деформации и максимальный нормальный износ -пе редней поверхности происходит вблизи режущей кромки, то наблюдается округление и опускание режущей кромки, вследствие чего действительный передний угол режущего лезвия уменьшается (рис. 15.3б).

311

Рис. 15.3. Схемы износа передней поверхности инструмента в виде: a) образования лунки, б) опускания режущей кромки

Характеристики изнашивания. Процесс изнашивания инструмента может быть охарактеризован изменением характеристик износа инструмента (h3, hn) в зависимости от путиL резания. В простейшем частном случае зависимости h(L) могут быть линейными, однако в общем случае параметры износа нелинейно изменяются с ростом пути резания(рис. 15.4).

h3	2
h3		3	4
			1
	L2	L 3	L 4 L

Рис. 15.4. Различные зависимости характеристик износа инструмента от пути резания: 1 – линейная, 2 – выпуклая, 3 – вогнутая,

4 – типичная кривая с выпуклым, линейным и вогнутым участками

Производные от параметров износа по пути резания в каждый конкретный момент времени резания(или при конкретном значении пройденного пути резания) называют интенсивностями изнашивания поверхностей инструмента:

dL3	=	dh3	,	dLn =	dhn	.	(15.2)
		dL			dL

312

Изменение условий резания может оказывать большое влияние на характеристики изнашивания инструмента. Число факторов, характеризующих условия резания, велико. В качестве такого обобщенного фактора часто использовалась температура резания, измерявшаяся методом естественной термопары.

Интенсивности изнашивания рабочих поверхностей зависят от соответствующих температур при фиксированных геометрии и параметрах износа инструмента, а при наличии пластических деформаций режущего лезвия – от температуры режущего лезвия(температуры формоустойчивости) и напряжения.

Некоторый достаточно высокий уровень интенсивности изнашивания задней поверхности инструмента условно может быть принят как верхний предельный. На рис. 15.5 в качестве верхнего предельного уровня для обработки никелевого сплава резцом ВК8 принята интенсивность изнашивания d*L1 » 8×10-6, а для обработки сталей резцом Т5К10 – d*L1 » 0,3×10-6.

d L3 × 1 06			d3 1
6 , 4
3 , 2			1
1 , 6
0 ,8	d 3 0
0 ,4		2
			d 31
0 , 2
0 , 1		3
0 , 0 5	d 30	4	q1
0 ,0 2 3 15 4 00 50 0 63 0 80 0 100 0 q°С

Рис. 15.5. Зависимости интенсивностей изнашивания задней поверхности от температуры этой поверхности при точении никелевого сплава ЭИ698 ВД резцом ВК8 (кривая 1) и сталей резцом Т5К10 (кривая 2)

Вдиапазоне изменения температуры задней поверхностиq3 > (700–

800)°С интенсивность изнашивания d*L3 возрастает с ростом температуры. Минимальные интенсивности изнашивания dL0 и для обработки никелевого сплава резцами ВК8 и для обработки сталей резцами Т5К10 наблюда-

лись при температуре q30 » (700–800) °С, а интенсивности изнашивания dL1, принятые в качестве верхних уровней, соответствовали температуре q31 » (1150–1200) °С.

313

Критерии затупления инструмента. Характеристики износостойко-

сти инструмента определяются при достижении одним или несколькими параметрами износа предельных значений – критериев затупления по задней h3* либо передней hn* поверхностям. В качестве критериев затупления могут использоваться и другие прямые или косвенные характеристики из-

носа, например: изменение переднего угла Dg * , достижение некоторого предельного уровня шероховатости обработанной поверхности, интенсивности изнашивания инструмента и т. д.

Характеристики износостойкости инструмента. Имея зависимости параметров износа от пути резания(кривые износа) h(L), можно определить интенсивности изнашивания dL3(L) и dLn(L) графическим дифференцированием.

Одной из характеристик износостойкости являетсяпуть резания L*. Большему пути резания, пройденному до достижения критерия затупления, соответствует более высокая износостойкость инструмента.

С практической точки зрения во многих случаях удобнее использовать не путь резанияL*, а связанное с ним время работы инструмента до достижения одного из критериев затупления. Это время называют стойкостью Т (или периодом стойкости) инструмента. При резании с постоянной скоростью v стойкость Т = L* / v.

Кроме стойкости T, пути резания L*, в качестве характеристики износостойкости применяют также площадь обработанной поверхности

F* = L*S = vST.

Путь резания L*, стойкость T, площадь F* обработанной до затупления поверхности и средние интенсивности изнашиванияd3,ср , dп, ср являются интегральными характеристиками: они зависят от изменения скорости резания, интенсивностей изнашивания инструмента и критериев затупления.

В связи с этим при задании характеристик износостойкости необходимо указывать критерии затупления, которым они соответствуют.

Износостойкость инструмента является одним из наиболее важных его качеств. Чаще всего уровни стойкостиT либо площади обработанной поверхности F* задают в качестве требований к инструменту на основании технологических ограничений или экономической целесообразности. Эти требования к износостойкости инструмента учитываются при выборе марки инструментального материала, расчете допускаемых режимов резания

иназначении рациональных геометрических параметров инструмента.

15.2.Обрабатываемость материалов, характеристики обрабатываемости

314

Вшироком смысле обрабатываемость характеризует совокупность качеств материалов, определяющих производительность обработки резанием. Полное исследование обрабатываемости материала включает определение оптимальных марок инструментального материала применительно к различным способам обработки резанием, оптимальных геометрических параметров режущих инструментов, составов СОЖ, установление зависимостей сил резания, стойкости инструмента, шероховатости обработанной поверхности от условий резания, установление оптимальной термической обработки материала или даже способов легирования материала с целью повышения показателей обрабатываемости.

Вболее узком смысле под обрабатываемостью понимают соотношения между скоростями, соответствующими фиксированной стойкости инструмента, при обработке различных материалов. В этом смысле большое значение имеет установление зависимости допускаемой скорости резания от прочностных, теплофизических характеристик обрабатываемого материала.

Эмпирическое определение стойкости инструмента по критерию -за тупления основано на осреднении интенсивности изнашивания инструмента за период стойкости. Эмпирические зависимости стойкостиТ от скорости резания v впервые были использованы для назначения рациональной скорости резания Ф. Тейлором. Опыты проводились при различных, но постоянных в течение всего периода стойкости скоростях резания. Результаты эксперимента аппроксимировались степенной функцией, так называемым уравнением Тейлора:

Tvm = C.

(15.3)

График функции (3.3) в координатах с логарифмическими шкалами представляет собой прямую линию lgT + m lgv = lgC .

Степенные функции (3.3) нашли широкое практическое применение благодаря простоте степенных функций, возможности графической обработки результатов эксперимента и минимизации при этом относительных ошибок аппроксимации во всем диапазоне изменения стойкости. На основе использования степенных функций разрабатывались нормативы режимов резания.

Считается, что степенные функции хорошо аппроксимируют результаты эксперимента при резании сталей в области высоких скоростей резания, т. е. таких скоростей, при которых температура резания приближалась к предельным значениям, характеризующим теплостойкость инструментального материала.

Уравнение (15.3) используется для определения скорости резанияvT по заданной стойкости инструмента

315

v =	C	.	(15.4)
T	T1 m

Сопоставление скоростей vT для различных материалов при прочих равных условиях резания используется для характеристики обрабатываемости материалов. В связи с этим скорости резания, допускаемые износостойкостью инструмента, относят к характеристикам обрабатываемости материалов.

Во избежание катастрофического износа и поломок инструмента в связи с пластическими деформациями режущего лезвия необходимо -ис пользовать в качестве критериев выбора допускаемой скорости резания интенсивности изнашивания поверхностей инструмента.

Скорости резания, соответствующие конкретному уровню интенсивности изнашивания поверхностей инструмента, будем обозначать vd, в частности верхнему уровню интенсивности изнашивания соответствуют

наибольшие целесообразные скоростиv1, а нижнему (минимальному) уровню – минимальные целесообразные скорости v0 (рис. 15.6).

lg T	a	a
		2>	1 Lmax	135°
lgT0			a1
	L кр
lgTкр
			lg vо lgvкр lgv

Рис. 15.6. Схема к определению минимальной целесообразной скорости резания по графику T(v) в координатах с логарифмическими шкалами

Работа со скоростями резания, меньшими, чем v0 , нецелесообразна, так как при этом не только уменьшается производительность обработки, но и возрастает расход режущего инструмента.

Одним из недостатков уравнения Тейлора является несоответствие расчетных значений стойкости, экстраполированных на малые скорости резания, фактическим. При уменьшении скорости резания графики зависимостей стойкости от скорости в координатах с логарифмическими шкалами не являются прямыми линиями. С практической точки зрения представляет интерес уменьшение скорости резания лишь доминимальной целесообразной скорости v0, при которой достигаются минимальная средняя

316

интенсивность изнашивания и, соответственно, максимальный путь резания L*max:

L* = vT = max при T=T(v).

(15.5)

В координатах с логарифмическими шкалами соответствующие максимальному пути резания минимальная целесообразная скорость резания v0 и стойкость T0 определяются точкой касания прямой линии с углом наклона 135º к графику T=T(v) (рис. 15.6).

Эти скорости называютсяоптимальными (по критерию износостойкости инструмента).

Кроме перечисленных выше понятий скорости резания, используется понятие скорости vq , соответствующей постоянной температуре.

Скорости резания vT, vF , vd,ср соответствуют интегральным характеристикам износостойкости (стойкости, площади обработанной поверхности и средней интенсивности изнашивания инструмента), а скорости vd, v1 и v0, соответствуют фиксированным интенсивностям изнашивания рабочих поверхностей инструмента, скорость vкр, соответствует потере формоустойчивости режущего лезвия.

Обрабатываемые материалы обычно делят на группы обрабатываемости. В пределах каждой группы материалы имеют близкие химический состав, структуру, теплофизические характеристики. Влияние этих факторов на допускаемые скорости резания учитывается эмпирическими константами, постоянными или мало изменяющимися в пределах одной группы обрабатываемости.

15.3. Назначение режимов резания и параметров инструмента при обработке резанием

Обработку резанием условно разделяют на черновую и чистовую. Черновая обработка производится с целью удаления излишнего при-

пуска или дефектного поверхностного слоя материала, образующегося при получении заготовки методами литья, давления, сварки или после термообработки.

К чистовой обработке обычно относят лезвийную обработку, определяющую окончательные геометрические размеры, форму и качество обработанной поверхности (поверхностного слоя). При этом достижение желаемого результата зависит от припуска на обработку и его колебаний, жесткости и точности станка, технологических приспособлений, марки и геометрических параметров режущего инструмента, режима резания, а также применения смазочно-охлаждающих жидкостей (технологических сред).

Выбор инструментального материала. Учитывая, что при черновой обработке имеют место значительные колебания припуска и сил резания, а при наличии литейной корки – и твердые включения в виде песка, в ка-

317

честве инструментального материала для черновых (обдирочных) инструментов применяют наиболее прочные, но несколько менее износостойкие твердые сплавы. При черновой обработке сталей на ферритной основе чаще всего используют титано-вольфрамокобальтовый твердый сплав Т5К10 (Р30–Р40). Альтернативой сплаву Т5К10 могут быть более износостойкие, но менее прочные сплавы ТТ20К9 (Р25), Т14К8 (Р20) и при спокойных условиях работы – Т15К6 (Р10). Для тяжелых условий работы с ударами вместо сплава Т5К10 может быть применен менее износостойкий, но более прочный сплав ТТ7К12 (Р50). При точении никелевых, титановых сплавов, аустенитных сталей применяют вольфрамокобальтовый сплав ВК8 или ВК8М (К30).

Для чистовой обработки применяют более износостойкие, но менее прочные инструментальные материалы.

Для точения сталей на ферритной основе, не прошедших термообработку, применяются твердые сплавы Р01–Р10 (Т30К4, Т15К6). Сплав Р10 применяют для получистовых режимов и несколько более толстых срезов. Для чистовой обработки закаленных сталей применяют сплав 15Т К6, оксидную минералокерамику (ВОК60 и др.), сверхтвердые материалы на основе кубического нитрида бора. При обработке жаропрочных сплавов на никелевой основе лучшие результаты показали мелкозернистые сплавы (ВК10–ОМ, ВК10–ХОМ).

Все более широко применяются также инструменты с износостойкими покрытиями. Для более износостойких и хрупких инструментальных материалов, а также для режущих пластин с износостойкими покрытиями характерно применение более высокой скорости резания и меньших толщин срезаемого слоя.

Определение глубины резания. При черновой обработке минимальная глубина резания определяется глубиной дефектного слоя и погрешностями, характерными для метода получения заготовки. Для штамповки сюда следует отнести смещение поверхностей штампа и радиальное биение цилиндрических поверхностей для поковок указанных размеров нормальной точности. Кроме того, минимальный односторонний припуск поковок или отливок включает шероховатость обработанной поверхности, глубину дефектного слоя, а также погрешности установки и закрепления.

Максимальная глубина резания зависит от рекомендуемого или -на значенного допуска на обрабатываемую поверхность наличия напусков, штамповочных или литейных уклонов, а также от принятой последовательности обработки, выбранных баз, способов настройки на размер.

При чистовой обработке глубина дефектного слоя, высота микронеровностей (шероховатостей поверхности), погрешности установки, колебания обрабатываемой поверхности также имеют место, однако они, как правило, значительно меньше по величине. Поэтому глубина резания при

318

чистовой обработке назначается минимально возможной, но не менее суммы перечисленных погрешностей.

Рис. 15.7. Форма режущего лезвия резца для черновой обработки сталей

Определение подачи, угла в плане и допуска на обработанную поверхность.

На выбор подачи оказывают влияние требования к шероховатости и точности обработанной поверхности, к износостойкости режущего инструмента и др.

Шероховатость поверхности при черновой токарной обработке зависит в основном от геометрических факторов и приближенно может быть оценена по формуле Чебышева:

Rz »	s	2	.	(15.6)
	8r

В частности, при S = 0,6 мм и r = 1,2 мм, Rz = 30 мкм.

Кроме того, для обеспечения равномерности износа при вершине

должно выполняться соотношение: s » 0,1. r

Выбор рациональных форм и геометрических параметров режущих лезвий инструмента. Для устранения неравномерности износа могут быть введены зачищающая и переходная режущие кромки. Такая форма вершины в плане особенно рациональна при больших подачах (рис. 15.7).

Длина зачищающей кромки должна быть не менее : подачи lS » (1,1-1,2)S. Зачищающая кромка обеспечивает требуемую шерохова-

тость обработанной поверхности и может быть либо криволинейной(ра-

319

диусом R ³ 10 × S ), либо прямолинейной. Для предохранения зачищающей кромки от интенсивного изнашивания перед зачищающей кромкой целесообразно затачивать переходную кромку. Длина ее lп должна быть приблизительно равна длине зачищающей кромки, а угол в планеjп должен находиться в пределах 5-10°.

Угол наклона режущей кромки. При крупных сечениях срезаемого слоя твердосплавную пластину располагают под углом наклона главной режущей кромки (l » 5°). Положительные углы наклона режущей кромки способствуют возникновению в режущей пластине благоприятных сжимающих напряжений, что необходимо для увеличения хрупкой прочности режущей пластины. При этом образующаяся стружка упирается в обработанную поверхность детали, что способствует стружколоманию.

Задние углы. При черновой обработке задние углы инструмента задают в пределах 6–8°. При толстых срезах, увеличенных передних углах инструмента и уменьшенных скоростях резания положительное влияние на прочность режущего лезвия и износостойкость инструмента оказывают

округление режущих кромок или заточка небольшой фаски с нулевым задним углом (до 0,2–0,3 мм). Наличие фаски предварительного притупления позволяет предотвратить пластические деформации режущего лезвия.

Увеличение радиуса R благоприятно влияет не только на шероховатость обработанной поверхности, но и на интенсивность изнашивания инструмента в окрестности вершины резца.

Зачищающая кромка должна быть расположена в основной плоскости, т. е. под углом l = 0°. Это необходимо для обеспечения наименьшей шероховатости обработанной поверхности.

Переходную и главную режущие кромки целесообразно наклонить под углом l = 15° (рис. 15.8).

Другим назначением указанных различных углов наклона главной и зачищающей кромок является отвод стружки от обработанной поверхности и ее завивание.

Увеличение подачи при обработке конкретной поверхности с заданной площадью уменьшает путь резания и, соответственно, не требует малых интенсивностей изнашивания. Поэтому во многих случаях чистовая обработка с увеличенными подачами благоприятно сказывается на точности и качестве обработанной поверхности.

320

Рис. 15.8. Форма режущего лезвия с криволинейной переходно-зачищающей кромкой, различными углами наклона зачищающей и главной кромок и предварительным притуплением задней поверхности

При обработке сталей выбор рациональной температуры может быть связан не только с изнашиванием инструмента, но и с требованиями к шероховатости обработанной поверхности. Среди факторов, влияющих на шероховатость обработанной поверхности, важное место занимают нарост или застойная зона на передней поверхности инструмента.

Высота застойной зоны уменьшается с уменьшением толщины срезаемого слоя и увеличением температур передней поверхности и задней поверхности вблизи режущей кромки. При этом уменьшается и шероховатость обработанной поверхности.

Таким образом, если повышение износостойкости инструмента требует уменьшения температуры и скорости резания, то уменьшение влияния застойной зоны на расчетную шероховатость требует увеличения температуры. Таким образом, оптимальными для чистового точения следует считать минимальные скорости резания и температуры, обеспечивающие требуемую шероховатость обработанной поверхности.

Таблица 15.1

Номинальные значения скоростей резания v15 для точения сталей резцами с твердосплавными пластинами S6 (Р40, Т5К10)

	Сталь	Твердость HB,	Подача S, мм/об
		МПа	0,3	0,6	1,2
	Легированная	1800	100	70	50
	Закаленная с отпуском	2750	70	50	35

321

Таблица 15.2

Значения поправочного коэффициента КТ на скорость резания в зависимости от стойкости инструмента

Период стойкости, минТ	10	15	20	25	30	45	60
Коэффициент КТ	1,1	1,0	0,95	0,90	0,87	0,80	0,75

При назначении рациональной скорости резания на практике обычно пользуются рекомендациями, полученными эмпирически. Они могут быть представлены в виде таблиц. Проиллюстрируем сказанное практическими рекомендациями «Сандвик Коромант» (табл. 15.1 и 15.2).

Табличное значение скорости резания, рекомендуемое «Сандвик», равно 70 м/мин. Однако необходимо учесть поправки на изменение твердости и периода стойкости:

	K HB	æ 1800		ö1,5	= 0,7
		= ç		÷
			2290
		è		ø	.

Если принять в качестве рациональной стойкости не15 мин, как рекомендует «Сандвик», а 60 мин, то поправочный коэффициент KT = 0,75.

Таким образом, рекомендуемое рациональное значение скорости резания

v60 » vтаб × K HB × KT = 37 м/мин.

Другой метод назначения рациональной скорости резания связан с анализом температур и интенсивностей изнашивания инструмента.

	1000
С	900
					Температура
Температура,	800
					поверхности
					задней
	700				поверхности
					Температура
	600
					передней
	500
	400
	20	30	40	50	60
		Скорость резания, м/мин

Рис. 15.9. Влияние скорости резания на температуры передней, задней поверхностей и на среднюю температуру при точении стали 45 (НВ 2290 МПа) твердосплавным резцом

Т5К10, j = 60°, r = 1,2 мм, g = 10°, z = 2, S = 0,6 мм/об, t = 5 мм, hз = 1 мм

322

Воспользовавшись программой для расчета температуры, построим графики зависимости температуры от скорости резания, соответствующие рациональному диапазону изменения температуры передней поверхности

800–900 °С (рис. 15.9).

Рациональная скорость резания, рекомендованная «Сандвик», соответствует температуре передней поверхности около800–820 °С. Таким образом, эту температуру можно считать рациональной для черновой обработки стальных деталей и по ней назначать скорости резания.

Таблица 15.3

Пример назначения режима резания и параметров режущего инструмента при черновой обработке

Режим резания

Параметры инструмента: резец

проходной левый Р30 (Т5К10)

Обозначение

t,

S,

n,

v,

j о

r,

g о

aо

lо

hз*,

f,

перехода

мм

мм/об

об/мин

м/мин

мм

мм

мм

Операция 10

4,9

0,6

40

34

70

1,2

10

8

5

1

0,5

10.3

При чистовой обработке скорость резания также можно назначать, ориентируясь по температуре (рис. 15.10).

.	1000
Ц	900
град.
	800
Температура,
	700
	600
	500
	400
	50	63	80	100 125	160 200	250
		Скорость резания, м/мин

Пер.пов.,s=0,4

мм/об, t=0,5 мм

Задн. пов. s=0,4 мм/об, t=0,5 мм

Пер.пов.s=0,2 мм/об, t=0,2 мм

Задн.пов. s=0,2 мм/об, t=0,2 мм

Рис. 15.10. Влияние скорости резания на температуру при точении стали НВ=2290 МПа

Меньшим температурам соответствует более высокая стойкость инструмента, но и большая шероховатость обработанной поверхности в связи с влиянием застойных зон и наростов. При увеличении температуры шероховатость поверхности уменьшается, но наряду с этим уменьшается и стойкость инструмента.

Таблица. 15.4.

323

Пример назначения режимов резания и параметров режущего инструмента при чистовой токарной обработке

Режим резания

Параметры инструмента: резец

проходной левый Р30 (Т5К10)

Обозначение

t,

S,

n,

v,

j о

r,

g о

aо

lо

hз*,

f,

перехода

мм

мм/об

об/мин

м/мин

мм

мм

мм

Операция 30

0,55

0,4

80

63

45

1,2

10

8

0

0,6

0,25

30.6.2.

Учет других ограничений по силам. На черновых переходах должна

быть произведена проверка по допускаемой силе РZ*:

Pz<РZ*.

(15.7)

Допускаемая сила РZ* может быть определена, например, по крутящему моменту, допускаемому прочностью коробки скоростей станка.

Аналогично проверяется ограничение по силе Рx*, допускаемой прочностью механизма подачи.

Px<Px*

(15.8

)

Если условия (15.7–15.8) не выполняются, то возможно одно из двух решений. Первое заключается в уменьшении толщины срезаемого слоя и повторении расчета, второе – во введении дополнительного прохода, обеспечивающего требуемое колебание припуска при принятой подаче.

При необходимости выполняется проверка по мощности резания:

Pz × v / 60 /1000 < N ý .

(15.9)

324

Раздел VII. ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ

И ТЕХНОЛОГИИ СВАРОЧНОГО ПРОИЗВОДСТВА

16.ХАРАКТЕРИСТИКА СПОСОБОВ СВАРКИ

ИСХЕМАТИЗАЦИЯ СВАРОЧНЫХ ПРОЦЕССОВ

16.1. Классификация	и	технологические	характеристики
различных способов сварки

Сваркой называют образование неразъемного соединения заготовок или деталей машин путем их местного сплавления, совместного деформирования, сдавливания, в результате чего возникают прочные связи между атомами (молекулами) соединяемых тел.

Основные физические процессы, лежащие в основе различных способов сварки, заключаются:

·в местном расплавлении материала свариваемых заготовок(деталей) и последующем сплавлении, кристаллизации расплавленного металла

собразованием общих для соединяемых заготовок кристаллических решеток;

·в создании условий, благоприятных для адгезии (схватывания) поверхностей свариваемых заготовок путем очищения контактируемых поверхностей от оксидов, загрязнений, нагрева и совместного пластического деформирования;

·в создании условий, благоприятных для взаимной диффузии атомов в поверхностных слоях контактирующих материалов, находящихся в твердом состоянии;

·в объединении частей молекулярных цепей при сварке пластмасс. Сваркой соединяют однородные и разнородные металлы и их сплавы,

металлы с некоторыми неметаллическими материалами(керамикой, графитом, стеклом и др.), а также пластмассы.

Существует свыше 60 различных способов сварки, отличающихся друг от друга способами нагрева заготовок, источниками энергии, наличием или отсутствием расплавления материала свариваемых заготовок, применением присадочных материалов или плавящихся электродов, совместного пластического деформирования, диффузии и т. д. Классифицируют различные способы сварки по большому числу признаков.

С учетом природы физических процессов, обеспечивающих получение неразъемных соединений, различные способы сварки принято подразделять на 2 основные группы: термические (или способы сварки плавлением) и термомеханические, сочетающие применение нагрева заготовок с механическим воздействием (давлением).

325

К термическому классу относятся способы сварки, осуществляемые плавлением с использованием различного вида энергии.

Существующие методы термической сварки могут быть классифицированы по виду источников теплоты, способы сварки – по типу защиты ванны и свариваемого металла от взаимодействия с атмосферой воздуха, особенности введения теплоты, степени автоматизации процессов и другим признакам. По виду источника теплоты могут быть выделены методы сварки плавлением: дуговая электрошлаковая; электронно-лучевая; лазерная; свето-лучевая; газовая; плазменная; термитная.

По виду защиты свариваемого металла и сварочной ванны от окружающей атмосферы могут быть выделены способы сварки со шлаковой, газошлаковой и газовой защитой.

По материалу и функциональному назначению электродов различают сварку плавящимся и неплавящимся электродом.

По роду применяемого электрического тока: на постоянном или переменном токе, при непрерывной подаче тока или импульсами тока, в зависимости от знаков электрического заряда на электродах при постоянном токе: при прямой и обратной полярности.

В зависимости от формы сварного соединения: стыковую, точечную, шовную сварку.

По степени автоматизации процесса существующие способы сварки могут быть разделены на ручную, полуавтоматическую и автоматическую.

Термомеханическая сварка основана на сближении свариваемых поверхностей до образования межатомных связей путем схватывания(адгезии) или путем диффузии. Для возникновения адгезионных связей необходимы высокие давления, повышенные гомологические температуры, а также отсутствие оксидных пленок, наличие чистых поверхностей контактирующих металлов (материалов). Поскольку такого сближения контактируемых поверхностей и создания высоких давлений необходимы большие удельные силы, в месте адгезионного соединения поверхностей свариваемых заготовок обычно происходит пластическая деформация.

При сварке металл нагревают при помощи источников тепла, распределенных различным образом по поверхности или по объему свариваемых заготовок. При сварке плавлением источники тепла должны проплавить кромки основного металла, расплавить в нужном количестве присадочный металл или металл электрода, образовать жидкую металлическую ванну. Для осуществления сварки в пластическом состоянии достаточно нагреть сдавливаемые участки поверхности металла до температуры, меньшей температуры плавления.

Как при сварке плавлением, так и при сварке в пластическом состоянии поверхности свариваемых частей металла подготовляют к осуществлению атомной или молекулярной связи путем местного нагрева до тем-

326

пературы, либо превышающей температуру плавления, либо несколько меньшей этой температуры.

При различных видах сварки используются разнообразные источники тепловой энергии: электрическая сварочная дуга (прямого или косвенного действия), струя разогретого до высоких температур газа, пропускаемого через электрическую дугу или совмещенную с электрической дугой, теплота, образующаяся при прохождении электрического тока через расплавленную шлаковую ванну, через контакт свариваемых деталей, обладающий электрическим сопротивлением, трение контактирующих поверхностей свариваемых деталей, теплота от электрических вихревых токов, наводимых в проводнике переменным магнитным полем или теплота, выделяющаяся в металле за счет местного повышенного электрическогосо противления, электронный луч, лазерный луч, энергия удара и тепловая энергия, образующаяся при сгорании(детонации) взрывчатых веществ, пламя горючих газов, сгорающих в струе чистого кислорода и др.

Различают способы сварки неплавящимся (вольфрамовым или угольным) или плавящимся (металлическим) электродом, расплавлением только основного металла 3 либо с применением присадочного металла4 или металла плавящегося электрода, дугой, горящей между электродом и заготовкой, между двумя неплавящимися электродами(косвенной дугой),

трехфазной дугой, горящей между двумя электродами и заготовкой

(рис. 16.1).

Рис. 16.1. Схемы дуговой сварки: а) сварка неплавящимся электродом; б) сварка плавящимся электродом: 1 – электрод, 2 – электрическая дуга, 3 – свариваемая деталь, 4 – присадочный материал

Практически все основные виды дуговой сварки: плавящимся и неплавящимся электродом, вручную, полуавтоматическую и автоматическую, незащищенной дугой и в среде защитного газа предложил и осуществил Н. Н. Бернардос в 1880–1890 г. г.

Им же в 1887 г. изобретены основные способы контактной (термомеханической) электросварки – точечной и шовной, при которых кратковременный нагрев места соединения без оплавления или с оплавлением сочетается с осадкой свариваемых заготовок.

327

В конце 1880-х годов Н. Г. Славянов осуществил и широко внедрил сварку плавящимся металлическим электродом, разработал основы металлургии сварочного процесса и, в частности предложил вести сварку под шлаковой защитой, под флюсом.

Прочность сварного шва, образующегося при термической сварке, обычно ниже, чем у основного металла. Это связано, в частности, с тем, что в качестве присадочных материалов или плавящихся электродов, как правило, используют материалы, менее легированные, чем основной металл. Качества сварного шва нередко снижается из-за насыщения расплавленного металла атмосферными газами. В некоторой области заготовок, непосредственно прилегающей к сварному шву, зачастую возникают высокие и быстроизменяющиеся температуры, вызывающие в материале структурные изменения: укрупнение зерен, оплавление границ зерен, образование микроструктуры закалочного типа и т.д. Эту область материала называют зоной термического влияния (рис. 16.2).

Рис. 16.2. Распределение твердости после термической сварки стали 40ХФА: 1 – сварной шов, 2 – зона термического влияния,

3 – основной материал свариваемых заготовок

Неравномерный местный нагрев заготовок вызывает в них термические деформации, а после остывания – термические напряжения. Термические деформации и напряжения при сварке могут вызвать образование и развитие горячих и холодных трещин (рис. 16.3).

Быстрое охлаждение металла сварного шва при насыщении его газами способно привести к повышенной пористости металла из-за затрудненного выхода пузырьков газа при кристаллизации металла в атмосферу.

328

Рис. 16.3. Трещины в сварных соединениях:

а) горячие в шве, б) холодные в зоне термического влияния

Свариваемость – технологическое свойство металла (или сочетания металлов) образовывать при установленной технологии сварки соединение, отвечающее конструктивным и эксплуатационным требованиям.

Хорошей свариваемостью обладают низкоуглеродистые и низколегированные стали.

Углеродистые стали с содержанием углерода более0,3 % (например, сталь 45) и легированные стали (30ХГСА, 40ХНМА и др.) при типовых режимах сварки закаливаются в зоне термического влияния. Для устранения этого явления разрабатывают специальные технологические мероприятия, обеспечивающие более благоприятный температурный режим.

При сварке аустенитных высоколегированных коррозионно-стойких сталей, содержащих более 12 % Cr и 8 % Ni возможно обеднение приграничных участков зерен хромом, следствием чего может быть возникновение межкристаллитной коррозии. Более медленное охлаждение менее теплопроводных аустенитных сталей может привести к крупнозернистости, к образованию горячих трещин. Для устранения этих недостатков в сварочные материалы вводят необходимые легирующие элементы, способствующие измельчению зерен.

При сварке чугуна металл шва получает структуру белого чугуна, зона термического влияния закаливается. Для устранения этих недостатков свариваемые заготовки перед сваркой предварительно подогревают.

При сварке меди и ее сплавов в связи с их высокой теплопроводностью применяют предварительный подогрев заготовок, повышенные мощности тепловых источников.

Проблемы, возникающие при сварке алюминия и его сплавов, связаны с образованием тонкой прочной и тугоплавкой(qпл = 2050 °С) по-

верхностной пленки оксида Al2O3, а также склонностью к образованию горячих трещин и газовой пористости. Проблемы насыщения расплавленного металла газами (кислородом, водородом, азотом) актуальны при сварке титана, циркония, молибдена, ниобия и их сплавов. Для устранения этих недостатков сварку ведут в атмосфере защитных газов.

329

16.2. Схематизации процессов распространения тепла при сварке

Теплота, вводимая источником для нагрева свариваемых участков поверхностей заготовок, распространяется по объему заготовок. Процессы нагрева и охлаждения металла обусловлены:

·выделением теплоты источником;

·распространением теплоты в ванне расплавленного металла, главным образом вследствие конвективного теплообмена, вынужденного дутьем дуги или пламени;

·расходом теплоты на нагрев и расплавление присадочного металла или металла плавящегося электрода;

·распространением теплоты в массу нерасплавленного металла заготовок посредством теплопроводности;

·потерей тепла через поверхность металла в окружающую среду вследствие лучистого и конвективного теплообмена и в соприкасающиеся

сзаготовками твердые тела посредством теплопроводности.

Описание процессов распространения тепла непосредственно в -об ласти действия источников теплоты нередко связано с определенными трудностями. В связи с этим, как правило, ограничиваются анализом температурных полей в некоторой удаленной от источника области или схематизируют сам источник.

Для описания процессов распространения тепла в удаленной от -ис точника области рассматривают источники: точечный, линейный, плоский, иногда – объемный.

Температура от мгновенного точечного источника теплоты, вспыхнувшего в стержне в момент времениt = 0 в точке х = x, описывается функцией:

	q(x,x,t ) =	Q		é		(x - x )2 ù
					expê-	4wt	ú ,	(16.1)
		CV 4pwt
				ê			ú
				ë			û

где Q – количество выделившейся теплоты.

Эту же функцию можно рассматривать как температуру от мгновенного плоского источника, вспыхнувшего в неограниченном теле. В этом случае Q означает количество теплоты, приходящееся на единицу площади поверхности источника.

Температура от точечного источника, вспыхнувшего в начале координат в неограниченном теле, описывается функцией:

q	t	=		Q	é-	R2 ù		,	(16.2)
							ú
	(R,	)	C	(4pwt )3 2	expê
					ê	4wt ú
			V		ë	û

330

где R2 = x2 + y2 + z2 – квадрат расстояния от источника тепла (от начала координат) до точки А.

Тепло от мгновенного линейного источника, совпадающего с осью OZ (или от точечного источника на плоскости) описывается функцией:

q	t	=	Q	é-	r	2 ù		,	(16.3)
							ú
	(R,	)	CV 4pwt	expê
				ê	4wt ú
				ë		û

где r 2 = x2 + y2 – квадрат расстояния от источника тепла (от оси OZ) до рассматриваемой точки А.

В зависимости от наличия или отсутствия перемещения источника относительно свариваемых заготовок различают неподвижные и движущиеся источники тепла.

Для движущихся источников тепла координату источника задают в виде функции: x = x0 - vt ¢, отрезок времени действия источника разбивают на элементарные интервалыdt ¢ и считают, что в каждый из этих интервалов в точке с абсциссойx = x0 - vt ¢ вспыхнул мгновенный точечный источник. Результатом действия элементарного точечного источника является приращения температуры dq (t ¢). При этом температура от движущегося источника определится суперпозицией температурных полей от элементарных источников теплоты:

t
q(t )= òdq(t ' ) .	(16.4)
0

Температурные поля в заготовках рассматривают как одномерные(в стержнях), плоские (в пластинах), объемные (в неограниченных телах), а в зависимости от степени изменения температурного поля во времени: нестационарные или установившиеся (предельные состояния температурного поля).

Рассчитанные с учетом такой схематизации температуры металла при сварке хорошо согласуются с температурами, измеренными экспериментальными методами (например, оптическими пирометрами, термопарами и др.)

Теория распространения тепла от неподвижных и движущихся источников позволила оценить эффективность проплавления основного металла и металла электрода или присадочных прутков, интенсивность теплоотвода в свариваемые заготовки, производительность сварки. Кроме того, она дала возможность изучить процессы, протекающие в области низких температур (до 800–1000 °С для стали) и наметить пути управления ими. Это

331

позволило предсказывать характер структурных изменений металла при охлаждении в удаленных от источника тепла слоях зоны термического влияния (например, распад аустенита при сварке низколегированной конструкционной стали), а также характер температурного деформирования и накапливания местных пластических деформаций, ведущего к развитию внутренних остаточных напряжений и деформаций в сварном изделии и к образованию холодных или горячих трещин.

Температурный режим при сварке является важнейшим физическим ограничением и необходимым условием осуществления процесса сварки. Нарушение рационального температурного режима приводит к резкому снижению качества сварного соединения или вообще к невозможности выполнения сварки. Температура является важнейшим критерием для назначения мощности источника тепла, необходимой для сварки, для определения скоростей перемещения источника и подачи электрода в зону сварки, для определения рационального времени действия источников (например, количества и времени действия импульсов тока при контактной сварке). Для решения этих прикладных задач необходимо рассчитывать температуры и тепловые потоки для различных способов сварки.

332

17.СПОСОБЫ ТЕРМИЧЕСКОЙ СВАРКИ

17.1.Ручная дуговая сварка

Электрическая сварочная дуга (вольтова дуга) представляет собой устойчивый электрический разряд в сильно ионизированной газовой среде между двумя электродами. Разрядные явления сосредоточены в светящемся плазменном столбе. При горизонтальном расположении электродов светящийся плазменный столб под воздействием восходящих потоков нагретого разрядом газа принимает форму дуги.

Температура плазмы в столбе электрической дуги около 5000–6000 °С. При обдувании плазменного столба потоком газа температура плазмы еще выше.

При дуговой сварке электрическая дуга(рис. 17.1) находится между электродом и свариваемой заготовкой, которые подключены к выходным клеммам источника тока.

Рис. 17.1. Падение напряжения по оси OZ сварочной дуги при постоянном токе и прямой полярности

Питание дуги может осуществляться постоянным или переменным током. При применении постоянного тока полярность, при которой электрод служит отрицательным полюсом(катодом), а заготовка – положительным (анодом), называют прямой. Если же электрод является анодом, а заготовка – катодом, то полярность называют обратной.

Падение напряжения распределено неравномерно по длине дуги (рис. 17.1). Наибольшие местные падения напряжения наблюдаются у катодного и анодного пятен. Поэтому именно в области этих пятен сосредоточена основная часть выделяемого дугой тепла. Анодное и катодное пятна дуги нагреваются до температуры, приближающейся к температуре ис-

333

парения материала электрода. На стальном электроде эта температура составляет около 2100–2300 °С.

При возникновении электрического разряда(при зажигании дуги)

увеличение тока сопровождается уменьшением напряжения					между элек-
тродами. При	увеличении	тока	эта	зависимость	стабилизируется

(рис. 17.2а), а при очень больших токах даже возрастает (рис. 17.2б).

Рис. 17.2. Вольтамперные характеристики электрической дуги (1)

и сварочного трансформатора (2) для ручной (а) и автоматической (б) дуговой сварки

Зависимость напряжения от тока электрической дуги называется

статической вольтамперной характеристикой электрической дуги1

(рис. 17.2). Термин «статическая» относится к постоянству длины дуги (расстояния между электродом и деталью, см. рис. 17.2).

Рассмотрим различные стадии процесса зажигания электрической дуги (рис. 17.3). Если между электродом и свариваемой заготовкой имеется неионизированный воздушный промежуток, то ток отсутствует. Такой режим работы трансформатора называетсярежимом холостого хода. На рис. 17.2. ему соответствует точка А. При этом напряжение на вторичной обмотке трансформатора максимально и называетсянапряжением холо-

стого хода.

Для ионизации воздушного промежутка необходимо повысить температуру поверхностей анода и катода(электрода и заготовки). Для этого предусмотрен режим короткого замыкания. На рис. 17.2 режиму короткого замыкания соответствует точка Д.

В режиме короткого замыкания электрод касается поверхности детали. При этом напряжение падает до минимального значения, а ток возрастает до наибольшего значения – тока короткого замыкания. При прохождении тока через контакт электрода и детали в месте контакта выделяется тепло и поверхности электрода и участка детали нагреваются.

334

Рис. 17.3. Схема зажигания электрической дуги: а) короткое замыкание, б) ионизация воздушного промежутка за счет эмиссии электронов,

в) устойчивый дуговой разряд: 1 – электрод, 2 – заготовка, 3 – поток электронов, 4 – поток положительно заряженных ионов, 5 – катодное пятно, 6 – дуга, 7 – анодное пятно

При отрыве электрода от заготовки под действием тепловой энергии ускоряется движение свободных электронов, происходит эмиссия электронов в газовое пространство, воздушный промежуток ионизируется, его электрическое сопротивление уменьшается, среда становится электропроводной. Возникает неустойчивый слабый электрический разряд. Этому состоянию соответствует точка В (см. рис. 17.2).

Возможно зажигание дуги и без короткого замыкания и отвода электрода. Для этого в сварочную цепь на короткое время подключают источник высокочастотного переменного тока высокого напряжения (осциллятор).

Возникновение электрического разряда также способствует большей ионизации воздушного промежутка и приводит к увеличению тока и уменьшению напряжения, необходимого для устойчивого электрического разряда, то есть для устойчивого горения дуги. Устойчивому горению дуги, то есть рабочему режиму соответствует точка С (см. рис. 17.2).

Для питания сварочной дуги применяются специальные источники тока, в частности – сварочные трансформаторы, рассчитанные на достаточно большие токи (до 300 А при ручной дуговой сварке покрытым электродом и до 1000 А при автоматической дуговой сварке под флюсом) при низких выходных рабочих напряжениях(порядка 20 В). На первичную обмотку трансформатора подается переменный ток напряжением 220 (или 380) В. Со вторичной обмотки, имеющей меньшее число витков, снимается меньшее напряжение.

Сварочные трансформаторы, как правило, имеют падающую внешнюю характеристику и используются для ручной или автоматической дуговой сварки.

335

Внешнюю вольтамперную характеристику сварочного трансформатора изменяют с целью обеспечения безопасного напряжения холостого хода трансформатора и регулирования сварочного тока и тока короткого замыкания. Для ручной дуговой сварки покрытым электродом сварочный трансформатор должен иметь крутопадающую в области больших токов вольтамперную характеристику (2) (см. рис. 17.2). Это необходимо для ограничения тока короткого замыкания и уменьшения колебания тока при изменении расстояния между электродом и свариваемой заготовкой. В то же время в области малых токов внешняя вольтамперная характеристика должна быть пологой, стационарной. Это необходимо для ограничения напряжения холостого хода и облегчения возникновения первого электрического разряда.

Наиболее простую схему имеют сварочные трансформаторы с- от дельным дросселем, состоящие из понижающего трансформатора1 и переменного индуктивного сопротивления (дросселя) 2, включенного последовательно в сварочную цепь (рис. 17.4).

Рис. 17.4. Схема сварочного трансформатора с последовательно включенным дросселем (а)

итри различных падающих характеристики трансформатора и вольтамперная характеристика дуги (б): 1 – понижающий трансформатор, 2 – дроссель,

3 – регулируемый зазор, 4 – катушка индуктивности

Сварочные агрегаты состоят из двигателя внутреннего сгорания и сварочного генератора постоянного тока. Агрегаты монтируют на подвижных платформах, прицепах и используют в монтажных и полевых условиях для ручной сварки (рис. 17.5).

336

Рис. 17.5. Схема сварочного генератора с параллельной намагничивающей и последовательной размагничивающей обмотками возбуждения (а) и различные сочетания

падающих характеристик сварочного генератора и вольтамперной характеристики дуги (б): 1 – сварочный генератор , 2 – намагничивающая обмотка возбуждения , 3 , 4 , 5 – контакты, 6 – подвижный контакт размагничивающей обмотки возбуждения,

7 – размагничивающая обмотка возбуждения

Сварочные выпрямители состоят из трехфазного понижающего трансформатора 1, выпрямительного моста 2, собранного из кремниевых полупроводниковых диодов по трехфазной мостовой схеме (рис. 17.6).

Рис. 17.6. Схема трехфазного выпрямителя:

1 – понижающий трансформатор, 2 – выпрямительный мост

Падающая внешняя характеристика выпрямителя обеспечивается повышенным индуктивным сопротивлением понижающего трансформатора. Плавное регулирование тока достигается перемещением подвижной первичной обмотки. Эта же задача может быть решена заменой в выпрямительном мосте диодов тиристорами, управляемыми путем подачи на них управляющего напряжения от 0 до 10 В.

337

Выпрямители бесшумны, имеют большой КПД, удобны в эксплуатации, обеспечивают высокую стабильность горения дуги и возможность работы с малыми токами.

Ручную дуговую сварку выполняют сварочными электродами, которые вручную подают в дугу и перемещают вдоль сварного шва заготовки

(рис. 17.7).

Рис. 17.7. Схема дуговой сварки: 1 – деталь, 2 – шлаковая корка, 3 – сварной шов, 4 – жидкая шлаковая ванна, 5 – газовая защитная атмосфера, 6 – обмазка (покрытие) электрода, 7 – электрод, 8 – электрическая дуга, 9 – металлическая ванна

Электрод 1 перемещают относительно детали вдоль сварного шва с некоторой рациональной скоростью vсв , вследствие чего жидкие шлако-

вая и металлическая ванны остывают и переходят в твердое состояние, образуя шлаковую корку 2 и сварной шов 3. По мере плавления электрода для соблюдения рациональной длины дуги электрод подают в направлении заготовки с подачей S.

Металлические электроды изготовляют из проволоки диаметром от 0,3 до 12 мм. Электрод имеет специальное покрытие 6, облегчающее возникновение электрического разряда и повышающее его устойчивость, а также способствующее возникновению газовой защитной атмосферы5 на периферии воздушного промежутка между электродом и заготовкой. Для облегчения возникновения электрического дугового разряда и улучшения его стабильности в состав поверхностного покрытия электрода включают химические соединения, имеющие более низкий потенциал ионизации, чем кислород (13,6 эВ) и азот (14,5 эВ). Так, например, калий, имеющий потенциал ионизации 4,3 эВ.

Электрод покрывают обмазкой не только с целью ионизации - воз душного промежутка, но и для улучшения качества сварного шва. Для этого в состав обмазки включают легирующие и раскисляющие химиче-

338

ские вещества. Расплавленное покрытие электрода образует жидкую шлаковую ванну 4. Капли расплавленного электрода стекают на заготовку и образуют металлическую ванну 9.

Основными составляющими теплового баланса при ручной дуговой сварке являются поток тепла, поглощаемый металлом электрода при его плавлении и поток тепла, поступающий в деталь (рис. 17.8).

		3,5
	Тепловыепотоки, мощность, кВт	3
		0,5
		2,5
		2
		1,5
а)		1
		0
		1	1,5	2	2,5
		Скорость перемещения электрода
			(детали), мм/с

Поток на плавление

Поток в электрод Поток в деталь

Суммарный поток Эффективная мощность

	Скоростьподачи, мм/с
	8
	6
	4
б)	2
	0
	1	1,5	2	2,5
		Скорость сварки, мм/с

Рис. 17.8. Баланс тепловых потоков при ручной дуговой сварке (а) и соотношение скоростей перемещения и подачи электрода (б)

Оптимальная скорость сварки (т. е. скорость перемещения электрода вдоль сварного шва относительно детали) определяется из условия равенства суммы этих потоков и эффективной мощности электрической дуги.

Поток тепла, поступающий в деталь, хотя и неизбежен, но для заполнения сварочного шва не является необходимым. С увеличением скорости сварки поток тепла в деталь увеличивается, хотя и значительно медленнее, чем поток тепла, расходуемый на плавление металла, заполняющего шов. Поэтому увеличение скорости сварки благоприятно с точки зрения рационального использования энергии и снижения себестоимости. Однако при ручной сварке увеличение скорости ограничивается рядом факторов: трудностями ручного управления перемещением и подачей электрода, невозможностью существенного увеличения сварочного тока из-за нагрева электрода, отслоения обмазки электрода.

339

К недостаткам ручной дуговой сварки относятся невозможность использования больших сварочных токов вследствие разогрева электрода и увеличение разбрызгивания и угара расплавленного металла, насыщение сварного шва газами из-за непосредственного контакта металлической и лаковой ванн с атмосферой и, как следствие, – низкие производительность сварки и качество сварного шва. Кроме того, ручная дуговая сварка экологически вредна для сварщика и требует его высокой квалификации для регулирования оптимального расстояния между электродом и свариваемой деталью и скорости перемещения дуги.

17.2. Тепловой баланс электрической дуговой сварки

Сварочные процессы в металле, определяющие производительность сварки и качество сварных соединений, протекают под действием тепла в условиях быстро меняющейся температуры. Пределы изменения температуры весьма широки: от начальной температуры детали минус 30–40° при сварке на морозе до температуры испарения металла(около 3000° для стали).

При изменении температуры в этом интервале происходят различные процессы. К ним относятся: плавление основного и присадочного металлов, кристаллизация расплавленного металла и др. Чтобы управлять этими процессами, необходимо знать, как влияют на них все основные факторы, в том числе и скорость перемещения электрода относительно детали.

Электрическая мощность N, расходуемая при дуговой сварке может быть проконтролирована с помощью амперметра и вольтметра:

N = U·I·h,

(17.1)

где U – напряжение, I – ток, h – КПД, учитывающий потери.

Поскольку практически вся электрическая энергия переходит в тепловую, электрическая мощность эквивалентна тепловому потоку Ф: N =

Ф.

При сварке тепло затрачивается на расплавление электрода, уходит в деталь путем теплопроводности, рассеивается в окружающую среду, теряется при разбрызгивании капель, либо переходит в деталь при заполнении расплавленными каплями. Некоторая, совсем небольшая часть, уходит в электрод путем теплопроводности. Тепловой баланс зависит от скорости перемещения электрода (дуги) и рациональная скорость перемещения электрода может быть вычислена на основании анализа теплового баланса.

Рассмотрим конкретный пример (рис. 17.9).

340

Рис. 17.9. Схематизация тепловых потоков в электрод и деталь:

а) вдоль сварного шва, б) в сечении, перпендикулярном сварному шву

Пусть необходимо заварить сварным швом две стальные пластины. Длина шва LШ, шов разделан фасками под 45° шириной f .

Объем металла, необходимого для заполнения сварного шва равен

V =

p

f 2 L .

(17.2)

4	ш

Количество тепла, необходимое для нагрева этого объема металла до температуры плавления

Q1 = VCV (qпл -q0 ),

(17.3)

где СV – удельная объемная теплоемкость, qпл – температура плавления, q0 – начальная температура (температура окружающей среды).

Количество тепла, необходимое для плавления этого объема металла

Q2 = LVg ,

(17.4)

где L – удельная теплота плавления, g – плотность.

Время сварки t найдем как отношение длины сварного шваLш к скорости сварки vсв

t =	Lш	=	Lш		v0	.	(17.5)
	vсв
			v0 vсв

Таким образом, тепловой поток Фпл, необходимый для плавления металла при сварке, равен:

341

Ф =	Q1 + Q2			vсв	=	VCV (qпл -q0 )+ LVg		vсв	.	(17.6)
пл	Lш	v0		v0		Lш v0		v0

Определим теперь тепловой поток, поступающий непосредственно в сварочный электрод теплопроводностью. Электрод будем рассматривать как полуограниченный изолированный с поверхности стержень, торец которого находится при постоянной температуре, равной температуре плавления электрода.

Температура такого стержня определяется выражением:

							x
	q (x,t )-qc				2
			2					wt
		=					ò exp(- u				2 )du ,
	q0 -qc			p			0

а плотность теплового потока на его торце и количество тепла, поступившее через торец, – выражениями

q = -

qс

-q

0

, Q =

2

e

(q

-q

)F

.

l ×C

c

0

t

Ф

V

pt

p

С учетом этого количество тепла, поступившее в электрод, будет:

2

pd

2

lC

Q =

V

(q

пл

-q

0

)

э

t .

(17.7)

Э

p

4

Выражая время нагрева электродаt через скорость перемещения электрода (17.6), найдем тепловой поток ФЭ, поступивший в сварочный электрод за время t:

dЭ2

p

qпл -q0

Ф =

v

(17.8)

lС

Э

4

V

v0

Lш

v0

И, наконец, оценим тепловой поток, поступающий в деталь. Поскольку источник тепла движется относительно детали со скоростьюvсв, здесь может быть применен метод быстродвижущихся источников тепла. Согласно этому методу узкие пластины(или «стержни»), выделенные в быстродвижущейся относительно равномерно распределенного источника тепла детали (рис. 13.16), можно считать изолированными друг от друга. Поскольку поверхности нагрева сварного шва соприкасаются с расплавленным металлом, температуру на этих поверхностях примем равной температуре плавления qпл.

342

Для перехода от времениt к координате Y достаточно заменить время нагрева t отношением координаты Y к скорости перемещения источника тепла:

t =	y	,	(0 < y < la ).	(17.9)
	vсв
Согласно данным Н. Н. Рыкалина, длина источника тепла la				зависит

от рабочего токаIр и от удельной плотности токаIa, приходящейся на единицу площади, через которую тепло поступает в деталь:

la =	F			=		I p		.	(17.10)
		2 f				2 fIa

Учитывая, что место сварного шва предварительно подготовлено путем снятия фасок шириной f под углом 45° , будем считать что полуплоскости, относительно которых движется источник тепла, расположены перпендикулярно поверхностям фасок (рис. 17.9б).

Зависимость площади нагрева от координатыY определяется формулами:

F (y) = 2 fy = 2vсвt , dF = 2 fvсвdt .

(17.11)

Плотность теплового потока на поверхностях нагрева определяется формулой (17.6). С учетом этого тепловой потокФд, поступающий в деталь, будет:

F

l

v

Ф =

q dF =

1

(q

-q

)2 fv

a св dt

=

lС

ò

пл

0

ò

д

Ф

p

V

св

t

0

0

4

=

l(qпл -q0 )f

lav0

vсв

.

(17.12)

w

p

v0

Определим длину электрода, соответствующую требуемому объему

наплавки металла при заданном диаметре электрода:

ls =

V

.

(17.13)

pd

2

Э

Найдем скорость перемещения электрода вдоль него, необходимую

для сохранения постоянной длины дуги:

S =

ls

=

Vvсв

.

(17.14)

t

pdЭ2 Lш

343

17.3. Автоматическая дуговая сварка под флюсом

Основными целями совершенствования электрической дуговой сварки являются: повышение качества и надежности сварного соединения, повышение производительности сварки, экономия электроэнергии, расходуемой на сварку, улучшение экологических условий работы сварщикаоператора.

Эти задачи наиболее эффективно решаются за счет механизации или автоматизации подачи электродной проволоки в зону сварки, а также за счет увеличения сварочных токов. При автоматической дуговой сварке под флюсом перемещение сварочной головки вдоль сварного шва и подача электродной проволоки в зону сварки механизированы (рис.17.10).

Рис. 17.10. Схема автоматической дуговой сварки: 1 – токопровод, 2 – механизм подачи, 3 – проволока, 4 – жидкий шлак, 5 – флюс, 6 – шлаковая корка, 7 – сварной шов,

8 – основной металл, 9 – сварочная ванна, 10 – дуга

Слой флюса толщиной 30–50 мм используется для защиты дуги и сварочной ванны от воздуха, для раскисления и легирования расплавленного металла, для повышения устойчивости горения дуги. Благодаря наличию флюса в качестве электрода используется непокрытая электродная проволока, которую автоматически подают в дугу и перемещают вдоль шва с помощью механизмов подачи и перемещения.

Применение непокрытой проволоки позволяет приблизить токопровод на расстояние30–50 мм от дуги и тем самым уменьшить разогрев электродной проволоки при применении больших токов.

344

	,		18
	мощность
			16
			14
			12
		кВт	10
	поки,
а)			8
			6
	Тепловые
			4
			2
			0
			6	12	18	24
				Скорость перемещения электрода

(детали), мм/с

Поток на плавление

Поток в электрод

Поток в деталь

Суммарный поток Эффективная мощность

б)

подачиСкорость, с/мм	60
	40
	20
	0
	5			10	15	20

Скорость сварки, мм/с

Рис. 17.11. Баланс тепловых потоков при автоматической дуговой сварке (а) и соотношение скоростей перемещения и подачи электрода (б)

При автоматической сварке под флюсом дуга10 горит между электродной проволокой 3 и основным металлом 8. Столб дуги 10 и металлическая ванна жидкого металла9 со всех сторон плотно закрыты слоем флюса 5. Благодаря этому снижаются потери тепла в окружающую среду, повышается КПД сварки. Часть флюса расплавляется, в результате чего вокруг дуги образуется газовая полость, а на поверхности расплавленного металла – ванна жидкого шлака 4.

Благодаря описанной схеме сварки удается применять повышенные сварочные токи (до 2000 А) и, соответственно, более высокие мощности источника (до 30–40 кВт). При этом внешняя вольтамперная характеристика может быть стационарной.

При автоматической дуговой сварке под флюсом за один проход возможно сваривать металл большой толщины(до 20 мм) без разделки кромок и значительно увеличивать скорость перемещения дуги относительно Как показывает анализ результатов расчета (рис. 17.11а), при автома-

тической сварке расход тепла на переплавку электродной проволоки -со ставляет основную часть мощности электрической дуги. Потери тепла на разбрызгивание, на отвод в окружающую среду и в электрод теплопро-

345

водностью несущественны, а отвод тепла в деталь также существенно ниже, чем при ручной сварке.

При этом существенно увеличивается производительность сварки, значительно уменьшается себестоимость сварочных работ (рис. 17.11б).

Автоматическую сварку применяют при изготовлении котлов, резервуаров для хранения жидкостей и газов, корпусов судов, мостовых балок и других изделий. Она является одним из основных звеньев автоматических линий для изготовления сварных автомобильных колес и станов для производства сварных труб.

17.4. Сварка в защитных газах

Для защиты электрода, зоны дуги и сварочной ванны используются не только флюс, но и струя защитного газа. Чаще всего применяют аргон (Ar) или углекислый газ (СО2).

Аргон – бесцветный инертный газ, в 1,38 раз тяжелее воздуха, нерастворим в металлах. Поставляют и хранят Ar в стальных баллонах в сжатом газообразном состоянии под давлением 15 МПа.

Углекислый газ СО2 – бесцветный, со слабым запахом, в 1,52 раза тяжелее воздуха, нерастворим в металлах. Для сварки углекислый газ поставляют и хранят в стальных баллонах в сжиженном состоянии под давлением 7 МПа.

По сравнению с автоматической сваркой под флюсом сварка в атмосфере защитных газов обеспечивает более надежную защиту расплавленного металла от воздействия воздуха, получение чистой поверхности шва без оксидов и шлаковых включений, возможность ведения процесса в любых пространственных положениях и наблюдения за процессом формирования сварочного шва. Те же преимущества сварка в защитных газах имеет и перед ручной дуговой сваркой покрытыми электродами, кроме того, она обеспечивает и более высокую производительность.

Аргонодуговая сварка может осуществляться неплавящимся(вольфрамовым) или плавящимся электродами.

Сварка в атмосфере защитных газов может быть ручной, полуавтоматической и автоматической. Аргонодуговую сварку применяют для тугоплавких и цветных металлов, а также легированных и высоколегированнных сталей (узлы летательных аппаратов, атомных установок, химических аппаратов и т. п.)

При сварке неплавящимся вольфрамовым электродом(рис. 17.12) (Тпл = 3370 °С) швы до 3 мм получают расплавлением основного металла, а от 3 до 6 мм с применением присадочного материала(прутка или проволоки). Сварку ведут на постоянном токе прямой полярности(минус на

346

электроде). Это облегчает зажигание и повышает устойчивость горения дуги при напряжении 10–15 В.

Рис. 17.12. Схема сварки в защитных газах неплавящимся электродом при прямой полярности с присадочным прутком: 1 – присадочный пруток, 2 – сопло,

3 – токопроводящий мундштук, 4 – корпус горелки, 5 – неплавящийся вольфрамовый электрод, 6 – рукоять горелки, 7 – атмосфера защитного газа, 8 – сварочная дуга,

9 – ванна расплавленного металла

Дуга обратной полярности удаляет с поверхности свариваемого -ме талла оксиды. Это улучшает свариваемость деталей из алюминия, магния и их сплавов. Однако обратная полярность уменьшает устойчивость горения и снижает стойкость вольфрамового электрода.

При сварке алюминиевых заготовок (рис. 17.13) в защитных газах поток тепла, поступающий в деталь, составляет более 80 % от эффективной мощности, а тепловой поток, затрачиваемый на плавление металла намного меньше (чуть более 15 %).

Производительность сварки достаточно высокая и может быть еще повышена за счет применения больших токов.

Сварку в аргоне плавящимся электродом применяют для сварки толщин более 10 мм. Нормальное протекание процесса сварки обеспечивается при достаточно больших плотностях тока (100 А/мм2 и более). Высокая плотность тока достигается большой скоростью подачи сварочной проволоки малого диаметра (0,5–3 мм). При этом осуществляется мелкокапельный или струйный перенос расплавленного металла электродной проволоки, глубокое проплавление основного металла, формирование плотного

347

шва с ровной и чистой поверхностью. Этот процесс ведется на постоянном токе обратной полярности, т. к. при прямой полярности возрастает разбрызгивание металла и снижается устойчивость горения дуги.

а)

Тепловые потоки, мощность, кВт

3,5
3
2,5
2
1,5
1
0,5
0
5	10	15	20
Скорость перемещения электрода, м/с

Поток в электрод

Поток на плавление

Поток в деталь

Эффективная

мощность

Суммарный поток

	подачиСкорость, с/мм	6
		4
б)		2
		0
		5	10	15	20
			Скорость сварки, мм/с

Рис. 17.13. Баланс тепловых потоков при сварке алюминиевых заготовок (λ = 223 Вт/(м·К), СV = 2,7 МДж/(м3·К), ω = 84 мм2/с) в защитных газах (а)

и соотношение скоростей перемещения и подачи электрода (б);

напряжение U = 10 В, ток I = 400 А, h = 0,6, N = 2,4 кВт.

17.5. Плазменная сварка и резка

Плазма образуется при электрических разрядах в газах или при нагреве газа до температуры, достаточно высокой для протекания интенсивной термической ионизации (10000–20000 °С). Она отличается от обычного газа рядом качественных особенностей, позволяющих считать ее особым, «четвертым» состоянием вещества (после жидкого, твердого и газообразного).

Для сварки плазму получают в виде плазменной струи, пропуская газ через столб сжатой дуги в плазменных горелках. Различают плазменную струю, выделенную из дуги (рис. 17.14а), и плазменную дугу, совмещенную с плазменной струей (рис. 17.14б). Плазменная дуга представляет со-

348

бой дуговой разряд между нагреваемым или расплавляемым телом(анодом) и катодом электродугового плазмотрона.

Рис. 17.14. Схемы получения плазменной струи, выделенной из дуги (а), и плазменной дуги, совмещенной с плазменной струей: 1 – дуга, 2 – вольфрамовый электрод, 3 – керамическая прокладка, 4 – корпус горелки, 5 – сопло, 6 – плазменная струя, 7 – заготовка

В горелках для получения плазменной струи дуга 1 горит между вольфрамовым электродом 2 и соплом 4, к которому подключен положительный полюс источника тока (рис. 17.14а). Электрод изолирован от корпуса горелки керамической прокладкой 3. Сопло интенсивно охлаждается водой. Из сопла выходит ярко светящаяся плазменная струя5. Горелка питается постоянным током прямой полярности от источников с падающей характеристикой. Дугу зажигают с помощью осциллятора.

Для уменьшения температуры горелки, предназначенные для сварки, снабжены вторым концентрическим соплом6, через который подается защитный газ.

Недостаток плазменной сварки (резки) заключается в недолговечности горелок из-за высокой температуры.

Плазменная струя представляет собой независимый источник теплоты, характеризующийся очень высокой температурой и относительно небольшой тепловой мощностью. Распределение температуры в свариваемой детали качественно соответствует функции точечного источника тепла при очень малых значениях времени выравниванияt1 . При этом температура плавления достигается очень близко к поверхности и в тонких слоях поверхностного слоя сосредотачивается тепловая энергия, доста-

349

точная для расплавления материала. Поэтому плазменную струю можно применять для сварки (или резки) очень тонких металлических листов и неэлектропроводных (нетеплопроводных) материалов, а также для напыления тугоплавких материалов на поверхность заготовки.

Плазменная дуга (рис. 17.14б) горит между электродом и заготовкой 7. Для облегчения зажигания дуги вначале возбуждается маломощная вспомогательная дуга между электродом и соплом. Для этого к соплу подключен токопровод от положительного полюса источника тока. При прикосновении плазменной струи заготовки зажигается основная ,дуга вспомогательная выключается.

Из-за относительно больших тепловых потоков в деталь при равных мощностях производительность плазменной сварки меньше, чем при электрической дуговой сварке (рис. 17.15).

КВт	0,18
	0,16
мощность				Эффективная
	0,14
				мощность
	0,12			Поток на
	0,1			плавление
потоки,				Поток в
	0,06
				Поток в
	0,08			электрод
Тепловые	0,04			деталь
				Суммарный
	0,02
				поток
	0
	0,3	0,6	0,9	1,2
	Скотость перемещения электрода, мм/с

Рис. 17.15. Баланс тепловых потоков при плазменной сварке стальной заготовки при токе I = 10 A, U = 20 В, ширина фаски сварного шва f = 1 мм

Однако для плазменной сварки характерно применение малых мощностей, что дает ей преимущество при выполнении сложных технологических работ с мелкими деталями из тугоплавких металлов.

Плазменная дуга обладает большей тепловой мощностью в сравнении с плазменной струей. Ее используют для сварки и резки тугоплавких(титана, никеля, молибдена, вольфрама), а также для резки цветных металлов, характеризующихся высокой теплопроводностью (меди, алюминия).

Благодаря этому температурное поле концентрируется вблизи источника, уменьшается тепловое влияние дуги на свариваемый металл, повышается КПД источника сварки, увеличивается проплавляющая способность, расширяются технологические возможности. Плазменной дугой

350

(струей) можно сваривать металл до 10 мм без разделки кромок и применения присадочного материала.

Плазменная дуга обладает высокой стабильностью горения. Она позволяет сваривать очень тонкие листы металла(0,025–0,8 мм) на малых токах 0,5–10 А.

В отличие от автоматической сварки под флюсом, где основная доля мощности затрачивалась на плавление электрода, при плазменной сварке почти вся мощность отводится в виде теплового потока в деталь.

Высокая температура плазменной струи позволяет легко плавить металл, но иногда она слишком высока для сварки. Увеличивая ток и расход газа, можно осуществлять плазменную резку расплавлением. При резке плазменной дугой металл выплавляется из полости реза направленным потоком плазмы, совпадающим с токоведущим столбом создающей его дуги прямого действия. Этим способом разрезают толстые (до 80–120 мм) листы алюминия и его сплавов, медные сплавы, высоколегированную сталь.

Плазменной струей, полученной в столбе дугового разряда независимой дуги, разрезают неэлектропроводные материалы (например, керамику), тонкие стальные листы, алюминиевые и медные сплавы, жаропрочные сплавы.

Скорость резки плазменной дугой выше, чем плазменной струей.

17.6. Электрошлаковая сварка

Электрошлаковую сварку (рис. 17.16) применяют в тех случаях, когда сварной шов необходимо заполнить большим количеством расплавленного металла. Такая необходимость наиболее часто возникает в тяжелом машиностроении, при сварке крупных деталей мостов, котлов высокого давления, гидротурбин. Она используется для изготовления кованосварных и литейно-сварных конструкций станин и деталей прессов, молотов, станков, коленчатых валов судовых двигателей и др.

Как правило, электрошлаковую сварку выполняют при вертикальном положении свариваемых заготовок. Сварной шов заполняет зазор между свариваемыми поверхностями заготовок. В этом зазоре (или пространстве), ограниченном с двух сторон поверхностями свариваемых заготовок 6, а с двух других сторон формирующими устройствами(ползунами) 7 создается шлаковая ванна.

351

Рис. 17.16. Схема электрошлаковой сварки: 1 – свариваемые заготовки, 2 – сварочная ванна расплавленного металла, 3 – шлаковая ванна, 4 – сварочная проволока, 5 – мундштук,

6 – ползуны (формирующие устройства), 7 – затвердевший сварной шов

При электрошлаковой сварке теплота образуется при пропускании электрического тока через шлаковую ванну. Высокая температура расплавленного шлака (до 2000 °С) достаточна для расплавления металла электродной проволоки (или электродных пластин) и основного металла. Высокая температура поддерживается за счет больших токов(750–1000 А), обеспечивающих, соответственно, большую мощность источника тепла.

кВт	40
	36			Поток на
,
мощность	32			плавление
	28			Поток в
	24			электрод
потоки,	20			Поток в
	12			Суммарный
	16			деталь
Тепловые	0			поток
	8			Эффективная
	4
				мощность
	0,01	0,02	0,03	0,04
	Скорость перемещения электрода (детали), мм/с

Рис. 17.17. Баланс тепловых потоков при электрошлаковой сварке: стальной заготовки при токе I = 1000 A, U = 20 В, ширина и длина cварного шва B·H = 300·150 мм.

352

В связи с наличием перемещения электродной проволоки по ширине шва, вертикальное перемещение мундштука вдоль шва осуществляется с очень малой скоростью. Высокая производительность электрошлаковой сварки определяется большим объемом заполняемого в единицу времени металлом сварочного шва, а не скоростью перемещения мундштука в вертикальном направлении. В отличие от плазменной сварки при электро-

шлаковой сварке тепловые потоки в деталь относительно невелики

(рис. 17.17).

Из-за большого объема расплавляемого металла подача электродной проволоки при электрошлаковой сварке осуществляется с гораздо более высокой скоростью, чем скорость перемещения ползунов.

17.7. Газовая сварка

При газовой сварке источником теплоты является сгорание горючих газов (чаще всего – ацетилена) в атмосфере кислорода.

Ацетилено-кислородное пламя состоит из внутреннего ядра1, средней зоны 2 и наружного факела (рис. 16.18).

1 2 3

Т, °С 3200

1000

300

Длина пламени

Рис. 16.18. Газосварочное пламя: 1 – ядро пламени, 2 – средняя зона, 3 – факел пламени

Внутреннее ядро и средняя зона пламени соответствуют двум последовательным стадиям горения ацетилена. Во внутреннем ядре горючая смесь находится в стадии тепловой и химической подготовки к воспламенению. В средней зоне пламени2 начинается активное воздействие кислорода и происходит неполное сгорание ацетилена в соответствии с экзотермической реакцией: ацетилен разлагается с образованием водорода и окиси углерода

C2H2 + O2 = 2CO + H2 + Q 1.

В средней зоне выделяется около 44 % теплоты. В факеле выделяется около 56 % теплоты (Q1 » 21 МДж/м3). Температура в середине факела со-

ставляет 2400–2600 °C.

353

Благодаря этому именно в средней зоне пламени достигается максимальная температура – около 3100 °C. В факеле горючие газы догорают: водород образует водяной пар, а окись углерода – углекислый газ:

CO + H2 + (32)O2 = 2CO2 + H2O + Q2 .

Уравнение полного сгорания ацетилена имеет вид:

C2H2 + 2,5O2 = 2CO2 + H2O + Q.

Низшая теплотворная способность ацетилена Q » 48 МДж/м3.

При газовой сварке место соединения нагревают до расплавления высокотемпературным газовым пламенем (рис. 17.19).

Рис. 17.19. Схема газовой сварки: 1 – свариваемые заготовки, 2 – присадочный пруток, 3 – горелка, 4 – пламя

При нагреве газовым пламенем4 кромки свариваемых заготовок1 расплавляются, а зазор между ними заполняется присадочным материалом 2, который вводят в пламя горелки 3 извне.

При газовой сварке заготовки нагреваются медленнее, чем при дуговой сварке. Этим определяются области рационального применения газовой сварки: для сварки листов металла малой толщины(0,2–3 мм), легкоплавких цветных металлов и сплавов, инструментальных сталей, для пайки и наплавочных работ и др.

Для образования газосварочного пламени используют газосварочные горелки. Наиболее распространены инжекторные горелки (рис. 17.20).

354

Рис. 17.20. Схема газосварочной инжекторной горелки: 1 – мундштук, 2 – наконечник, 3 – камера смешения, 4 – камера, 5 – инжектор, 6 – регулировочные вентили

В инжекторной горелке кислород под давлением0,1–0,4 МПа через регулировочный вентиль 6 и трубку подается к инжектору5. Выходя с большой скоростью из узкого канала инжекторного конуса, кислород создает разряжение в камере 4 и засасывает горючий газ, поступающий через вентиль в ацетиленовые каналы горелки и камеру смешения 3, где образуется горючая смесь. Горючая смесь поступает к наконечнику2 к мундштуку 1, на выходе из которого при сгорании образуется сварочное пламя. Горелки имеют сменные наконечники с различными диаметрами выходных отверстий инжектора и мундштука для регулирования мощности аце- тилено-кислородного пламени.

Эффективный КПД процесса нагрева металла газовым пламенем равен отношению эффективной мощности пламени к полной мощности, соответствующей теплотворной способности горючего

h =	q	(17.15)
	.

qC 2 H 2

Мощность газового пламени возрастает с увеличением расхода горючего хотя и медленнее, чем увеличивается расход. При этом КПД уменьшается с увеличением расхода горючего (рис. 17.21).

Металл обычно нагревают средней зоной пламени. Расстояние от сопла до поверхности изделия выбирают равным 1,2отL до 1,5L, где L – длина ядра пламени. При этом наиболее нагретая зона пламени соприкасается с нагреваемой поверхностью. Теоретически соотношение кислорода и ацетилена должно быть 1:1. Однако практически в горелку подают смесь при соотношении кислорода к ацетилену » 1,15–1,2.

355

	кВт	10
		8
	пламени,
		6
а)		4
	Мощность
		2
		0
		1	2	3	4	5	6	7
			Расход ацетилена, 10000*куб.м/с

		0,7
	пламени	0,6
		0,5
		0,4
б)	газового	0,3
		0,2
		0,1
	.п.д.
		0
	К	1	2	3	4	5	6	7
			Расход ацетилена, 10000*куб.м/с

Рис. 17. 21. Зависимости мощности (а) и КПД (б) газового пламени от расхода ацетилена

Нагрев металла газовым пламенем обусловлен теплообменом между горячими газами пламени и омываемым ими участком поверхности нагреваемого тела. Вследствие растекания газового потока пламя нагревает значительную по размерам область поверхности изделия.

Газовое пламя горелки с наибольшим расходом ацетилена(»9,4 кВт) развивает примерно в8 раз меньшую плотность теплового потока, чем близкая по эффективной мощности электрическая дуга со стальными электродами при токе 550 А. При этом диаметр пятна нагрева газовым пламенем примерно втрое больше, чем электрической дугой.

Присадочную проволоку (или стержни) выбирают с учетом состава свариваемого сплава. Кроме того, для сварки цветных металлов и некоторых специальных сплавов используют флюсы в виде порошков или паст, которые растворяют оксиды, образуют шлаки и содержат элементы, раскисляющие и легирующие наплавленный металл. Например, для сварки меди применяют кислые флюсы: буру, буру с борной кислотой.

356

18.ТЕРМОМЕХАНИЧЕСКИЕ СПОСОБЫ СВАРКИ

18.1.Электрическая контактная стыковая сварка

Электрическая контактная сварка осуществляется с помощью на-

грева свариваемых заготовок в месте контакта и пластической деформации контактируемых поверхностей, в ходе которой формируется сварное соединение.

Электрическую контактную сварку классифицируют по типу сварного соединения и по роду тока. По типу сварного соединения электрическая контактная сварка может быть стыковой(рис. 18.1), точечной или шовной.

Рис. 18.1. Схема контактной сварки (а)

и физического контакта (б) свариваемых деталей

По роду тока различают электрическую контактную сварку переменным током, импульсами постоянного тока, аккумулированной энергией.

В зависимости от температуры нагревания стыка различают электрическую контактную стыковую сварку сопротивлением или оплавлением.

Стыковая сварка – разновидность контактной сварки, при которой заготовки свариваются по всей поверхности соприкосновения.

Свариваемые заготовки закрепляют в зажимах2 и 3 стыковой машины (рис. 18.2). Зажим 2 укреплен на неподвижной плите 4, а зажим 3 – на подвижной плите 5, перемещающейся в направляющих. Электрическое напряжение подается на зажимы2 и 3 через сварочный трансформатор.

Подвижная плита способна перемещаться в направлении неподвижной плиты до осуществления контакта заготовок 1 и сжимать заготовки с усилием Р, развиваемым механизмом осадки.

357

Рис. 18.2. Схема контактной стыковой сварки: 1 – свариваемые заготовки, 2, 3 – зажимы, 4 – сварочный трансформатор

При увеличении площади поперечного сечения заготовок для достижения одной и той же плотности теплового потока потребуется большая мощность. Поэтому во избежание резкого увеличения мощностей, применяемых токов и связанных с этим технических трудностей, площадь поперечного сечения свариваемых заготовок при контактной стыковой сварке обычно не превышает 100 мм2.

При электрической контактной сварке(рис. 18.1, 18.2) теплота вы-

деляется при пропускании электрического тока через место сварочного контакта, имеющее наибольшее электрическое сопротивление сварочного контура.

Мощность источника тепла может быть определена произведением квадрата тока I на сопротивление контакта R и на коэффициент h, учитывающий потери мощности в сварочной цепи:

Ne = I 2Rh .

(18.1)

Сопротивление сварочной цепи складывается из сопротивления контакта RK, сопротивления RЗ заготовок и сопротивления электродов– за-

жимов RЭЛ.

При этом контактное сопротивлениеRК по величине значительно больше сопротивления электродов и заготовок. Это связано с тем, что физический контакт поверхностей заготовок далек от идеального. Из-за шероховатостей поверхностей действительная площадь контакта значительно меньше номинальной. Кроме того, на поверхностях свариваемого металла всегда имеются пленки оксидов и загрязнения, увеличивающие контактное сопротивление. С повышением температуры, а также вследствие пластической деформации действительная площадь контакта увеличивается, приближаясь к номинальной, а контактное сопротивление уменьша-

358

ется. Из-за переменности контактного сопротивления мощность теплового источника непосредственно в контактной области измерить трудно. Легче определить потребляемую мощность на входе трансформатора

	Ne = IUh .					(18.2)
	Соответственно, плотность теплового потока на торце свариваемых
	заготовок равна:
	2qc =	Ne	=	IUh	.	(18.3)
		Fk		Fk

Электрическая схема контактных машин включает трансформатор 3, прерыватель тока 5 и переключатель ступеней мощности 4 (рис. 18.3).

Рис. 18.3. Электрическая схема контактной машины: 1 – контактная колодка, 2 – свариваемое изделие, 3 – сварочный трансформатор, 4 – регулятор тока,

5 – электромагнитный прерыватель, 6 – включающая кнопка

На первичную обмотку подают напряжение220–380 В. Первичная обмотка трансформатора имеет несколько секций для переключения ступеней мощности. Вторичная обмотка трансформатора имеет1–2 витка. Поэтому напряжение на вторичной обмотке снижается до1–12 В, а ток увеличивается до 1000–100 000 А. Машины для стыковой сварки выпускают мощностью от 5 до 500 кВт.

При стыковой сварке сопротивлением разогрев стыка осуществляется до высоких температур, достаточных для приведения области контакта в пластическое состояние, но не превышающих температуру плавления.

При сварке оплавлением достигается температура плавления металла (или несколько более высокая), в результате чего часть материала в области контакта оплавляется.

Температура в плоскости контакта (т. е. при x = 0) увеличивается пропорционально корню квадратному из времени нагрева и плотности те-

359

плового потока (мощности) и обратно пропорциональна коэффициенту
аккумуляции тепла e свариваемого материала (рис. 18.4).
		ì	q (0,t )= 2	qc	t	при t <t1,
q (t )= íï			p	e		(18.4)
		ïïq (0,t	)-q t ,(t1 )= 2	qc ( t - t -t1 )		при t >t1,
		î	p	e
где e=		lV .
С	1600
температура,
	1400
	1200
	1000					Ст аль
		800				Медь
						Алюминий
Контактная		600
		400
		200
		0
		0	1,5		3	4,5
			Время нагрева, с

Рис. 18.4. Зависимость контактной температуры при сварке круглых стальных, алюминиевых и медных прутков диаметром D = 4 мм от времени при напряжении на входе трансформатора 220 В, токе в первичной обмотке трансформатора 2 А, и КПД сварочной сети h = 0,75

Сваркой сопротивлением можно сваривать низкоуглеродистые и низколегированные конструкционные стали, алюминиевые и медные сплавы.

Фактический ток во вторичной обмотке сварочного трансформатора обычно на два порядка больше, чем в первичной, а напряжение, соответственно, меньше.

Зависимости тока I и усилия Р от времени нагрева показывают на рисунке, называемом циклограммой (рис. 18.5).

360

Рис. 18.5. Циклограмма контактной стыковой сварки сопротивлением: а) нагрев одним импульсом, б) нагрев несколькими импульсами

Здесь основным физическим параметром является контактная температура. По рациональной контактной температуре с учетом площадиF контакта свариваемых заготовок и их теплофизических свойств рассчитывается время нагрева. По этой же температуре определяют значение предела текучести sT и рассчитывают необходимое для осаживания заготовок максимальное усилие Р:

P ³ sT (qk )× Fk .

(18.5)

При одном коротком импульсе тока(рис. 18.5а) создается неравномерное распределение температуры по длине стержня и даже при незначительном удалении от торца вглубь стержня температура будет значительно ниже чем в плоскости контакта.

Перед контактной стыковой сваркой сопротивлением торцы заготовок должны быть плотно пригнаны друг к другу. Для этого необходима механическая обработка торцов заготовок резанием. Кроме того, заготовки необходимо очищать от оксидных пленок. Все эти требования могут быть снижены при обеспечении более равномерного прогрева стержней вблизи торцовых поверхностей. На практике это достигается путем нагрева несколькими импульсами тока (рис. 18.5б)

При одном импульсе тока, равном 3Dt, зависимость мощности от времени при контактной температуре, равной температуре плавления, имеет вид:

	2				Ne
qпл =							3Dt ,		(18.6)
		p Fe

	откуда Ne =	p Feqпл			. (18.7)
		3,46
			Dt

Достижение температуры плавления тремя импульсами при одинаковых интервалах времени действия тока3 Dt требует в 2,2 раза большей

361

мощности, чем при одном импульсе. Но при этом достигается большая равномерность распределения температуры вблизи торца.

Сварка оплавлением не предъявляет высоких требований к качеству поверхностей свариваемых заготовок. В этом случае нагрев ведется до температур, превышающих температуру плавления. В процессе оплавления материала выравниваются неровности стыка, а оксиды и загрязнения удаляются. Сварка оплавлением характеризуется большей универсальностью. Она позволяет сваривать заготовки более сложного сечения и формы, заготовки, имеющие различные сечения и даже разнородные металлы (быстрорежущую и углеродистую стали, медь и алюминий и т. д.).

18.2. Электрическая контактная точечная сварка

Точечная сварка – разновидность контактной сварки, при которой заготовки соединяются в отдельных точках (рис. 18.6).

Рис. 18.6. Схемы контактной точечной сварки: а) двусторонней, б) односторонней: 1 – свариваемые элементы, 2 – медные электроды,

3 – расплавленная зона металла, 4 – источник питания

Точечной сваркой соединяют штампованные элементы заготовок. Машины для точечной сварки выпускают мощностью от0,1 до 250 кВт. Толщина свариваемых заготовок составляет 0,5–5 мм.

При точечной сварке заготовки собирают внахлест и зажимают с усилием Р между двумя электродами, подводящими ток к месту сварки. При этом соприкасающиеся с медными электродами поверхности свариваемых заготовок нагреваются меньше, чем внутренние слои. Нагрев продолжают в течение времени t, необходимого для расплавления внутренних слоев (некоторой окрестности точки заданного радиусаr) и до пластического состояния внешних слоев. После выключения тока происходит кристаллизация расплавленного металла и образуется литая сварная точка.

Процесс повышения температуры при точечной контактной сварке может быть описан при допущении, что вся теплота выделяется не в некоторой области, а в точке. Для качественного анализа примем также допу-

362

щение, что свариваемые заготовки можно представить как неограниченное по размерам тело. При кратковременном нагреве и при достаточно толстых заготовках такое допущение не приведет к существенным погрешностям. При сварке тонких листов необходимо учитывать действительную толщину листов (пластин), а в некоторых случаях и охлаждение этих пластин.

Температура в неограниченном теплопроводящем теле от мгновенного точечного источника тепла описывается уравнением:

		é
q(R,t )=	q	ê	2
		ê1 -
				p
	4plR ê

ê

ë

R

4wt

ò

0

ù

ú

exp(- u2 )duúú. (18.8)

ú

û

Из-за того, что все тепло условно сосредоточено в точке, температура в этой точке (при R = 0) в любой момент времениt остается бесконечно большой. В связи с этим решение может быть применено для точек, находящихся на некотором расстоянии от источника (рис. 18.7).

В действительности, в некоторой окрестности точки, в которой действует точечный источник тепла, температура превышает температуру плавления и излишнее тепло идет не на повышение температуры, на расплавление металла.

При проведении точечной сварки возможны одна из двух стратегий. Согласно первой: при меньшей мощности источника осуществлять прогрев и расплавление металла, не следя строго за временем, ориентируясь на предельное температурное состояние. Согласно второй – сварку производить при большей мощности, на более жестком режиме, но при этом своевременно отключать подачу тока, не доводя температуры до предельных значений. Второй путь более производительный, но для исключения перегрева необходимо точно выдерживать рациональное время подачи тока.

По мере удаления от источника температура стремится к нулю. С увеличением времени нагрева (t ® ¥) распределение температуры стремится к предельному состоянию:

	qпр =q(R, ¥)=	Ne	.	(18.9)
		4plR

Как показывают расчеты уже через1,5–2 с температура становится достаточно близкой к предельной, вычисленной по формуле (18.9).

363

		2000
		1800
	Ц.	1600
		1400
	град.
		1200
	,
	Температура	1000
а)		800
		600
		400
		200
		0
		1,5	0,75	0	0,75
			Расстояние от источника, мм

предельная температ ур

а

Время 0,1 с

Время 0,4 с

Время 1,6 с

Время 6,4 с

Температура плавления

		1000			предельная
		900
	.				температура
	Ц	800			R=0,5 мм
	град.
		700			R=0,5 мм
		600
	,
	Температура	500
б)		400			R=0,75 мм
		300
		200			Предельная
		100
					температура
		0
					R=0,75 мм
		0,1	1,6	25,6	409,6
			Время нагрева, с

Рис. 18.7. Зависимости температуры от расстояния от источника тепла в различные моменты времени (а) и стремление температуры от точечного источника

к предельным значениям (б) (мощность источника q = 0,22 кВт; точечная сварка стальных пластин (λ = 360 Вт/(м·К), ω = 100 мм2/с))

Существенное влияние на температуру оказывают мощность источника и теплофизические характеристики свариваемого материала. Так, например, при точечной сварке медных пластин необходима на порядок большая мощность источника (рис. 18.8).

364

	1200
Ц.	1000
град.	800
,
Температура	600
	400
	200
	0
	0,5	1	1,5	2	2,5	3
		Расстояние от источника, мм

предельная температу ра

время 0,1 с

Время 0,4 с

Время 6 с

Рис. 18.8. Зависимости температуры от расстояния от источника тепла в различные моменты времени при точечной сварке медных пластин. Мощность источника q=2,2 кВт.

18.3. Электрическая контактная шовная сварка

Шовная сварка – разновидность контактной сварки, позволяющая получать прочное и плотное соединение листовых заготовок в виде сплошного герметичного шва. Электроды для шовной сварки выполняют в виде плоских роликов (дисков). Листовые заготовки 1 (рис. 18.9) соединяют внахлест, зажимают между электродами 2 и пропускают ток.

При движении роликов по заготовкам между заготовками в месте контакта электродов с заготовками выделяется тепло, нагревающее заготовки до расплавления металла в местах наибольшего тепловыделения. При перемещении электродов происходит охлаждения и кристаллизация расплавленного металла с образованием непрерывного шва.

Уравнение предельного состояния процесса распространения тепла при нагреве пластины подвижным линейным источником постоянной мощности, перемещающимся со скоростью v при t ® ¥ согласно методу точечных источников тепла может быть записано в виде:

t	é		(x0 - vt ¢)+ y02		ù	q dt ¢
q (x0 , y0 ,t )= òexp	ê	-		- b(t -t	¢ ú			. (18.10)
0	ê		4w(t -t ¢)		ú d C 4pw(t -t ¢)
	ë				û	V

365

Рис. 18.9. Принципиальная схема шовной сварки: а) двусторонней; б) односторонней; 1 – заготовки, 2 – электроды, 3 – медная подкладка

Здесь b = 2a – коэффициент, учитывающий интенсивность пони-

CV d

жения пластины при теплоотдаче в окружающую среду в с–1, a – коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2К) (рис. 18.10).

Рис. 18.10. Схема замены непрерывно действующего движущегося в пластине источника тепла совокупностью элементарных мгновенных источников

Интеграл (18.7) приводится к виду:

	q	æ		vx ö			æ	v2
q(R, x )=		expç	-		÷K	0	ç R
									2
	2pld	è		2w ø			ç	4w
							è

b ö

+ w ÷÷. (18.11)

ø

Значения этой функции K 0 (U ) могут быть определены по графикам (рис. 18.11) или рассчитывается путем численного интегрирования:

	(U )=	1	¥	æ		U	2 ö dw
K0			òexpç		- w -			÷		.	(18.12)
		2
			0	ç		4w ÷			w
				è			ø

366

Значения K(U)

	4,5					3
	4
					K(U)	2,5
	3,5
						2
	3				Значения	1,5
	2,5					1
	2					0,5
	0,02	0,04	0,06	0,08	0,1	0
						0,1	0,3	0,5	0,7	0,9
	Значения комплекса U
							Значения комплекса U

Рис. 18.11. Функция K 0 (U )

На распределение температуры большое влияние оказывают мощность источника, толщина пластины, теплофизические характеристики материала свариваемых деталей. При прочих равных условиях с увеличением скорости сварки температура снижается (рис. 18.12, 18.13).

Рис. 18.12. Распределение температуры в стальной пластине d = 3 мм при шовной сварке N e =1,2 кВт

367

	800
.	700
Ц	600
, град.
	500
Температура	400
	300
	200
	100
	0
	-3	-2	-1	0	1	2	3	4	5
			Расстояние от источника, мм

v=10 мм/с

v=20 мм/с

Температура плавления

Рис. 18.13. Распределение температуры в алюминиевой пластине d = 3 мм при шовной сварке N e =1 кВт

Циклограммы процесса шовной сварки бывают с непрерывной или прерывистой подачей тока, в виде импульсов (рис. 18.14).

Рис. 18.14. Циклы шовной сварки: а) непрерывного включения тока, б) прерывистого включения тока (Р – давление, S – перемещение роликов,

I – сварочный ток, τ – время)

Шовную сварку применяют в массовом производстве при изготовлении различных сосудов. Машины для шовной сварки по конструктивному исполнению похожи на машины для точечной сварки и отличаются от них, главным образом, формой электродов, имеющих форму роликов. Мощность шовных сварочных может быть в пределах от25 до 200 кВт. Толщина свариваемых листов обычно находится в пределах от0,3 до 3 мм.

368

18.4. Конденсаторная сварка

Конденсаторная сварка осуществляется за счет энергии накопленной в батарее конденсаторов при их зарядке от источника постоянного тока .

Используются два способа конденсаторной сварки(рис. 18.15). Согласно первому способу конденсаторы разряжаются непосредственно на свариваемые детали, а согласно второму на первичную обмотку сварочного трансформатора.

Рис. 18.15. Схемы конденсаторной сварки: а) с подачей тока непосредственно от конденсатора на свариваемые заготовки: 1 – пружина, 2, 3 – свариваемые заготовки,

4 – защелка, 5 – направляющие, В – выпрямитель, П – переключатель, С – конденсаторная батарея; б) с подачей тока от конденсатора на первичную обмотку сварочного конденсатора: T1 – повышающий трансформатор, Т2 – сварочный трансформатор

На рис. 18.15а представлена схема ударной конденсаторной сварки при которой концы обкладок конденсатора подключены непосредственно к свариваемым заготовкам 2 и 3. Одна из заготовок жестко закреплена, другая может перемещаться в направляющих5. При освобождении защелки 4, заготовка 2 переместится к неподвижной заготовке3 и замкнет цепь. При соударении возникает разряд, вызывающий оплавление торцов

обеих заготовок. В момент соударения заготовок в результате местной пластической деформации происходит схватывание поверхностей, необходимое для образования неразъемного соединения.

Схема конденсаторной сварки, при которой разряд конденсатора преобразуется с помощью сварочного трансформатора(рис. 18.15б), используется для точечной и шовной сварки, но может быть использована и для стыковой сварки.

Количество теплоты, выделяемое при замыкании цепи конденсатора, определяется емкостью конденсаторной батареиС и напряжением зарядки U:

Q = CU 2 2 .

(18.13)

369

Время разрядки конденсаторной батареи измеряется тысячными или десятитысячными долями секунды (рис. 18.16).

	1800
°С	1600
,	1400
температура
	1200			Ст аль
	1000			Медь
	800
Контактная	600			Алюминий
	400
	200
	0
	0	0,3	0,6	0,9
		Время нагрева,с

Рис. 18.16. Зависимости температуры от времени разряда при конденсаторной сварке стальных, медных и алюминиевых проводов диаметром 0,2 мм при количестве тепла Q = 0,02–0,05 Дж и мощности разряда 40–80 Вт

Благодаря этому при небольшой энергии(Q= 0,02-0,05 Дж) достигаются необходимые мощности и, соответственно, большие плотности теплового потока (600–1200 Вт/мм2) (рис. 18.17).

Дж	1,4
	1,2
тепла,
	1
	0,8
Количество
	0,6
	0,4
	0,2
	0
	0,001	0,01	0,1	1
		Время нагрева,с

Рис. 18.17. Зависимость количества тепла от времени действия источника, необходимого для нагрева торцов стальной проволоки диаметром 0,2 мм до температуры плавления

Как показывают расчеты, при уменьшении времени действия источника тепла от 1 с до 0,001 с, количество теплоты, необходимой для разогрева торцов заготовок до температуры плавления, уменьшается в 32 раза

(от 1,15 Дж до 0,036 Дж).

370

Конденсаторную сварку применяют в производстве электроизмерительных и авиационных приборов, часовых механизмов, фотоаппаратов и т. п.

18.5. Сварка трением

Сварка трением осуществляется за счет адгезии(схватывания) контактируемых поверхностей. Как известно, схватывание поверхностей происходит при определенных условиях. К их числу относятся: повышенная температура (приближающаяся к температуре плавления), отсутствие на контактируемых поверхностях оксидных пленок и загрязнений, пластические деформации контактируемых поверхностей под действием сжимающих сил (осаживания). Особенностью сварки трением является то, что нагрев в зоне контакта осуществляется за счет трения (рис. 18.18).

Рис. 18.18. Принципиальные схемы сварки трением: а) вращение одной детали, б) вращение обеих деталей, в) сварка неподвижных деталей с вращающейся вставкой,

г) сварка при возвратно-поступательном движении одной детали

Мощность трения N e должна обеспечить плотность теплового потока q, достаточную для заданного повышения температуры в течение заданного интервала времени t. Плотность теплового потока (или удельная мощность трения q) на поверхности вращающегося цилиндрического образца определяется как произведение касательного напряженияqF , возникающего при трении, на скорость резания v:

	q = qF v(r),	(18.14)
где	v(r ) = 2pnr .	(18.15)

Таким образом, плотность теплового потока при трении вращающихся заготовок уменьшается от периферии к центру. Поэтому и температура при приближении к оси вращения заготовок будет уменьшаться. Для обеспечения рациональных условий схватывания при сварке трением це-

371

лесообразно исключать среднюю часть свариваемых заготовок(рис. 18.19).

Рис. 18.19. Схема распределения температуры по торцу заготовки при сварке трением

При достаточно большой скорости вращения заготовок можно считать, что температура на поверхности заготовок не будет зависеть от угла j поворота, а будет зависеть только от радиусаr и координаты х. При

этом температура заготовки при постоянном радиусеr может быть вычислена с помощью известного решения:

q(0,t

)=

2

qc

=

2

qc

t

=

2

qc

. (18.16)

wt

t

p

l

p

C

w

p

e

V

N

p

é

D

2

ù

где e= lС ,

q

c

=

, F =

êD2

-

ú.

V

2F

4

ê

4

ú

ë

û

По условию, что температура на периферии заготовки за заданное время должна приближаться к температуре плавления, выберем соответствующую этой температуре мощность трения (рис. 18.20.).

Сила, с которой должны сдавливаться заготовки для создания -тре буемой плотности теплового потока, определится по формуле:

P =	Ne	,	(18.17)
	m ×v

где m – коэффициент трения, v – скорость трения (в средней части заготовки или на ее периферии, F – площадь поперечного сечения заготовки в плоскости контакта, P – осевая сила сдавливания заготовок.

372

	°C	1800
		1600
	температура,
		1400
		1200
		1000
		800
	Контактная	600
		400
		200
		0
		0	1,5	3	4,5
			Время нагрева,с

N=1 кВт

N=0,8 кВт

N=1,25 кВт

Рис. 18.20. Зависимость температуры от времени нагрева при диаметрах трущихся заготовок от 5 мм до 10 мм

Значения, вычисленные по формулам (18.14–18.17) относятся только начальному периоду трения. По мере увеличения температуры коэффициент трения, сила трения, предел текучести материала будут изменяться и для совместного пластического деформирования, необходимого для схватывания усилие P может быть достаточным.

Соединение заготовок сваркой трением получают с достаточно высокими свойствами. При сварке трением энергетические затраты значительно (в 5–10 раз) ниже, чем при электрической контактной стыковой сварке.

Для сварки трением выпускают серийные машины мощностью10, 20 и 40 кВт, а также модернизируют для этой цели металлорежущие станки (токарные, фрезерные, сверлильные).

18.6. Ультразвуковая сварка

Ультразвуковую сварку можно отнести к разновидностям контактной сварки, осуществляющейся под давлением наконечника 4 ультразвукового инструмента на свариваемые заготовки 5 (рис. 18.21).

При ультразвуковой сварке заготовки5 размещают на опоре6. На магнитострикционный преобразователь 1 подается напряжение переменного тока с ультразвуковой частотой, которое преобразуется в продольные упругие колебания. Эти колебания усиливаются трансформатором упругих колебаний 2, который вместе с рабочим инструментом 3 представляет собой волновод. Момент M, приложенный в узле колебаний, создает необходимую сжимающую силу Р.

373

Рис. 18.21. Принципиальная схема ультразвуковой сварки:

1 – магнитострикционный преобразователь, 2 – трансформатор продольных упругих колебаний, 3 – рабочий инструмент, 4 – наконечник рабочего инструмента,

5 – свариваемые заготовки, 6 – опора

Наложение механических колебаний с ультразвуковой частотой вызывает силы трения и выделение теплоты на свариваемых поверхностях заготовок, сдвиговые деформации, разрушающие поверхностные пленки, способствует возникновению межатомных связей(адгезии) при меньших давлениях и температурах по сравнению с деформациями при отсутствии колебаний.

Например, при ультразвуковой сварке меди рациональная контактная температура не превышает 600 °С, а при сварке алюминия – 300 °С. Ультразвуковой сваркой можно сваривать очень тонкие листы и фольгу толщиной до 1 мкм, а также приваривать фольгу и тонкие пластины к заготовкам неограниченной толщины.

Энергия ультразвуковых колебаний должна быть достаточной для нагрева свариваемых заготовок до рациональных температур. Мощность точечного источника тепла, непрерывно действующего в тонких пластинах может быть рассчитана из условия равенства температуры заготовок -ра циональной температуре. Для этого может быть использовано полученное Н. Н. Рыкалиным решение о распределении температуры в пластине толщиной d для неподвижного точечного источника (рис. 18.22):

q(R, x =)	Ne		æ	b ö
		K0	ç		÷	(18.19)
	2pld		çR	÷.
			è	w ø

374

	1300
°С	1200
	1100
,
Температура	1000
	900
	800
	700
	600
	500
	-5	-3	-1	1	3	5
		Расстояние от источника, мм

N=55 Вт

N=44 Вт

N=69 Вт

Рис. 18.22. Установившееся распределение температуры в стальной пластине d = 1 мм, b = 0,0028 1/с, w = 8 мм2/с, l = 0,04 Вт/(мм·К)

Анализируя графики распределения температуры, выбираем подходящую мощность ультразвукового источника энергии.

18.7. Диффузионная сварка. Механическая сварка и сварка взрывом

Диффузионная сварка также относится к классу термомеханических способов сварки, но она основана на принципиально другом физическом явлении: диффузии. Диффузия представляет собой взаимное проникновении вещества свариваемых заготовок, обусловленное тепловым движением ионов, атомов, молекул и различной концентрацией химических элементов. Перенос вещества посредством диффузии происходит в направлении убывания концентрации диффундирующих элементов. Поэтому диффузионной сваркой хорошо свариваются отличающиеся по химическому составу металлы и сплавы. Диффузионную сварку выполняют в вакууме (при разряжении до 10–1 МПа) или в атмосфере защитных газов.

Свариваемые заготовки 3 (рис. 18.23) предварительно нагревают например, индуктором ТВЧ 4, питаемому по проводам 6 от высокочастотного генератора.

375

Рис. 18.23. Схема диффузионной сварки: 1 – груз, 2 – охлаждение вакуумной камеры, 3 – заготовки, 4 – нагревательное устройство, 5 – трубопровод к вакуумному насосу, 6 – провод к высокочастотному генератору

Создание вакуума осуществляется с помощью отсоса воздуха по трубопроводу 5 вакуумным насосом. Нагрев контактных поверхностей заготовок примерно до температуры рекристаллизации более легкоплавкого металла вызывает испарение адсорбированных и масляных пленок и способствует очищению контактируемых поверхностей и резко повышает скорость диффузионных процессов.

Заготовки сжимаются под небольшим давлением(от 1 до 20 МПа) под действием груза1 и выдерживаются в течение некоторого времени (обычно от 5 до 20 минут), достаточного для протекания диффузии.

Отсутствие припоев, электродов, флюсов позволяет получить качественное и чистое соединение без изменения физико-механических свойств. Диффузионная сварка связана с использованием сложной и дорогой аппаратуры и применяется в космической и авиационной промышленности, для сварки ответственных деталей вакуумных приборов, инструментов и др.

Для легкоплавких пластичных металлов(алюминия, меди, кадмия, свинца, золота, серебра, цинка) благоприятные для схватывания условия могут достигаться при пластической деформации уже при комнатной температуре окружающей среды. Поэтому сварку деталей из этих материалов зачастую выполняют без предварительного нагрева заготовок. Такой способ получения неразъемных соединений местной пластической деформацией без предварительного нагрева заготовок называютхолодной сваркой

(рис. 18.24) или механической сваркой.

376

Рис. 18.24. Схема холодной сварки: 1 – пуансоны, 2 – свариваемые заготовки

Высокопрочные и тугоплавкие металлы, в том числе и стали, требуют для создания благоприятных для схватывания условий предварительного подогрева заготовок непосредственно перед их пластическим деформированием (осаживанием). Такие способы получения неразъемных соедине-

ний относят к термомеханической сварке.

При	сварке взрывом благоприятные		для схватывания	свариваемых
поверхностей условия		создаются с	помощью энергии	направленного
взрыва.
Одна из соединяемых заготовок4 кладется на жесткое основание, а
другая	располагается к	ней на минимальном расстоянии		под угломa

(рис. 18.25). На заготовку 3 наносится слой взрывчатого вещества2 толщиной H и с краю этой заготовки, отстоящей от 4 на наименьшем расстоянии h0, устанавливают детонатор 1.

Рис. 18.25. Принципиальная схема сварки взрывом: 1 – детонатор, 2 – взрывчатое вещество, 3 – привариваемая пластина, 4 – заготовка

При срабатывании детонатора детонация взрывчатого вещества -со общает пластине 3 импульс тепловой и кинетической энергии со скоро-

377

стью несколько тысяч метров в секунду. Край пластины 3 ударяется о заготовку 4. Соударение пластин вызывает нагрев и пластическое течение металла в поверхностных слоях заготовок, создавая условия, благоприятные для схватывания поверхностей. Вследствие этого часть пластины3 приваривается к пластине 4, а участок пластины непосредственно перед приваренной частью изгибается под углом g. По мере сгорания взрывчатого вещества деформированный участок перемещается ко второму краю заготовки 4. Продолжительность сварки взрывом не превышает нескольких микросекунд. Под влиянием больших скоростей деформации происходит

значительное повышение предела текучести материала заготовок в- де формированной области. Поэтому прочность соединений, полученных сваркой взрывом, оказывается выше прочности соединяемых материалов

(рис. 18.26).

Рис. 18.26. Типичная граница раздела деталей, свариваемых сваркой взрывом

Сварку взрывом применяют при изготовлении заготовок для проката биметалла, плакирования поверхностей конструкционных сталей металлами и сплавами с особыми физическими и химическими свойствами, при сварке заготовок из разнородных материалов.

378

Раздел VIII. ИЗГОТОВЛЕНИЕ ДЕТАЛЕЙ ИЗ КОМПОЗИЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ, ЭЛЕКТРО-ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ

ИНЕТРАДИЦИОННЫЕ МЕТОДЫ ОБРАБОТКИ

19.ПОЛУЧЕНИЕ ДЕТАЛЕЙ МЕТОДОМ ПОРОШКОВОЙ МЕТАЛЛУРГИИ

19.1.Технологический процесс получения деталей методом порошковой металлургии

Порошковой металлургией называют область техники, охватывающую совокупность методов изготовления порошков металлов и металлоподобных соединений, полуфабрикатов и изделий из них или их смесей с неметаллическими порошками без расплавления основного компонента.

Из имеющихся разнообразных способов обработки металлов порошковая металлургия занимает особое место, так как позволяет получать не только изделия различных форм и назначений, но и создавать принципиально новые материалы, которые другим путем получить или очень трудно или невозможно. У таких материалов можно получить уникальные свойства, в ряде случаев существенно повышается экономические показатели производства. При этом способе практически в большинстве случаев коэффициент использования материала составляет около 100 %.

Рис. 19.1. Детали, полученные методом порошковой металлургии

Порошковая металлургия находит широчайшее применение для различных условий работы деталей изделий. Методами порошковой метал-

379

лургии изготовляют изделия, имеющие специальные свойства: антифрикционные детали узлом трения приборов и машин(втулки, вкладыши, опорные шайбы и .т д.), конструкционные детали (шестерни, кулачки и др.), фрикционные детали (диски, колодки и др.), инструментальные материалы (резцы, пластины резцов, сверла и др.), электротехнические детали (контакты, магниты, ферриты, электрощетки и др.) для электронной и радиотехнической промышленности, композиционные (жаропрочные и др.) материалы (рис. 19.1).

Рис. 19.2. Схема технологического процесса получения заготовки методом порошковой металлургии

Типовая технология производства заготовки изделий методом порошковой металлургии (рис. 19.2) включает четыре основные операции: 1) получение порошка исходного материала; 2) формование заготовок; 3)

380

спекание и 4) окончательную обработку. Каждая из указанных операций оказывает значительное влияние на формирование свойств готового изделия.

19.2.Получение порошка исходного материала

Внастоящее время используют большое количество методов производства металлических порошков, что позволяет варьировать их свойства, определяет качество и экономические показатели.

Возможность применения порошка для изготовления конкретных изделий определяется его свойствами, которые зависят от метода получения

иприроды металла порошка. Металлические порошки характеризуются технологическими, физическими и химическими свойствами.

Ктехнологическим свойствам относятся:

·насыпная плотность, представляющая собой массу единицы объема свободно насыпанного порошка;

·относительная плотность – отношение насыпной плотности и плотности металла в беспористом состоянии;

·текучесть – способность порошка заполнять определенную форму, выражающуюся через число граммов порошка, протекающего за 1 с через воронку с диаметром выходного отверстия (носика воронки) 2,5 мм;

·прессуемость – способность порошка под давлением сжимающих усилий образовывать заготовку заданной формы и размеров(формуемость) с минимально допустимой плотностью (уплотняемость);

·спекаемость – прочность сцепления частиц, как результат термической обработки прессованных заготовок.

Высокая текучесть порошка обеспечивает хорошее заполнение полости пресс-формы и особенно важна при автоматическом прессовании. Тонкие порошки обладают худшей текучестью, чем более грубые. Ухудшают текучесть увеличение шероховатости и повышение влажности.

Формуемость порошков зависит от состояния поверхности. Увеличение шероховатости, как правило, улучшает формуемость.

Уплотняемость зависит главным образом от пластичности частиц и в меньшей степени от их размеров, но с повышением степени дисперсности порошков их уплотняемость ухудшается. Пластичность металлических частиц обычно оценивают по их микротвердости.

Спекаемость порошков определяют по величине усадки в процессе стандартного спекания, либо по прочности на изгиб опытных образцов.

К физическим характеристикам порошков относятся форма и размер частиц порошков. Они могут резко различаться по форме (от нитевидных до сферических) и размерам (от долей до сотен и даже тысяч микрометров). Размеры частиц порошка обычно составляют 0,1–100 мкм. Фракции

381

порошков размерами более 100 мкм называют гранулами, менее 0,1 мкм – пудрой.

Чем мельче частицы, тем больше суммарная поверхность материала, тем больше силы взаимодействия. Частицы порошков обладают весьма высокой химической активностью, что выражается в способности адсорбировать значительное количество газов или легко окисляться. Эти свойства ведут к ухудшению технологических свойств порошка и снижению качества готовых изделий.

Действительная плотность порошковой частицы в значительной мере зависит от наличия примесей, закрытых пор, дефектов кристаллической решетки и других причин и отличается от теоретической. Плотность определяют в приборе – пикнометре, представляющем собой колбочку определенного обьема и заполняемую сначала на 2/3 объема порошком и после взвешивания дозаполняют жидкостью, смачивающей порошок и химически инертной к нему. Затем снова взвешивают порошок с жидкостью. И по результатам взвешиваний находят массу порошка в жидкости и занимаемый им объем. Деление массы на объем позволяет вычислить пикнометрическую плотность порошка. Наибольшее отклонение плотности порошковых частиц от теоретической плотности наблюдают у восстановленных порошков из-за наличия остаточных окислов, микропор, полостей.

Микротвердость порошковой частицы характеризует ее способность к деформированию. Способность к деформированию в значительной степени зависит от содержания примесей в порошковой частице и дефектов кристаллической решетки. Для измерения микротвердости в шлифован-

ную поверхность частицы вдавливают алмазную пирамиду с углом при вершине 136° под действием нагрузки порядка 0,5–200 г.

Условно различают два способа изготовления металлических порош-

ков: физико-механический и химико-металлургический.

При физико-механическом способе изготовления порошков превращение исходного материала в порошок происходит путём механического измельчения в твердом или жидком состоянии без изменения химического состава исходного материала. К физико-механическим способам относят дробление и размол, распыление, грануляцию и измельчение материала резанием. Механическое измельчение наиболее целесообразно применять для таких хрупких металлов и сплавов на их основе, как кремний, сурьма, хром, марганец, ферросплавы, сплавы алюминия с магнием. Размол вязких пластичных металлов (медь, алюминий и др.) затруднен и для получения порошков из таких металлов наиболее целесообразно использование в качестве сырья отходов образующиеся при обработке металлов(стружка, обрезка и др.).

Для грубого размельчения используют щековые, валковые и конусные дробилки и бегуны; при этом получают частицы размером1–10 мм,

382

которые являются исходным материалом для тонкого измельчения, обеспечивающего производство требуемых металлических порошков. Исходным материалом для тонкого измельчения может быть и стружка, получаемая при точении, сверлении, фрезеровании и других операциях обработки резанием.

Окончательный размол полученного материала проводится в шаровых вращающихся, вибрационных или планетарных центробежных, вихревых и молотковых мельницах.

Шаровая мельница используется для получения относительно мелких порошков с размером частиц от нескольких единиц до десятков микрометров. В мельницу загружают размольные тела(стальные или твердосплавные шары) и измельчаемый материал. В случае скольжения шаров по внутренней поверхности вращающегося барабана материал истирается между стенкой барабана и внешней поверхностью массы шаров, ведущей себя как единое целое. При увеличении частоты вращения шары поднимаются и скатываются по наклонной поверхности и измельчение происходит между поверхностями трущихся шаров. Рабочая поверхность истирания в этом случае во много раз больше и поэтому происходит более интенсивное истирание материала, чем в первом случае. При большей частоте вращения шары поднимаются до наибольшей высоты и падая ,вниз производят дробящее действие, дополняемое истиранием материала между перекатывающимися шарами. Это наиболее интенсивный размол. При дальнейшем увеличении частоты вращения шары вращаются вместе с барабаном мельницы, а измельчение при этом практически прекращается.

Применение шаровых мельниц для размола пластичных металлов неэффективно, так как они в такой мельнице расплющиваются. Их измельчают в вихревых мельницах, в загрузочной камере которой вращается в противоположные стороны 2 пропеллера со скоростью 3000 об/мин. При этом создаются сильные вихревые потоки воздуха(или инертной среды), сталкивающие зерна между собой или со стенками камеры. В результате образуются частицы тарельчатой формы, которые удаляются через отверстия в верхней части камеры.

Наиболее дешевые сорта средних и тонких порошков из легированной и углеродистой стали и других сплавов получаютраспылением сильными струями воды (сжатого воздуха или пара). В электропечи готовят расплав нужного состава, который поступает на быстро вращающееся распылительное устройство, через отверстия в котором под низким давлением вытекает вода, разбрызгивающая струю жидкого металла. Образующийся порошок обезвоживают, сушат и отжигают. Частицы порошка имеют форму, близкую к сферической.

При химико-металлургическом способе изменяется химический со-

став или агрегатное состояние исходного материала. Основными метода-

383

ми при химико-металлургическом производстве порошков являются: восстановление окислов, электролиз металлов, термическая диссоциация карбонильных соединений.

Медные, никелевые и кобальтовые порошки легко получаютвосстановлением окислов этих металлов, так как они обладают низким сродством к кислороду. Сырьем для производства порошков этих металлов служат оксиды Cu2O,CuO, NiO, Co2O3,Co3O4, либо окалина от прокaта проволоки, листов и т. д. Восстановление проводят в муфельных или в трубчатых печах водородом, диссоциированным аммиаком или конвертированным природным газом. Температура восстановления сравнительно низка:

меди – 400–500 °С, никеля – 700–750 °С, кобальта – 520–570 °С. Длитель-

ность процесса восстановления 1–3 ч при толщине слоя окисла 20–25 мм. После восстановления получают губку, которая легко растирается в порошок.

Порошок вольфрама получают из вольфрамового ангидрида, являющегося продуктом разложения вольфрамовой кислоты Н2WO4 (прокалива-

ние при 700–800 °С) или паравольфрамата аммония 5(Na4)2O·12WO3·11H2O (разложение при 300 °С и более). Восстановление проводят либо водородом при температуре850–900 °С, либо углеродом при температуре 1350–1550 °С в электропечах.

Методом восстановления получают также порошки молибдена, титана, циркония, тантала, ниобия, легированных сталей и сплавов.

Электролиз наиболее экономичен при производстве химически чистых порошков меди. Физическая сущность электролиза состоит в том, что при прохождении электрического тока водный раствор или расплав соли металла, выполняя роль электролита, разлагается, металл осаждается на катоде, где его ионы разряжаются:

Ме++ne– = Me.

Сам процесс электрохимического превращения происходит на границе электрод (анод или катод) – раствор. Источником ионов выделяемого металла служат как правило, анод, состоящий из этого металла, и электролит, содержащий его растворимое соединение. Такие металлы как никель,

кобальт, цинк выделяются из любых растворимых в виде однородных плотных зернистых осадков. Серебро и кадмий осаждаются из простых растворов в форме разветвленных дендритов, а из растворов цианистых солей – в виде плотных осадков. Размеры частиц осаждаемого порошка зависят от плотности тока, наличия коллоидов и поверхностно активных веществ. Очень большое влияние на характер осадков оказывает чистота электролита, материал электрода и характер его обработки.

Карбонильный процесс. Карбонилы – это соединения металлов с оки-

сью углерода Me(CO)C, обладающие невысокой температурой образова-

384

ния и разложения. Процесс получения порошков по этому методу состоит из двух главных этапов:

1) получение карбонила из исходного соединения:

MenXm+cCO=mX+Men(CO)c, 2) образование металлического порошка:

Меn(СО)с= nМе+сСО.

Основным требованием к таким соединениям является их летучесть и небольшие температуры образования и термического разложения(кипения или возгонки). На первой операции – синтеза карбонила – отделение карбонила от ненужного вещества достигается благодаря летучести карбонила. На втором этапе происходит диссоциация (разложение) карбонила путем его нагрева.

Для синтеза карбонилов используют металлосодержащее :сырье стружку, обрезки, металлическую губку и т. п.

Этим методом получают порошки железа, никеля, кобальта, хрома, молибдена, вольфрама.

19.3. Формование заготовок

Целью формования порошка является придание заготовкам из - по рошка формы, размеров, плотности и механической прочности, необходимых для последующего изготовления изделий. Формование включает следующие операции: отжиг, классификацию, приготовление смеси, дозирование и формование.

Отжиг порошков применяют с целью повышения их пластичности и прессуемости за счет восстановления остаточных окислов и снятия наклепа, полученного при измельчении исходных материалов. Нагрев осуществляют в защитной среде(восстановительной, инертной или вакууме) при гомологической температуре равной0,4–0,6. Наиболее часто отжигают порошки полученные механическим измельчением, электролизом и разложением карбонилов.

Классификация порошков – это процесс разделения порошков по величине частиц. Порошки с различной величиной частиц используют для составления смеси, содержащей требуемый процент каждого размера. Классификация частиц размером более 40 мкм производят в проволочных ситах. Если свободный просев затруднен, то применяют протирочные сита. Более мелкие порошки классифицируют на воздушных сепараторах.

Приготовление смесей. В производстве для изготовления изделий используют смеси порошков разных металлов. Смешивание порошков является одной из важных операций, необходимой для обеспечения однородности смеси, так как от этого зависят конечные свойства изделий. Наибо-

385

лее часто применяют механическое смешивание компонентов в шаровых мельницах и смесителях. Соотношение шихты и шаров по массе1:1. Смешивание сопровождается измельчением компонентов. Смешивание без измельчения проводят в барабанных, шнековых, лопастных, центробежных, планетарных, конусных смесителях и установках непрерывного действия.

Равномерное и быстрое распределение частиц порошков в объеме смеси достигается при близкой по абсолютной величине плотности смешиваемых компонентов. При большой разнице абсолютной величины плотностей наступает расслоение компонентов. В этом случае полезно применять раздельную загрузку компонентов по частям: сначала более легкие с каким-либо более тяжелым, затем остальные компоненты. Смешивание всегда лучше происходит в жидкой среде, что не всегда экономически целесообразно из-за усложнения технологического процесса.

В процессе смешивания добавляют различные технологические присадки:

·пластификаторы – вещества смачивающие поверхность частиц (парафин, стеарин, олеиновая кислота, графит и др.), которые должны удовлетворять требованиям: обладать высокой смачивающей возможностью, выгорать при нагреве без остатка, легко растворяться в органических растворителях. Раствор пластификатора обычно заливают в перемешиваемый порошок, затем смесь сушат для удаления растворителя. Высушенную смесь просеивают через сито;

·склеивающие вещества – для улучшения формуемости (глицерин, некоторые коллоиды и др.);

·присадки, активизирующие процесс спекания или обеспечивающие заданную пористость.

Дозирование – это процесс отделения определенных объемов смеси порошка. Различают объемное дозирование и дозирование по массе. Объемное дозирование используют при автоматизированном формовании изделий. Дозирование по массе наиболее точный способ, этот способ обеспечивает одинаковую плотность формования заготовок.

Cуществует несколько способов формования заготовок из порошков:

·холодным или горячим прессованием в пресс-форме, полость кото-

рой соответствует форме и размерам соответствующим, с учетом припусков, форме и размерам будущего изделия;

·изостатическим – в эластичной или деформируемой оболочке в результате всестороннего сжатия в условиях нормальных или повышенных температур;

·импульсным (динамическим) – при котором уплотнение производится ударными волнами в интервале времени, не превышающем 1 с;

386

·мундштучным – продавливанием через отверстие, соответствующее по форме и размерам поперечному сечению порошковой формовки;

·шликерным – заполнением суспензией металлических порошков– шликером – пористой формы, обеспечивающей удаление жидкости из шликера;

·прокаткой порошков в прокатном стане или штамповкой;

·экструзией порошков.

Формование изделий путемхолодного прессования осуществляется под большим давлением (30–1000 МПа) в металлические формы. Обычно используются закрытые пресс-формы. Смесь порошков свободно засыпается в полость матрицы, объемная дозировка регулируется ходом нижнего пуансона. Прессование может быть одноили двусторонним в зависимости от отношения высоты детали к ее диаметру(поперечному размеру)

(рис. 19.3).

Для формования и калибрования используется прессовое оборудование с механическим, гидравлическим или пневматическим приводом.

Полученная прессовка имеет размер и форму готового изделия, а также достаточную прочность для перегрузки и транспортировки к печи для спекания.

При прессовании в стальной пресс-форме, происходящем в закрытом объеме, возникает сцепление частиц и получают заготовку требуемых формы и размеров. Изменение объема происходит в результате смещения

идеформации отдельных частиц и связано с заполнением пустот между частицами порошка и заклинивания – механического сцепления частиц. У пластичных материалов деформация в начале возникает у приграничных контактных участков малой площади под действием огромных напряжений, а затем распространяется вглубь частиц.

Ухрупких материалов деформация проявляется в разрушении выступов частиц.

При перемещении частиц порошка в пресс-форме возникает давление порожка на стенки. Это давление меньше давления со стороны сжимающего порошок пуансона из-за трения между частицами и боковой стенкой пресс-формы и между отдельными частицами. Величина давления на боковые стенки зависит от трения между частицами и стенкой пресс-формы

иравна 25–40 % вертикального давления пуансона. Из-за трения на боковых стенках по высоте изделия вертикальная величина давления получается неодинаковой: у пуансона наибольшей, а у нижней части – наименьшей. По этой причине невозможно получить по высоте отпрессованной заготовки равномерную плотность. Неравномерность плотности по высоте особенно заметна в тех случаях, когда высота больше минимального поперечного сечения.

387

Для получения более качественных изделий после прессования и получения более равномерной плотности по различным сечениям применяют смазки (стеариновую кислоту и ее соли, олеиновую кислоту, поливиниловый спирт, парафин, глицерин и др.), уменьшающие внутреннее трение и трение на стенках инструмента.

При выталкивании изделия из пресс-формы из-за упругого увеличения ее поперечных размеров, размеры изделия несколько превышают размеры поперечного сечения матрицы. Величина изменения размеров зависит от величины зерен и материала порошка, формы и состояния поверхности частиц, содержания окислов, механических свойств материала, давления прессования, смазки, материала матрицы и пуансона и других параметров.

Одностороннее прессование (рис. 19.3а) применяют для прессуемых изделий с соотношением высотыН к наименьшему размеру поперечного сечения d:

H/d = 2–3.

Если это соотношение больше3, но меньше 5, то применяют схему двухстороннего прессования (рис. 19.3б); при большем соотношении размеров применяют другие методы.

Рис. 19.3. Схема прессования в пресс-форме одностороннее (а) и двухстороннее (б): 1 – пуансон, 2 – пресс-форма, 3 – прессуемый порошок

Прессование сложных изделий, т. е. изделий с неодинаковыми размерами в направлении прессования, связано с трудностями обеспечения равномерной плотности спрессованного изделия в различных сечениях. Эту задачу решают путем применения нескольких пуансонов, через которые прикладывают к порошку различные усилия. Иногда при изготовлении изделий сложной формы предварительно прессуют заготовку, затем придают ей окончательную форму при повторном обжатии – прессовании и спекании.

388

При прессовании кроме стальных пресс-форм– основного инструмента производства, используют гидравлические универсальные или механические прессы. Для прессования сложных изделий используют специальные многоплунжерные прессовые установки.

Давление прессования зависит в основном от требуемой плотности изделий, вида порошка и метода его производства и составляет ≈(3–5)σТ материала порошка.

Рис. 19.4. Схема гидростатического прессования:

1 – герметизированная камера, 2 – эластичная оболочка, 3 – порошок

Изостатическое прессование – это прессование в эластичной оболочке под действием всестороннего сжатия. Если сжимающее усилие создается жидкостью – прессование называют гидростатическим(рис. 19.4). При гидростатическом прессовании порошок засыпают в резиновую оболочку и затем после вакуумирования и герметизации помещают ее в -со суд, в котором поднимают давление до требуемой величины. Из-за практического отсутствия трения между оболочкой и порошком спрессованное изделие получают с равномерной плотностью по всем сечениям, а давление прессования в этом случае меньше, чем при прессовании в стальных пресс-формах. Перед прессованием порошок подвергают виброуплотнению. Гидростатическим прессованием получают цилиндры, трубы, шары, тигли и другие изделия сложной формы. Этот способ выполняют в специальных установках для гидростатического прессования.

Недостатком гидростатического прессования является невозможность получения прессованных деталей с заданными размерами и необходимость механической обработки при изготовлении изделий точной формы и размеров, а также малая производительность процесса.

Прокатка порошков заключается в захвате и подаче в зазор под действием сил трения вращающихся валков порошка и сжатии порошка

389

(рис.19.5). При этом получают равномерно спрессованное изделие больной длины с прочностью достаточной для транспортировки на следующую операцию – спекание. Прокатку проводят в вертикальной и горизонтальной плоскостях, периодически и непрерывно.

Рис. 19.5. Схема прокатки порошков: 1 – бункер, 2 – порошок, 3 – валки, 4 – готовая деталь

Мундштучное прессование – это формование заготовок из смеси порошка с пластификатором путем продавливания ее через отверстие в матрице (рис. 19.6). В качестве пластификатора применяют парафин, крахмал, поливиниловый спирт, бакелит. Этим методом получают трубы, прутки, уголки и другие изделия большой длины.

Обычно мундштучное прессование выполняют при подогреве материала изделия и в этом случае обычно не используют пластификатор; порошки алюминия и его сплавов прессуют при 400–500 °C, меди –

800–900 °С, никеля – 1000–1200 °С, стали – 1050–1250 °С.

Для предупреждения окисления при горячей обработке применяют защитные среды (инертные газы, вакуум) или прессование в защитных оболочках (стеклянных, графитовых, металлических – медных, латунных, медно-железной фольге).

Рис. 19.6. Схема мундштучного прессования

390

Шликерное формование – представляет собой процесс заливки шликера – однородной концентрированной взвеси порошка металла в жидкости, в пористую форму с последующей сушкой.

Шликер приготовляют из порошков с размером частиц 1–2 мкм (реже до 5–10 мкм) и жидкости – воды, спирта, четыреххлористого водорода. Взвесь порошка однородна и устойчива в течение длительного времени.

Форму для шликерного литья изготовляют из гипса, нержавеющей стали, спеченного стеклянного порошка. Формирование изделия после заливки формы взвесью порошка заключается в направленном осаждении твердых частиц на стенках формы под действием направленных к ним потоков взвеси (порошка в жидкости). Эти потоки возникают в результате впитывая жидкости в поры гипсовой формы под действием вакуума или центробежных сил, создающих давление в несколько МПа.

Время наращивания оболочки определяется ее толщиной и составляет 1–60 мин. После удаления изделия из формы его сушат при 110–150 °С на воздухе, в сушильных шкафах.

Этим способом изготовляют трубы, сосуды и изделия заданной фор-

мы.

Импульсное (инамическое) прессование – это процесс прессования с использованием импульсных нагрузок. Процесс имеет ряд преимуществ: уменьшаются расходы на инструмент, уменьшается упругая деформация, увеличивается плотность изделий. Отличительной чертой процесса является скорость приложения нагрузки. Источником энергии являются: взрыв заряда взрывчатого вещества, энергия электрического разряда в жидкости, импульсное магнитное поле, сжатый газ, вибрация.

В зависимости от источника энергии такое прессование называют

взрывным, электрогидравлическим, электромагнитным, пневмомеханиче-

ским и вибрационным. Значительное выделение тепла в контактных участках частичек облегчает процесс их деформирования и обеспечивает большее уплотнение, чем при статическом (обычном) прессовании.

Горячее прессование – это процесс одновременно прессования и спекания порошков при температуре0,5–0,8 температуры плавления основного компонента шихты. Это позволяет использовать увеличение текучести шихты при повышенных температурах с целью получения малопористых изделий. В этом случае силы давления при формовании суммируются с внутренними физическими силами приводящими к уплотнению. Наиболее существенными результатами горячего прессования являются максимально быстрое уплотнение и получение изделия с минимальной пористостью при сравнительно малых давлениях.

Изделия после горячего прессования обладают более высоким пределом текучести, большим удлинением, повышенной твердостью, лучшей электропроводностью и более точными размерами, чем изделия получен-

391

ные путем последовательного прессования порядка и спекания. Указанные свойства тем выше, чем больше давление прессования. Горячепрессованные изделия имеют мелкозернистую структуру.

Горячее прессование нагретого порошка или заготовки выполняют в пресс-формах. Материалом для изготовления пресс-форм служат жаропрочные стали (при температурах до1000 °C), силицированный графит, имеющий повышенную механическую прочность. В настоящее время расширяется применение пресс-форм из тугоплавких окислов, силикатов и других химических соединений. Нагрев осуществляют обычно электрическим током.

Для предупреждения взаимодействия прессуемого материала с материалом пресс-формы внутреннюю поверхность ее покрывают каким-либо инертным составом (жидкое стекло, эмаль, нитрид бора и др.) или металлической фольгой. Кроме того, для предупреждения окисления прессуемого изделия применяют защитные среды (восстановительные или инертные) или вакуумирование.

Горячее прессование выполняют на специальных гидравлических прессах, имеющих устройства для регулирования температуры при прессовании.

19.4. Спекание и доводка заготовок

Спекание изделий из однородных металлических порошков производится при температуре, составляющей 0,7–0,9 температуры плавления наиболее легкоплавкого компонента. В смесях максимальная когезия (сцепление частиц) достигается вблизи температуры плавления основного компонента, а в цементированных карбидах– вблизи температуры плавления связующего. При спекании между частицами образуются прочные межмолекулярные связи, в результате чего малопрочная заготовка превращается в прочное твердое изделие заданной плотности. С повышением температуры и увеличением продолжительности спекания увеличиваются усадка, плотность и улучшаются контакты между зернами. Во избежание окисления спекание проводят в восстановительной атмосфере, в атмосфере нейтральных газов или в вакууме. Прессовка в процессе спекания превращается в монолитное изделие, технологическая связка выгорает.

Атмосфера спекания изделий оказывает существенное влияние на свойства конечного продукта. По сравнению с нейтральными средами(азот, аргон) восстановительные среды (водород, диссоциированный аммиак) дают лучшие результаты. Объясняется это химическим воздействием восстановительной среды на окисные пленки. В результате восстановления окислов активируется миграция атомов металла к контактным участкам. Наиболее активный восстановитель — водород, его применение дает наи-

392

лучшие результаты. Быстро и полно проходит спекание в вакууме, которое (в отличие от спекания в нейтральных атмосферах) начинается при более низких температурах и дает высокую плотность и прочность изделий за счет быстрого выгорания летучих примесей, испарения влаги и адсорбированных газов и диссоциации окислов.

Сточки зрения экономики производства спекание в среде водорода и

ввакууме целесообразно только при производстве дорогих и высокочистых материалов. Диссоциированный аммиак рекомендуется для небольших производств. Экзотермический, эндотермический и конверсированный природный газ широко применяют в массовом производстве в печах спекания непрерывного действия.

В зависимости от состава шихты различаюттвердофазное спекание (т. е. спекание без образования жидкой фазы) и жидкофазное, при котором легкоплавкие компоненты смеси порошков расплавляются.

Твердофазное спекание. При твердофазном спекании протекают следующие основные процессы: поверхностная и объемная диффузия атомов, усадка, рекристаллизация, перенос атомов через газовую среду.

Все металлы имеют кристаллическое строение и уже при комнатной температуре совершают значительные колебательные движения относительно положения равновесия. С повышением температуры энергия и амплитуда атомов увеличивается и при некотором их значение возможен переход атома в новое положение, где его энергия и амплитуда снова увеличиваются и возможен новый переход в другое положение. Такое перемещение атомов носит названиедиффузии и может совершаться как по поверхности (поверхностная диффузия), так и в объеме тела (объемная диффузия). Движение атомов определяется занимаемым ими местом. Наименее подвижны атомы расположенные внутри контактных участков частичек порошка, наиболее подвижны атомы расположенные свободно– на выступах и вершинах частиц. Вследствие большей подвижности атомов свободных участков и меньшей подвижности атомов контактных участков, обусловлен переход значительного количества атомов к контактным участкам. Поэтому происходит расширение контактных участков и округление пустот между частицами без изменения объема при поверхностной

диффузии. Сокращение суммарного объема пор возможно только при объемной диффузии. При этом происходит изменение геометрических размеров изделия – усадка.

Усадка при спекании может проявляться в изменении размеров и объема, и поэтому различают линейную и объемную усадку. Обычно усадка в направлении прессования больше, чем в поперечном направлении.

Свойства исходных порошков – величина частиц, их форма, состояние поверхности, тип окислов и степень совершенства кристаллического строения – определяют скорость изменения плотности и свойства спрес-

393

сованных изделий. При одинаковой плотности спеченных изделий механические и электрические свойства тем выше, чем меньше были частицы порошка, шероховатость поверхности частиц и дефекты кристаллического строения способствуют усилению диффузии, увеличению плотности и прочности изделия. Увеличение давления прессования приводит к уменьшению усадки (объемной и линейной), повышению всех показателей прочности – сопротивлению разрыву и сжатию, твердости. С повышением температуры плотность и прочность спеченных изделий возрастает тем быстрее, чем ниже было давление прессования.

Обычно температура спекания составляет0,7–0,9 температуры плавления наиболее легкоплавкого материала, входящего в состав шихты (смеси порошков). Выдержка при постоянной температуре вызывает сначала резкий, а затем более медленный рост плотности, прочности и других свойств спеченного изделия. Наибольшая прочность достигается за сравнительно короткое время и затем почти не увеличивается. Время выдержки для различных материалов длится от30–45 минут до 2–3 часов. Атмосфера спекания влияет на показатели качества. Плотность изделий выше при спекании в восстановительной, чем при спекании в нейтральной среде. Очень полно и быстро проходит спекание в вакууме, которое по срав-

нения со спеканием в нейтральной среде обычно начинается при более низких температурах и дает повышенную плотность изделия.

Жидкофазное спекание. При жидкофазном спекании в случае смачивания жидкой фазой твердой фазы увеличивается сцепление твердых частичек, а при плохой смачиваемости жидкая фаза тормозит процесс спекания, препятствуя уплотнению. Смачивающая жидкая фаза приводит к увеличению скорости диффузии компонентов и облегчает перемещение частиц твердой фазы. При жидкофазном спекании можно получить практически беспористые изделия.

Для спекания используют разнообразные промышленные печи, обеспечивающие равномерность нагрева, и охлаждения, полную герметичность рабочего пространства и необходимую производительность. Наиболее распространены электропечи сопротивления с нихромовыми, молибденовыми нагревателями. Для спекания заготовок возможно использование прямого нагрева, пропусканием тока непосредственно через спекаемое изделие, или индукционного нагрева.

Иногда для получения изделий окончательной формы и размеров или придания этим изделиям окончательных свойств после спекания их обрабатывают дополнительно. К видам окончательной обработки относятся:

калибрование, обработка резанием, термическая и химико-термическая обработка, нанесение защитных и декоративных покрытий.

При калибровании изделий достигается нужная точность размеров (6–11 квалитет точности), улучшается качество поверхности (Ra = 1,25–

394

0,32 мкм) и повышается прочность. Примерно 80 % продукции проходят эту операцию.

Отжиг в защитной атмосфере назначается для достижения требуемой структуры материала; выравнивания химического состава детали; снижения твердости, что облегчает последующую механическую обработку.

Науглероживание, азотирование и цианирование проводятся для повышения износостойкости поверхностных слоев изделий. Хромирование, никелирование, кадмирование, оксидирование и фосфатирование защищают малопористые детали от коррозии.

Масляная пропитка пористых подшипников обеспечивает длительное самосмазывание трущихся поверхностей в работе за счет того, что при повышении температуры в пористом подшипнике ослабевают капиллярные силы, удерживающие масло в порах. Кроме того, коэффициент термического расширения масла выше, чем металла.

В качестве окончательной в некоторых случаях используетсямеханическая обработка, направленная на достижение заданных размеров деталей. Обработку изделий ведут методами точения, сверления, фрезерования, шлифования, полирования. Шлифованные порошковые детали имеют шероховатость поверхности Rа= 0,32–0,16 мкм.

Преимущества порошковой металлургии:

·безотходность. Технологию порошковой металлургии можно -на звать безотходной. Потери сырья составляют не более 5 %;

·производительность. Возможна полная автоматизация изготовления деталей на пресс-автоматах. Простые детали можно прессовать свыше 5000 штук в час;

·высочайшая точность. Высокая точность формы и размеров детали обеспечивается особенностями технологии, высокоточным прессовочным

икалибровочным пресс-инструментом 6–7 квалитет);

·широкий диапазон получаемых свойств. Можно регулировать физические, механические, электрические, магнитные и др. свойства производимой продукции. Например, задавать нужные электрические свойства контактов, магнитные свойства магнитопроводов и механические свойства конструкционных деталей. Возможность изготавливать пористые материалы. Например, можно задавать необходимую пористость для фильтров или самосмазываемых подшипников скольжения;

·получение уникальных свойств, не достижимых другими традиционными методами. Порошковая технология предоставляет возможности для создания псевдосплавов (из несплавляющихся металлов) и материалов

сособыми специальными свойствами, которые нельзя получить, применяя

395

другие известные промышленные методы изготовления. Также она предоставляет возможность получения материалов высокой чистоты.

396

20. ПРОИЗВОДСТВО ИЗДЕЛИЙ ИЗ ПОЛИМЕРНЫХ МАТЕРИАЛОВ

20.1. Способы формообразования деталей из полимеро в вязкотекучем состоянии

Полимеры и композиции на их основе разделяют на термопластичные и термореактивные.

Термопластичные полимеры (пластмассы) при нагреве приобретают пластичность, при охлаждении возвращаются в твердое состояние, повторно и неоднократно плавятся без изменения свойств. К таким полимерам относятся полиэтилен, полипропилен, винилпласт, фторопласты, полистирол, капрон и др.

Термореактивные полимеры (пластмассы) при нагревании переходят в вязкотекучее состояние, но с увеличением длительности действия по-

вышенных температур в результате химической реакции переходят в твердое нерастворимое и неплавкое состояние. К этой группе относятся фенопласты, аминопласты, эфиропласты, эфиропласты, эпоксипласты и др.

В зависимости от физического состояния, технологических свойств и других факторов все способы переработки пластмасс в детали наиболее целесообразно разбить на следующие основные группы:

·переработка в вязкотекучем состоянии;

·переработка в высокоэластичном состоянии;

·получение деталей из жидких пластмасс различными способами формообразования;

·переработка в твердом состоянии разделительной штамповкой;

·обработкой резанием;

·получение неразъемных соединений сваркой, склеиванием и др.;

·различные способы переработки (спекание, напыление и др.). Основными требованиями к технологии производства изделий из пла-

стмасс являются получение требуемой точности при оптимальной производительности и сохранение или улучшение свойств исходного материала. Это достигается как конструктивными решениями формообразующего инструмента, так и наиболее полным удалением низкомолекулярных примесей и летучих компонентов (влаги) из формуемого материала, снижением внутренних напряжений, обеспечением равномерного прогревания и наибольшей пластичности материала до заполнения им формы, а также его достаточно полным уплотнением и отвердением при формировании термореактивных материалов.

397

Подавляющее количество полимерных материалов перерабатывается в изделия в вязкотекучем состоянии. К этому методу обработки относятся следующие процессы:

·литье под давлением;

·прессование;

·выдавливание (экструзия);

·формование.

Во всех перечисленных процессах изделия оформляются под действием тепла и давления.

Литье при атмосферном давлении. Литьем в формы получают детали различной конфигурации из термореактивных материалов на основе фенольных, акриловых, эпоксидных, полиэфирных и других смол, которые затвердевают непосредственно в формах в результате поликонденсации или полимеризации, а также остывания или затвердения растворителя.

Перед заливкой в формы фенольные и карбомидные смолы предварительно приготавливаются в реакторе, из которого они поступают в ковш. В ковше происходит перемешивание смолы с красителями и катализаторами.

Залитые формы помещаются в сушильные шкафы, где они прогреваются при температуре 80–90° С в течение длительного времени(от нескольких часов до суток и более). Этим методом из фенольных и карбомидных смол изготавливают различные плиты, блоки, фасонные детали и др.

Детали из полиметилметакрилата получают заливкой в формы - ме тилметакрилата (мономера) с катализатором и последующим нагреванием до температуры плавления. При этом в форме протекает реакция полимеризации, и материал затвердевает. В процессе затвердевания полиметилметакрилата происходит усадка, поэтому в формах предусматриваются усадочные емкости. Если же необходимо получить изделие в виде толстых плит, то последние отливаются слоями– каждый последующий заливают после затвердения предыдущего.

Из полиакриловых смол отливают плиты, стержни, трубы, фитинги и различные прозрачные изделия для технических и бытовых нужд.

Отливки из эпоксидных и полиэфирных смол получают в формах при комнатной или слегка повышенной температуре при добавлении к исходному материалу катализаторов. Этим методом изготавливают детали сравнительно небольшой величины, часто с металлической или керамической арматурой.

Литьем получают также пленку из полихлорвинила или производных целлюлозы толщиной 0,03–0,15 мм. Для этого пластифицированный материал тонким слоем наносится на ленту транспортера или вращающийся

398

барабан. Лента или часть барабана с нанесенной массой проходит через нагревательную камеру, в которой происходит желатинизация материала. После охлаждения пленка снимается и наматывается на барабан.

Формовое прессование. При формовом прессовании исходным материалом (смесь полимера с наполнителями, пластификаторами, стабилизаторами, красителями и т. д.) заполняется пресс-форма, а затем пуансоном производится горячее прессование.

Различают компрессионное и литьевое прессование.

При компрессионном прессовании пресс-порошок (таблетки) 7 засыпается в пресс-форму 5, а затем формуется пуансоном 1 (рис. 20.1). Пресспорошок перед подачей в пресс-форму может быть предварительно - на грет.

Рис. 20.1. Схема компрессионного прессования: а) начало прессования; б) конец прессования: 1 – пуансон, 2 – сердечник, 3 – направляющие стержни, 4 – направляющие отверстия, 5 – матрица, 6 – гнездо матрицы, 7 – пресс-материал, 8 – изделие

Если изделие изготавливается из термореактивных материалов, то оно извлекается из пресс-формы вгорячую, а детали из термопластичных материалов – только после остывания. В связи с последним обстоятельством использование этого метода для переработки термопластичных материалов нецелесообразно вследствие низкой производительности.

Этим способом получают изделия средней сложности и небольших габаритов.

При литьевом прессовании (рис. 20.2) исходный материал нагревается до вязкого состояния в специальной загрузочной камере2, откуда он под давлением поршня 1 через отверстие в литниковой плите 3 поступает в полость матриц 5. Далее материал затвердевает и готовое изделие5 извлекается выталкивателем 6.

399

Рис. 20.2. Схема литьевого прессования: 1 – пуансон, 2 – загрузочная камера, 3 – литниковая плита, 4 – готовая деталь, 5 – матрица

Литьевым прессованием производят детали сложной формы, с резьбовыми отверстиями, со сложной арматурой. Но при данном способе увеличивается расход материала за счет литниковой системы и части материалов, остающегося в загрузочной камере.

В зависимости от способа установки на прессах пресс-формы делятся на стационарные, съемные и сменные.

У стационарных пресс-форм матрица и пуансон закреплены соответственно на столе и ползуне пресса, у съемных – только матрица, а у сменных на столе пресса прикреплен только корпус матрицы. Формообразующая часть сменной матрицы может быть легко заменена, что позволяет быстро переналаживать пресс на изготовление различных деталей.

Нагрев пресс-форм может осуществляться источником тепла, расположенным как непосредственно в пресс-форме, так и за ее пределами. Для этого используют перегретый пар с избыточным давлением4–9 атм., горячую воду, газ, сжигаемый в камерах пресс-форм, электрический ток (сопротивление), токи высокой частоты и горячее масло. Для повышения производительности работы применяют предварительный подогрев прессматериала электрическими, воздушными или паровыми подогревателями.

Материалами для пресс-форм служат термически упрочненные высоколегированные или инструментальные стали. Для обеспечения высокого качества поверхности формуемых изделий основные детали пресс-форм полируются и хромируются.

Для прессования используются гидравлические и механические прессы простого и двойного действия. Удельное давление прессования в зависимости от рода материала и вида изделия принимается в пределах2000– 6000 МПа.

400

Формование при низком давлении. Для изготовления крупногабаритных деталей из композиций на основе эпоксидных, полиэфирных и фенольных смол, способных затвердевать при невысоком нагреве и малом удельном давлении (не более 350 МПа), применяется формование при низком давлении.

В качестве пресс-материала используют обычно ткань или волокно, пропитанные смолой. При этом синтетическая смола предварительно подвергается частичной полимеризации, что при введении в нее катализаторов обусловливает сокращение процесса затвердевания до 1–2 часов.

Формы для формования изделий при низком давлении(рис. 20.3) изготавливают из гипса, бетона, дерева, полимерных материалов и легкоплавких металлов. Формующим силовым элементом является эластичный баллон из резины 2 или из полимерного материала (например, полиуретана), в который под давлением 8–12 атм. подаются воздух, вода или масло. При этом пресс-форма3 нагревается до 80° С. После затвердевания газ или жидкость из баллона выпускается и извлекается изделие 2.

Рис. 20.3. Прессование под низким давлением:

1 – баллон, 2 – прессуемое изделие, 3 – пресс-форма

На таком же принципе основано вакуумное формование, при котором форма с исходным материалом помещается в баллон. Затем из баллона выкачивается воздух. Под действием атмосферного давления баллон прижимает пресс-материал к форме, что способствует получению требуемой конфигурации изделия.

Плитовое прессование. Методом плитового прессования получают листы и плиты, а также детали более сложной формы(втулки подшипников скольжения, заготовки шестерен и др.) из пластиков со слоистыми или мелкокусковыми наполнителями. Слоистые пластики изготавливают с хлопчатобумажными, стекловолокнистыми, древесными, металлическими (в виде сеток) и другими армирующими наполнителями. Методом плито-

401

вого прессования получают такие материалы, как текстолит (хлопчатобумажная ткань и феноло-формальдегидная смола), асботекстолит (асбестовая ткань и феноло-формадьдегидная смола), гетинакс (листовая бумага и феноло-формальдегидная смола), лигнофоль (древесно-слоистый пластик) и т. д.

Количество укладываемых листов наполнителя зависит от толщины материала и степени его уплотнения.

При изготовлении слоистых пластиков с тканевыми или бумажными наполнителями вводят до 30–55 % смолы, в древесно-слоистые пластики – от 15 до 20 %.

В зависимости от направления волокон в слоях шпона(наполнителя) различают древеснослоистые пластики параллельнослойные(волокна во всех слоях параллельны), поперечнослойные (волокна соседних слоев взаимно перпендикулярны), звездчатые (волокна соседних слоев расположены под углом от 15 до 45°) и упрочненные параллельно-поперечные (слои с параллельными волокнами перемежаются слоями с перпендикулярным направлением волокон).

Слоистые пластики изготавливают следующим образом. Наполнители пропитываются связующей смолой и укладываются на плиты или формы, соответствующие конфигурации требуемой детали, затем заготовки устанавливаются на пресс, нагреваются и прессуются. Температура прессования фенопластов составляет40–200 °С, а аминопластов – 140–165 °С.

Давление прессования в зависимости от вида наполнителя выбирается в пределах от 800 до 2000 МПа. Большие значения давления принимают при прессовании древеснослоистых пластиков, меньшие – для асбестовой ткани и бумаги. Прессование материала на основе стеклоткани происходит при давлении 200—500 МПа. Время прессования составляет 4–5 часов.

Давление на прессуемый материал должно возрастать постепенно во избежание повреждения волокон и выдавливания смолы из межлистового пространства.

Прессование производится на гидравлических прессах различных конструкций. Наибольшая производительность достигается на этажных прессах, у которых на рабочих плитах одновременно устанавливается большое количество заготовок.

Литьем под давлением в основном формуются изделия из термопластичных материалов (полиэтилена, полиамидов, полистирола и его сополимеров, полихлорвинилидена и др.). Иногда его используют и для получения деталей из термореактивных материалов.

Исходный материал 2 с пластификатором загружается в бункер литьевой машины 1 (рис. 20.4), из которого он определенными дозами поступает в нагнетательный цилиндр3. В цилиндре происходит нагрев материала нагревателями 5, расположенными по внешней его оболочке.

402

При помощи нагнетательного поршня4 разогретый материал через переходник подается в пресс-форму7. Для лучшего перемешивания и прогрева материала в нагнетательном цилиндре имеется обтекатель6. В некоторых конструкциях литьевых машин цилиндрические обтекатели заменяют пластифицирующими втулками, которые вызывают меньше потерь давления, чем обтекатели.

Рис. 20.4. Схема термопластавтомата: 1 – бункер, 2 – исходный материал, 3 – нагнетательный цилиндр, 4 – поршень, 5 – нагреватели, 6 – обтекатель, 7 – пресс-форма, 8 – готовое изделие

Термопластичные материалы в нагнетательном цилиндре нагреваются до температуры размягчения и течения. Нагрев термореактивных материалов в нагнетательном цилиндре производится до температур, несколько меньших температур отвердения. Окончательный нагрев происходит при прохождении материала через переходник.

При конструировании пресс-форм для литья под давлением учитывается усадка материала при затвердевании. У кристаллических полимеров (полиэтилена, полиамидов и полихлорвинилидена) усадка достаточно высока, в зависимости от ориентировки кристаллов она может доходить до2 %. Усадка аморфных материалов сравнительно невелика(0,4–0,6 %) и одинакова во всех направлениях.

Кристаллические полимеры при нагреве обладают высокой текучестью, поэтому пресс-формы должны быть плотными. Зазор по диаметру не должен превышать 0,05 мм. Высокая текучесть позволяет быстро заполнять пресс-форму.

403

Одним из условий качественного и высокопроизводительного литья под давлением термопластичных материалов является удаление воздуха из пресс-формы во время подачи в нее материала.

У аморфных материалов текучесть значительно ниже. Это увеличивает время заполнения пресс-формы, что позволяет более полно удалять из пресс-формы воздух, поступающий в нее с материалом.

Литьем под давлением изготавливают не только детали различной конфигурации, но и профильные заготовки, в частности, трубы. При этом применяют специальные приставные головки.

Литье под давлением осуществляется на специальных литьевых -ма шинах с ручным, механическим, гидравлическим, пневматическим и смешанным типом привода. В работе происходят два движения: 1) ход поршня в литьевой машине, 2) открывание и закрывание пресс-формы. При смешанном типе привода открывание и закрывание пресс-формы производится вручную, а ход поршня – одним из вышеперечисленных способов.

В зависимости от способа управления литьевые машины бывают ручные, полуавтоматические и автоматические.

Экструзия. Экструзионным формованием термопластичных материалов изготавливают трубы, листы, пленки и различные профили. Этот метод основан на выдавливании полимерного материала из цилиндра(экструдера) через насадку, имеющую профильное отверстие. Насадки для производства труб имеют дорн, образующий выходное отверстие в виде кольцевой щели. Перемешивание материала в цилиндре и выдавливание его через насадку производится шнеком или плунжером (рис. 20.5).

Рис. 20.5. Схема экструзионного выдавливания: 1 – бункер, 2 – порошок, 3 – вращающийся червяк, 4 – рабочий цилиндр, 5 – нагревательный элемент,

6 – оправка, 7 – готовое изделие

При работе исходный материал в виде порошка или гранул с пластификатором 2 загружается в бункер 1, из которого шнеком 3 подается к на-

404

садке 6. Шнек, вращающийся со скоростью 80–100 об/мин, перемешивает и уплотняет материал. Одновременно происходит нагрев материала от стенок цилиндра 4. Обогрев цилиндра осуществляется с помощью нагревательного элемента 5. После выхода из насадки прессованный профиль охлаждается воздухом или водой.

В зависимости от назначения и вида формуемого материала используются экструдеры с размером шнека от9 до 400 мм с различным отношением его длины к диаметру(от 6 до 36), однозаходным и многозаходным шнеком, с постоянным и переменным шагом, с постоянной или изменяющейся глубиной нарезки.

Имеются экструдеры, в которых не производится нагрев цилиндра. Материал в них нагревается за счет трения о стенки цилиндра, поверхности шнека, а также трения друг о друга частиц материала. Скорость вращения шнека в этом случае составляет около 1000 об/мин.

Различные профили и трубы образуются непосредственно в насадках экструдера. Для получения пленок вводятся следующие дополнительные операции. Образовавшуюся трубу на выходе из насадки не охлаждают, а раздувают сжатым воздухом(0,2–0,3 атм.). Раздутая труба поступает в специальные валки, обжимающие цилиндрическую тонкостенную трубу в пленку требуемой толщины.

20.2. Обработка полимеров в высокоэластичном состоянии

Широкое распространение получили методы производства изделий из листовых полимерных материалов, находящихся в высокоэластичном состоянии, переход в которое происходит под действием тепла.

К названному классу могут быть отнесены следующие процессы:

·гидравлическое формование;

·вакуумформование;

·формование сжатым воздухом;

·комбинированное формование.

·термоштампование.

Формование нагретого листа в изделие производится под действием давления. Температура нагрева материала и давления, используемые при формовании ниже, чем в процессах, описанных в предыдущем разделе.

Широкое распространение получила вытяжка и формовка листовых пластмасс давлением жидкости или воздуха и вакуумом. При производстве деталей этими методами листовые термопластичные материалы, герметично закрепленные на форме и нагретые до высокоэластического состояния, под действием давления принимают конфигурацию готового изделия.

Схема гидравлического формования изображена на рис. 20.6. Давление жидкости 2 в гидравлической камере 1 равномерно передается на заготовку 3, которая принимает форму матрицы 5. Между заготовкой и гид-

405

равлической камерой расположена эластичная прокладка4. Недостатком этого метода является невысокая производительность.

Рис. 20.6. Схема гидравлического формования: 1 – гидравлическая камера, 2 – жидкость, 3 – заготовка, 4 – эластичная прокладка, 5 – матрица, 6 – деталь

При формовании деталей из тонкостенных материалов давление жидкости может быть заменено давлением сжатого воздуха или атмосферным давлением, за счет создания вакуума между формой и материалом.

В формообразующим относится такжеоперация выдувания (рис. 20.7). Она заключается в том, что плоская или объемная заготовка выдувается воздухом и приобретает конфигурацию внутренней полости прессформы.

Рис. 20.7. Схема выдувания воздухом: а) заготовка в пресс-форме; б) готовое изделие; 1 – пресс-форма, 2 – заготовка, 3 – отверстие для подачи воздуха, 5 – готовое изделие

Такому способу обработки давлением подвергают полиэтилен, полистирол и другие аналогичные им по свойствам материалы.

Термоштампование представляет собой процесс формования изделий из нагретых листовых термопластов в формах-штампах при двухстороннем контакте материала с формой. Технология термоштампования аналогична штампованию листовых металлов и отличается от него необходи-

406

мостью предварительного нагрева листовой заготовки. Термопласты в холодном состоянии упруги и после снятия нагрузки не сохраняют приданной им формы. Кроме того, многие из них вследствие хрупкости разрушаются в штампах. После нагревания термопласты теряют эти свойства, становятся эластичными и легко штампуются.

Термоштампованием можно изготавливать неглубокие изделия, приблизительно постоянной толщины, наиболее точных размеров с одновременной вырубкой отверстий и обрубкой изделий по контуру.

Рис. 20.8. Схема штампования в жестком штампе:

1 – пуансон; 2 – изделие; 3 – отверстия для выхода воздуха; 4 – матрица

Рис. 20.9. Схема штампования в штампе с эластичным пуансоном: 1 - заготовка; 2 – эластичный пуансон; 3 – обойма; 4 – матрица

Термоштампование может выполняться в формах-штампах с жестким и эластичным пуансоном (рис. 20.8, 20.9). Штампы могут быть изготовлены из древеснослоистых пластиков, текстолита, дерева, эпоксидных композиций и металла. При выборе материала штампа следует исходить из планируемого количества изделий, величины и конструкции изделия.

Для проведения процесса штампования пригодны обычные механические и гидравлические прессы небольшой мощности, поскольку формование изделий производится под небольшим давлением (4–100 МПа).

407

11.3.Обработка полимерных материалов в твердом состоянии

Кпереработке полимеров в твердом состоянии относятся:

·разделительная штамповка;

·обработка резанием.

Разделительной штамповкой получают изделия из листовых и слоистых пластиков, воздействием практически только давления, иногда применяется незначительный подогрев материла. К разделительным операциям относятся: отрезка, вырубка, пробивка, надрезка, разрезка, обрезка, зачистка и просечка.

Обработка пластмасс давлением в силу особенностей их термомеханических свойств несколько отличается от аналогичных операций обработки металлов. Разделительные операции листовых пластмасс часто производят с прижимом для предотвращения обламывания и образования трещин по линиям среза. Зазоры между пуансоном и матрицей в штампах для вырубки-пробивки листовых пластмасс принимаются меньшими, чем при аналогичных операциях обработки металлов. Резка листовых пластмасс производится пресс-ножницами с параллельными ножами.

Разделительные операции можно производить как вхолодную, так и с подогревом. Причем в зависимости от требований к качеству среза, сложности конфигурации детали и ее толщины применяют подогрев только материала или инструмента, а также материала и инструмента.

Нагрев заготовок осуществляется в термостатах, в печах с инфракрасным излучением, между горячими плитами, на подогреваемых столах и других устройствах. Температура нагрева определяется опытным путем. Например, установлено, что оптимальная температура вырубки-пробивки гетинакса находится в пределах 100–125 °С, текстолитов – 80–90 °С, стеклотекстолитов – 70–90 °С. Винипласт, целлулоид, полиэтилен и аналогичные материалы штампуют без подогрева. Нагрев штампов производится до 70–110 °С.

Вырубка деталей из пластмасс сопровождается пружинением материала, что вызывает последующее искажение размеров изделий. При вырубке наружные размеры детали получаются большими, чем размеры матрицы, а размеры отверстий – меньшими, чем размеры пуансона.

При раскрое листового материала следует учитывать меньшую прочность и большую пластичность пластмасс по сравнению с металлами. Это сказывается на величине перемычек. В зависимости от размеров и формы вырубаемых деталей величина перемычек для хрупких пластмасс составляет 1–3 толщины листа, для пластичных – 1–1,5 толщины листа.

Обработка полимерных материаловрезанием применяется в редких случаях: когда материал обладает малой пластичностью при повышенной

408

температуре, при употреблении особого вида наполнителя(крупноволокнистый, листовой) и, как правило, для доводочных операции.

Недостатки механической обработки заключаются не только в потерях материала на отходы, но и в ухудшении его свойств в готовом изделии, так как при этом обнажается наполнитель, стойкость которого обычно ниже стойкости полимера, теряется глянцевитость и т. д.

Отличительные свойства неметаллов обусловили особенности режимов резания механической обработки. Характерным для обработки полимеров резанием является быстрое затупление инструмента, что объясняется малой теплопроводностью полимерных материалов, вызывающей перегрев режущего инструмента. Вследствие водопоглощаемости некоторых материалов при обработке нельзя использовать в качестве охладителя инструмента воду и водяные эмульсии. Поэтому для обработки пластмасс резанием применяют инструмент из твердых сплавов или быстрорежущей стали. Применение инструмента из углеродистой стали возможно только при обработке материалов без наполнителей.

Невысокая прочность пластмасс при растяжении, особенно при повышенных температурах, обусловливает необходимость очень острой заточки режущего инструмента. При работе затупленным инструментом происходит вырывание частиц материала, в результате чего обрабатываемая поверхность имеет шероховатости. Для повышения чистоты поверхности обработку пластмасс ведут на высоких скоростях при малых подачах.

Основные параметры обработки резанием полимерных материалов приведены в таблице 20.1.

Токарная обработка пластмасс производится скругленными резцами (r = 3–4 мм). Для уменьшения трения о материал боковую поверхность резцов делают изогнутой.

Фрезерование рекомендуется производить червячными фрезами с углом наклона винтовой линии 30–80°. При обработке слоистых материалов применяют попутное фрезерование, предупреждающее расслаивание пластика.

						Таблица 20.1
Режимы механической обработки пластмасс
	Скорость*
		Подача*,		Передний		Задний угол,
Вид обработки	обработки,
		мм /об		угол, град		град
	м/мин
Токарная	30–50	0,3–0,5		15		8–10
	200–250	0,1–0,3

409

Фрезерование	40–50	0,3–0,5	20–25	20–30
	200–500
Строгание	15–20	0,2–0,8	15	10
	50–60	0,2–0,5
Сверление	40–50	0,2–0,4		Угол заостре-
		Ручная	10–20	ния сверла
	90–120
		подача		60–100

* В числителе – параметры для инструмента из быстрорежущей стали, в знаменателе – для твердого сплава.

Сверление производится спиральными сверлами, угол заострения которых зависит от обрабатываемого материала и диаметра отверстия. Для охлаждения инструмента и выноса стружки в отверстие часто подают сжатый воздух. При сверлении хрупких материалов выкрашивание предотвращается предварительным кернением и зенкерованием сверлом большого диаметра.

Наиболее трудной операцией является нарезание резьбы в отверстиях вследствие перегрева инструмента и сложности удаления стружки. Метчики для работы с пластмассами должны быть изготовлены из твердых сплавов или из сталей с азотированными или хромированными рабочими поверхностями.

20.4. Сварка полимерных материалов

Термопластичные полимерные материалы можно соединять методами сварки. Соединение полимерных материалов способом сварки основано на том, что макромолекулы, находящиеся в пластичном состоянии, приобретают повышенную подвижность и происходит взаимная диффузия молекулярных цепей или их участков в поверхностные слои сплавляемых деталей. Для того чтобы диффузия проходила достаточно интенсивно, поверхностные слои свариваемых пластиков нагревают до вязкотекучего состояния и соединяют под давлением в 50–100 МПа, обеспечивающем контакт свариваемых поверхностей.

Температурный интервал сварки определяется зоной вязкотекучего состояния пластика. Для некоторых полимеров допустимо некоторое отклонение от средней температуры сварки, а для ряда материалов с узкой зоной вязкотекучего состояния(например, для полиамидов) необходимо точно выдерживать заданную температуру сварки.

Температура сварки и мощность нагревателей зависят от теплофизических свойств пластика. Эти свойства могут значительно изменяться даже для одного и того же полимера, поэтому сварочные нагреватели изготовляют со значительным запасом мощности.

410

При увеличении толщины свариваемых деталей должна быть повышена мощность нагревателя. Для каждого полимера имеется такая максимальная толщина, выше которой нельзя получить на данном сварочном аппарате высококачественного сварного шва. Чрезмерное повышение температуры сварки приводит к вытеканию материала у рабочей поверхности. При одинаковой температуре размягчения материалов можно сваривать более толстые детали из того пластика, который имеет более высокий коэффициент теплопроводности и более низкую удельную теплоемкость.

Взависимости от степени пластичности в нагретом состоянии сварку пластмасс производят с применением или без применения присадочного материала. Без присадки сваривают пластмассы, приобретающие высокую пластичность в нагретом состоянии(полиэтилен, полиамиды, органическое стекло и др.).

Присадка применяется при сварке пластмасс, обладающих ограниченной пластичностью при нагреве (винипласт) или лишь размягчающихся в незначительной степени (фторопласт-4).

Выбор метода сварки определяется природой материала, толщиной свариваемых изделий, их конструкцией и т. д.

Взависимости от источника тепла и способа его подведения к свариваемым деталям различают следующие виды сварки:

·контактная, основанная на нагреве материала при контакте его с нагревателем;

·радиационная, при которой нагрев осуществляется теплом, излучаемым радиатором (облучателем);

·фрикционная, основанная на нагреве материала за счет тепла, выделяемого при трении свариваемых деталей;

·токами высокой частоты или ультразвуком;

·в струе горячего газа или воздуха.

Контактная сварка бывает точечной и роликовой.

Принцип точечной контактной сварки заключается в том, что свариваемые детали (пленки или тонкие плиты) в различных местах попеременно сжимаются между нагретыми электродами. В местах сжатия в течение 15 секунд образуется точечный сварной шов. Для предотвращения прилипания свариваемого материала к электродам последние покрываются веществами с малой адгезией, например целлофаном или силиконовым лаком.

Точечную сварку пластмасс осуществляют с помощью ручных или механических сварочных аппаратов.

Схема роликовой сварки изображена на рис. 20.10. Нагрев свариваемых изделий 1 производится нагревателем 3, перемещающимся вдоль

411

свариваемой поверхности предполагаемого шва. Нагретые участки сжимаются роликом 2. Этот способ применяется при сваривании тонких листов внахлестку, производителен и легко поддается автоматизации.

Рис. 20.10. Схема роликовой сварки:

1 – свариваемый материал; 2 – ролик, 1 – нагреватель

Особенно высокой производительностью отличается сварка горячим клином (рис. 20.11). Клин 1, нагретый до температуры 340–390 °С, находится между свариваемыми полосами3, которые скользят по нему и нагреваются до температуры сварки(200 °С). У острия клина пленки сжимаются в валках 2 и свариваются.

Рис. 20.11. Схема сварки горячим клином: 1 – клин; 2 – валки; 3 – свариваемые полосы

К высокопроизводительному способу относится сварка полимерных пленок между двумя вращающимися металлическими электродами, имеющими форму дисков. Нагрев материала при этом осуществляется токами высокой частоты.

При радиационной сварке детали нагреваются за счет тепла радиатора, а затем сжимаются и выдерживаются до затвердения шва. Схема радиационной сварки труб показана на .рис20.12. Подготовленные для сварки трубы определенное время выдерживаются у электрического -ра диатора, а затем сжимаются.

412

Рис. 20.12. Радиационная сварка труб: 1 – источник тепла; 2 – свариваемые трубы

Фрикционная сварка применяется для соединения различных толстостенных деталей. В процессе фрикционной сварки одна часть вращается со скоростью около 500 об/мин, а другая прижимается к первой. Этот способ отличается быстротой и высоким качеством шва.

С помощью токов высокой частоты производят сварку полимерных материалов, диэлектрическая проницаемость которых выше трех. Заготовки для сварки помещают между электродами, являющимися пластинами конденсатора, соединенного с источником тока высокой частоты. Выделяемое при этом тепло пропорционально диэлектрической постоянной свариваемого материала. Равномерный прогрев при высокочастотной сварке обеспечивает высокое качество шва.

Для сварки пластмасс применяют ламповые высокочастотные генераторы с частотой 106–108 Гц мощностью от сотен ватт до ста и более киловатт. Электроды при высокочастотной сварке могут иметь самый разнообразный вид – от стержней, образующих точечные швы, до полос, изогнутых по сложному рисунку, соответствующему контуру изделия.

Широкое распространение имеет сварка пластмасс в струе горячего воздуха, реже – газа (кислорода или азота). Этот вид сварки похож на газовую сварку металла.

Для нагрева воздуха используется тепло сгораемых газов(водорода, ацетилена, природного газа) или электрической спирали.

413

21.ЭЛЕКТРО-ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ

ИНЕТРАДИЦИОННЫЕ МЕТОДЫ ОБРАБОТКИ

Кэлектро-физико-химическим относят методы формообразующей обработки, осуществляемые путем удаления припуска с заготовки в жидком или парообразном виде с помощью тепловой энергии.

21.1. Классификация электро-физико-химических методов обработки

Электро-физико-химические методы обработки классифицируют на три основные группы.

Кпервой группе относят электрофизические методы обработки, ис-

пользующие высококонцентрированные источники энергии. При удельной мощности в пределах 0,1–104 Вт/м2 энергия электрического тока или электромагнитного поля, концентрируемая на локальном участке поверхности и преобразуется в тепловую, приводя слой металла(припуска) в жидкое или парообразное состояние с последующим его удалением. Высокая концентрация энергии достигается благодаря локализации выделяющейся энергии в пространстве и времени при ее подводе через канал электрического разряда, луч лазера или электронного луча, поток плазмы. Соответственно, к группе электрофизических методов обработки относят:

электроэрозионные, плазменные, электронно-лучевые, лазерные и некото-

рые другие.

Ко второй группе относят электрохимические методы обработки,

например, анодно-химическую обработку, анодное растворение или ка-

тодное осаждение при плотности мощности (примерно 10-3–1 Вт/м2).

Ктретьей группе относят комбинированные электро-физико-хими-

ческие процессы, в которых одновременно или последовательно сочетается несколько различных видов энергетического воздействия, эффектив-

но дополняющих друг друга: эрозионно-электрохимические, ультразвуковые- электрохимические, плазменно-механическая, алмазно-эрозионная и

др.

21.2.Электроэрозионная обработка

Электроэрозионная обработка металлов основана главным образом на тепловом действии импульсов электрического тока, возбуждаемых в среде жидкого диэлектрика между электродом– инструментом и обрабатываемой заготовкой. Принципиальная схема процесса электроэрозионной обработки представлена на рис. 21.1.

414

Рис. 21.1. Принципиальная схема электроэрозионной обработки:

а) схема последовательности возникновения разряда и образования лунки; б) схема размещение электродов в процессе обработки: 1 – электрод-инструмент;

2 – межэлектродный зазор; 3 – обрабатываемая заготовка; 4 – рабочая жидкость; 5 – ванна; 6 – разряд между наиболее близкими участками поверхности; 7 – расплавление

металла и его выброс; 8 – лунка, оставшаяся на поверхности

Электроэрозия является процессом разрушения поверхности металлических электродов при пробое межэлектродного промежутка электроискровым разрядом с образованием углублений, называемых лунками (рис. 12.1а). При подаче на катод– инструмент 1 напряжения порядка 10 В/м возникает электроискровой разряд, за время существования которого (tp = 10−5–10−8 c) мгновенная плотность тока в канале разряда достигает 8000–10000 МА/м2, а температура возрастает до30000 ºС. Между электродами формируются электронные и ионные лавины разрушающие обрабатываемую поверхность заготовки. Эрозионные лунки формируются на поверхности электрода заготовки за счет расплавления металла и его последующего выброса со дна лунки за счет действия газов, вырывающихся из нагретой до температур свыше8000 ºС металлической поверхности. Морфология поверхности после электроэрозионной обработки заготовки из стали показана на рис. 21.2.

415

Рис. 21.2. Электронно-сканирующий снимок поверхности после электроэрозионной обработки заготовки из хромоникелевого жаропрочного сплава (56 Ni Cr V17)

Электроэрозионная обработка металлов и сплавов зависит, от теплофизических свойств обрабатываемых материалов и факторов, характеризующих электрические процессы. Механические характеристики обрабатываемого материала практически не влияют на производительность обработки.

Различают размерную и упрочняющую электроэрозионную обработ-

ку.

В результате размерной электроэрозионную обработки из заготовки получают деталь заданной формы и размеров. Упрочняющую электроэрозионную обработку производят с целью упрочнения поверхности за счет изменения структуры и свойств поверхностного слоя детали.

К электроэрозионной обработке относят такжеэлектроискровую,

электроимпульсную, электроконтактную и анодно-механическую.

Электроискровая обработка основана на том, что размерное формообразование производится в диэлектрической жидкости(керосине или низковязком масле, подаваемом под давлением, а также в воде). На поверхности заготовки происходят очень короткие искровые разряды, во время которых выделяется большое количество тепла, идущее на оплавление, частичное испарение и взрывоподобный выброс частиц с поверхности заготовки (анода).

416

Катодом является инструмент, имеющий форму, зеркально отображающую форму заданной поверхности детали. Электроды изготавливают из хорошо проводящих тепло материалов: углеграфита, меди, латуни и др.

При электроискровой обработке электрические разряды характеризуются большими отношениями амплитуды тока и периода следования импульсов к их длительности. Мощность разряда может изменяться в пределах от десятков ватт до нескольких киловатт.

При электроимпульсной обработке электрические разряды характе-

ризуются малыми отношениями амплитуды тока и периода следования импульсов к их длительности. При этом электрод служит анодом, мощность импульсов может изменяться от сотен ватт до нескольких десятков киловатт. Электроимпульсная обработка применяется для обработки фасонных поверхностей большей площади: до десятых долей квадратного метра.

Электроконтактная обработка – разновидность электроэрозионной обработки, при которой происходит размерное разрушение поверхностных слоев металла вследствие его оплавления. Источник тепла в зоне обработки – импульсные дуговые разряды и контактный нагрев. Электродинструмент (катод) – металлический диск, второй электрод (анод) – обрабатываемая заготовка. Используется постоянный или переменный ток. Электроконтактную обработку применяют для очистки чугунных и стальных отливок, грубой обработки поверхностей, а также для наплавки деталей с целью их поверхностного упрочнения.

Анодно-механическая обработка – разновидность электроэрозионной обработки, основанная на одновременном использовании анодного растворения и механического удаления продуктов распада.

Обрабатываются токопроводящие материалы любой твердости, преимущественно нержавеющие стали, жаропрочные и твердые сплавы. Применяется в основном для заточки и доводки твердосплавных режущих инструментов, а также для разрезки металлов. Наиболее распространены отрезные дисковые и ленточные анодно-механические станки.

Наибольшее применение получили следующие технологические операции электроэрозионной обработки деталей: при прямолинейном поступательном движении электрода – инструмента (прошивание); при круговых движениях электрода-инструмента(шлифование); при поступательном или круговом перемещении электрода(разрезка прямоугольным или

круглым электродом или вырезание электродом-проволокой).
При прошивании сквозных		отверстий(рис. 21.3а) достигается точ-
ность	размеров 0,005–0,020	мм	и	шероховатость	поверхности

Ra = 0,4–1 мкм. Объемная скорость съема при обработке стали составляет около 200 мм3/с. Износ электрода – инструмента при обработке сталей незначителен.

417

При вырезке электродом-проволокой (рис. 21.3в) достигается точ-

ность размеров – 0,005–0,03 мм; шероховатость обработанной поверхности – Ra = 0,4–2 мкм; скорость разделения поверхности для стали– 5 мм2/с, для твердого сплава – 2 мм2/с.

Электроэрозионную обработку применяют в инструментальном производстве для изготовления трудоемких и сложных в обработке фасонных изделий (например, штампов, пресс-форм и т. д.), а также в основном производстве – для изготовления деталей из труднообрабатываемых материалов, малой жесткости и со скрытыми обрабатываемыми поверхностями, для вырезки электродом–проволокой плоских сложно-контурных деталей, прошивания и объемного копирования поверхностей прецизионных -де талей из тугоплавких металлов и сплавов, твердых сплавов, цветных металлов.

Рис. 21.3. Схемы наиболее широко применяемых методов электроэрозионной обработки: а) обработка отверстий (прошивание); б) шлифование электроискровыми разрядами;

в) разрезка и вырезка.

21.3. Электрохимическая (анодно-химическая) обработка

Анодно-химическая (электрохимическая) обработка – способ обра-

ботки заготовок в потоке электролита(растворе хлористого, азотнокислого и сернокислого натрия) при пропускании электрического тока от внешнего источника, когда обрабатываемый материал является анодом.

При электрохимической обработке зазор между электродами в пределах 0,02–0,5 мм регулируют автоматическими следящими системами. При этом рабочее напряжение поддерживают в пределах3–24 В. Поток элек-

тролита, движущийся в межэлектродном промежутке со скоростью

418

5–50 м/с, обеспечивает анодное растворение обрабатываемого материала и
удаление продуктов реакции из рабочей зоны.
Для изготовления электрода – инструмента используют коррозионно-
стойкую сталь, латунь, углеграфит.
В промышленности используются следующие технологические опе-
рации электрохимической обработки: копировально-прошивочные, обра-
ботка вращающимся дисковым инструментом, удаление заусенцев.
Копировально-прошивочные операции осуществляют при поступа-
тельном движении одного из электродов – инструментов, форма которого
копируется на детали одновременно по всей поверхности.
Эти операции применяют при изготовлении формообразующих -по
лостей деталей инструментальной оснастки; ковочных штампов, пресс-
форм, стеклоформ, литейных форм, при прошивании отверстий и полос-
тей различной формы в деталях основного производства из труднообраба-
тываемых сплавов и закаленных сталей. При этом обеспечивается шеро-
ховатость обработанной поверхности отRa		= 0,25 до Rz = 20 мкм и точ-
ность обработки ± 0,02 –± 0,1 мм. Скорость подачи инструмента в направ-
лении съема металла составляет от0,03–1,5 мм/мин при обработке штам-
пов, пресс-форм до 5–6 мм/мин при прошивании отверстий.
Электрохимическая	обработка	вращающимся	дисковым-	и
струментом, не содержащим абразивных зерен, позволяет заменить про-
фильное, плоское и круглое наружное шлифование. Объемная скорость
съема коррозионно-стойких сталей достигает до3 мм3/с, а твердых спла-
вов до 1 мм3/с. Применяется для получения профиля			твердосплавных

резьбовых плашек, фасонных резцов, накатных роликов, наружных шлицевых пазов, прорезания узких щелей, разрезания заготовок, а также для обработки постоянных магнитов.

Удаление заусенцев электрохимическим способом используют при обработке шестерен, деталей гидроаппаратуры и т.п.

21.4. Ультразвуковая размерная обработка

Ультразвуковой размерной обработкой называют направленное раз-

рушение твердых и хрупких материалов с помощью инструмент (рис. 21.4). Ультразвуковая размерная обработка включает размерную обработку сверхтвердых и хрупких материалов(сверление отверстий сложного профиля, шлифование, полирование, наклеп, волочение проволоки, прокатка фольги и т. д.); лужение и паяние металлов, керамики, стекла и т.п.; сварку ультразвуком металлов и полимеров. В частности, ультразвуковая обработка твердых и хрупких материалов может выполняться на ультразвуковых станках. Сущность этого способа обработки основана на долбящем действии абразивной суспензии(смеси антикоррозийной жид-

419

кости с абразивными частицами во взвешенном состоянии) и кавитационных процессах в суспензии, которые значительно ускоряют направленное разрушение обрабатываемого материала. Суспензия не только передает энергию от вибрирующего с ультразвуковой частотой(выше 18 кГц) инструмента абразивным зернам, но и содействует удалению из рабочего зазора продуктов разрушения обрабатываемого материала (рис. 21.4б).

Рис. 21.4. Схема ультразвуковой размерной обработки прошиванием (долблением): а) принципиальная схема ультразвуковой установки; б) схема съема материала при ультразвуковом прошивании; в) схема копирования профиля инструмента в заготовке:

1 – генератор тока повышенной частоты; 2 – корпус магнитосриктера с охлаждающей водой; 3 – магнитостриктор (пакет с обмоткой); 4 – зазор, заполненный суспензией абразива; 5 – ванна; 6 – обрабатываемая заготовка; 7 – инструмент; 8 – концентратор-волновод

(трансформатор амплитуды); 9 – частички абразивных зерен

Абразивная суспензия подается в зону обработки свободно, под давлением или отсасывается из зоны обработки через отверстия в инструменте или обрабатываемой заготовке. Массовая концентрация абразива выбирается в пределах 30–40 % при свободной подаче абразивной суспензии и 20–25 % при подаче ее под давлением и отсосе. В качестве абразива применяют карбиды бора, кремния и алмазные порошки зернистостью3–10

по ГОСТ 3647-80.

Механические колебания инструмента с ультразвуковой частотой получают путем преобразования электрических колебаний в специальном электромеханическом преобразователе (рис. 21.4а). Преобразователь состоит либо из набора пластин магнитострикционного материала(никеля, пермендюра), обладающего способностью изменять свои линейные размеры в переменном магнитном поле, либо из пьезокерамических пластин, изменяющих свои линейные размеры в переменном электрическом поле.

420

Для питания преобразователей ультразвуковых станков используют высокочастотные генераторы мощностью 0,05–2,5 кВт, работающие с частотой 22 или 44 кГц.

Инструменты для ультразвуковой обработки изготавливают из углеродистых сталей 45, 40Х, У8А, У10А, 65Г и др.

Ультразвуковая обработка применяется для формообразования деталей из твердых и хрупких материалов: стекла, керамики, германия, крем-

ния, феррита, рубина, твердого сплава, алмаза и др.
При обработке	твердых	сплавов ультразвуковая		обработка	может
быть совмещена с электрохимическим анодным растворением.
Ультразвуковая	обработка	обеспечивает	объемную	скорость	съема
при обработке стекла до 100 м3/с и твердого сплава до 10 м3/с, при этом
обеспечивается шероховатость		обработанной	поверхностиRa = 0,32–

0,16 мкм. Относительный износ инструмента колеблется от0,5–1 % (при обработке стекла, мрамора, кремния) до 40–60 % (при обработке твердых сплавов).

Ультразвуковую обработку обычно применяют для изготовления высадочных и чеканочных неразъемных твердосплавных штампов, вырезания заготовок из германия, кремния, керамики, кварца для полупроводниковых и других приборов, получения из оптического стекла заготовок сложных фасонных линз, клеймения, нанесения надписей и рисунков, обработки алмазных и твердосплавных волокон, фильер и др.

21.5. Лучевая обработка

Лучевая обработка основана на съеме материала при воздействии на него концентрированных лучей с высокой плотностью энергии путем преобразования лучевой энергии в тепловую непосредственно в зоне обработки. Способы лучевой обработки требуют применения специальных устройств, обеспечивающих подвод лучевой энергии к зоне обработки. Они применяются для обработки заготовок, как из электропроводных, так и из неэлектропроводных материалов.

421

Рис. 21.5. Концентрация энергии (плотность мощности) различных тепловых источников: ГП, ДП – газовое и дуговое пламя; ЭЛ – электронный луч; ИР – искровой разряд;

СД – сварочная дуга; ЛИ – лазерное излучение

В настоящее время для размерного съема материала применяется в основном лазерная (светолучевая) и электронно-лучевая обработка. Срав-

нительные характеристики концентрации энергии термических лучевых источников приведены на рис. 21.5.

Концентрация энергии различных лучевых источников может быть оценена удельной мощностью в пятне нагрева. Наибольшую интенсивность энергии до108 Вт/см2 могут обеспечить воздействие лазерным и электронным лучами. Основные характеристики термических источников концентрированных потоков энергии (КПЭ) приведены в таблице 21.1.

Лазерная обработка основана на использовании монохроматического электромагнитного излучения, генерируемого лазером, которое кон-

центрируется с помощью оптической системы на обрабатываемойпо верхности заготовки, вызывая нагрев, плавление, испарение или взрывное разрушение материала (рис. 21.6). Обработка лазерным лучом может осуществляться в воздухе, вакууме или в газовой среде в виде одиночных или серийных импульсов заданной формы с определенной длительностью, частотой следования и пиковой мощностью, а также в виде непрерывного (или квазинепрерывного, модулированного с частотой 5–50 кГц) излучения с заданной средней мощностью.

422

				Таблица 21.1
	Характеристики термических источников КПЭ
		Предельная
Термический		концентрация	Физический	Область технологического
источник		мощности,	носитель	применения
		Вт/см2
			Струя раскален-	Разрезка, сопутствую-
Газовое		8·102		щий подогрев. Макси-
			ного газа
пламя			T≈3500 К	мальная толщина до
				3 мм
			Газ и пары ме-	Разрезка (до 3 мм), свар-
Дуговая		6·103	талла, ионизиро-
				ка, термообработка, на-
плазма			ванные электри-	плавка
			ческим разрядом
Электрон-		105	Пучок электро-	Разрезка, сварка (до
				20 мм / проход), термо-
ный луч			нов в вакууме	обработка, наплавка
Непрерыв-				Сварка (до 10 мм / про-
		109	Пучок фотонов в	ход), термообработка,
ный лазер-
ный луч			атмосфере	наплавка, испарение
				пленок
Импульс-				Испарение пленок, свер-
		1010	Пучок фотонов в	ление отверстий, амор-
ный лазер-
ный луч			атмосфере	физация поверхности,
				ударное упрочнение

В зоне локализации излучения форма и диаметр светового пятна изменяются от единиц до сотен микрометров ,ив зависимости от температуры и давления, развиваемых на поверхности материала, возможно осуществление различных технологических операций: прошивка отверстий, удаление припуска, скрайбирование (маркировка), сварка, термообработка.

Для технологических целей используются твердотельные и газовые лазеры. Оборудование на базе твердотельных лазеров предпочтительнее использовать для обработки прецизионных деталей с малой площадью, а использование более мощных газовых лазеров непрерывного излучения целесообразно при обработке больших участков поверхностей.

423

Рис. 21.6. Схема установки для лазерной обработки:

1 – активная среда; 2 – система накачки активной среды; 3 – резонатор; 4 – система охлаждения; 5 – зеркало; 6 – заслонка; 7 – фокусирующая система;

8 – система подачи газа; 9 – обрабатываемая деталь

Промышленность использует лазерные установки– полуавтоматы, лазерные станки с программным управлением, лазерные автоматизированные технологические комплексы, различающиеся схемой перемещения материала относительно лазерного луча.

Лазерное оборудование на базе твердотельных лазеров, в основном, используется для прецизионной обработки: прошивки отверстий в различных материалах (в керамике, ситалле, феррите, рубине); прецизионной резки, маркировки и скрайбирования.

Для процессов разделения материалов используется лазерное излучение, как с непрерывной, так и с импульсной генерацией на базе твердотельных и газовых лазеров; при этом более высокую производительность имеют технологические установки на базе газовых лазеров непрерывного излучения.

Лазерную разрезку целесообразно применять при раскрое листов из сталей, титановых сплавов и цветных металлов толщиной4–10 мм, неметаллических материалов (фанера, картон, ткани, резины, пластмассы) и при обработке заготовок сложного профиля. При этом скорости разрезания достигают десятков метров в минуту при толщине материала до2 мм и 1–2 м/мин – при толщине материала 10–20 мм. На установках для разрезки можно производить также разметку и маркировку листовых металлических материалов.

424

Управляя интенсивностью лазерного облучения, можно реализовать различные процессы в поверхностном слое обрабатываемого материала: нагрев до температур, не превышающих температуру плавления, но достаточных для структурно-фазовых превращений; нагрев до температур, превышающих температуру плавления, но ниже температуры испарения; интенсивное испарение поверхности.

Эффекты, которые возникают в поверхностном слое обрабатываемого материала, подразделяются на три группы: 1 группа – лазерная обработка без оплавления материала, обеспечивающая термоупрочнение, отпуск, отжиг; 2 группа – лазерная обработка с оплавлением обеспечивающая термоупрочнение, аморфизацию, поверхностное микролегирование и наплавку; 3 группа – лазерная обработка с испарением обрабатываемого материала.

Рис. 21.7. Принципиальная схема установки для электронно-лучевой обработки:

1 – электронная пушка; 2 – магнитное поле; 3 – испаряющее пятно сконцентрированного электронного пучка; 4 – нагреватель заготовки; 5 – обрабатываемая заготовка;

6 – вакуумная система; 7 – корпус установки; 8 – поток испаряемого пара; 9 – бленда (затвор); 10 – охлаждаемый тигель с веществом, подлежащим испарению

Электронно-лучевая обработка основана на ускорении и фокусировании электронов в узкий пучок, излучаемых катодом в глубоком вакууме мощным электрическом полем, при последующем их направлении на обрабатываемую деталь-анод. Физическая сущность процесса электроннолучевой обработки состоит в концентрации и преобразовании кинематической энергии электронов в тепловую энергию, благодаря чему возможна обработка небольших отверстий, щелей размерами до нескольких десятков микрон. Её применяют для получения микроотверстий в прецизионных деталях радиоэлектронной промышленности, в охлаждаемых лопатках турбин, в особо чистых материалах, для которых недопустим контакт с воздухом, при изготовлении сеток в листовом материале.

425

Для формирования электронного пучка используют специальные устройства называемые генераторами электронного луча(электронная пуш-

ка) (рис. 21.7).

Обработка электронным лучом обычно выполняется в высоком - ва кууме. Это связано с необходимостью исключения взаимодействия генерируемых электронов с молекулами и атомами воздушной среды, приводящего к дисперсии электронного луча и заметному снижению концентрации его энергии.

Поэтому размеры технологической камеры установки должны быть соизмеримы с длиной пробега управляемых свободных электронов. Длина пробега свободных электронов λe может быть рассчитана по формуле:

λe =1 / (π·n·σ),

(21.1)

где n – молекулярная газовая концентрация(число молекул на единице объема); σ – размер полезной площади сечения газовой ионизации молекулы летящими электронами.

Согласно формуле (21.1) длина пробега электронного луча до обработанной поверхности определяется величиной остаточного давления, как показано в таблице 21.2.

				Таблица 21.2
P, Па	1,01·105	133	1,33	1,33·10-2
λe, м.	3,5·10-7	2,66 · 10-4	2,66·10-2	2,66

Таким образом, в зависимости от величины давления в камере установки, величина допустимого давления остаточных газов может колебаться в пределах 10-1–10-2 Па.

Сконцентрированный поток электронов является идеальным инструментом для тепловой обработки металлов. Преимущества электроннолучевой обработки по сравнению с обработкой лазерным лучом состоят в достижении более высокого коэффициента полезного действия(0,9-0,98) и возможности; эффективного управления мощностью, распределением плотности теплового потока в пятне нагрева и .т д. Технологические возможности электронно-лучевой обработки являются главной причиной ее широкого применения в промышленности для плавления, сварки, размерной обработки тугоплавких металлов.

21.6. Комбинированные процессы обработки

Комбинированные процессы абразивно-электрохимической обработки осуществляют путем совмещения микрорезания абразивными(алмаз-

426

ными, эльборовыми) зернами и анодного(электрохимического) растворения. Анодное растворение металла заготовки уменьшает толщину срезаемых микростружек и сокращает зону механического контакта кру- га-инструмента и заготовки. Электрохимические процессы, кроме того, снижают сопротивление металла резанию за счет адсорбционного уменьшения прочности поверхностных микрослоев.

К комбинированным методам обработки относят абразивно-электро- химическую, абразивно-электроэрозионную, ультразвуковую электро-хи- мическую, электро-эрозионно-химическую, анодно-механическую, плаз- менно-механическую, лазерно-механическую. Класс процессов комбинированной обработки непрерывно расширяется.

Процессы абразивно-электрохимической обработки осуществляют при напряжении Up = 5–10 В (при обработке с автономным электродом Up = 24 В) и плотности тока 1500–150000 А/мм2. В качестве рабочей среды чаще всего используют нитрат-нитритные растворы, содержащие для уменьшения коррозионной активности различные пассивирующие добавки (соду, глицерин, триэтаноламин и .т п.). На серийно выпускаемых станках применяется электролит, содержащий 50–60 г/л нитрата натрия, 4–5 г/л нитрита натрия, 4–5 г/л карбоната натрия и 10–20 г/л глицерина.

Абразивно-электрохимическая обработка применяется при плоском торцовом шлифовании деталей из твердых, магнитных, жаропрочных сталей и сплавов; плоском и круглом шлифовании тонкостенных, нежестких деталей; профильном шлифовании; шлифовании вязких материалов без образования заусенцев и т. п.

Конкурирующим процессом являетсяабразивно-электроэрозионная обработка. При абразивно-электроэрозионной обработке съем металла осуществляют микро резанием в условиях непрерывного электроэрозионного воздействия на рабочую поверхность круга– инструмента. Электрические разряды, генерируемые либо непосредственно между заготовкой и инструментом, либо между инструментом и специальным дополнительным электродом, обеспечивают вскрытие новых рабочих абразивных зерен, удаление стружки с поверхности инструмента(отсутствие эффекта "засаливания" поверхности круга) и разрушение стружки в объеме рабочей зоны. Однако в отличие от абразивно-электрохимической обработки электроэрозионные процессы носят упорядоченный характер; их интенсивность может регулироваться в достаточно широких пределах, что обеспечивает значительное повышение и стабилизацию во времени режущей способности инструмента, повышение в десятки раз периода его стойкости, снижение затрат мощности на трение.

При абразивно-электроэрозионной обработке в качестве рабочей среды применяют обычные станочные СОТС или3 %-ный раствор соды. Шлифовальный токопроводящий круг(алмазный, эльборовый, абразив-

427

ный круги на металлических связках) подключают к положительному, а деталь – к отрицательному полюсу источника импульсного напряжения. Для абразивно-электроэрозионной обработки серийно выпускаются заточные, плоско-, внутри- и кругло шлифовальные станки. Кроме того, процесс может быть реализован на обычных шлифовальных станках при условии их дооснащения токоподводящими элементами, токоизолирующей планшайбой и источниками питания.

Сущность процессов плазменно-механическая обработки заключается в резании с плазменным прогревом срезаемого слоя с целью его -разу прочнения. Применяется при черновой обработке труднообрабатываемых материалов на токарных, токарно-карусельных, строгальных станках. Позволяет повысить производительность обработки в1,5–10 раз (в зависимости от материала), стойкость режущего инструмента в два–пять раз. В качестве плазмообразующего газа используются воздух, аргон, азот, смесь аргона с азотом. Мощность используемых установок для плазменной резки

100–120 кВт.

Внастоящее время лазерно-механическую обработку используют для повышения эффективности механической обработки и, в частности, процессов штамповки и разрезки изделий сложной формы, обработки резанием. Лазерное излучение выполняет двоякую роль. Если лазерное воздействие используют для термического разупрочнения слоя металла непосредственно перед обработкой и повышения производительности резания, то лазерно-механическая обработкаявляется конкурентом стандартных процессов резания. Если лазерное воздействие используют для окончательного формирования размеров детали(например, паза после фрезерования концевой фрезой), то лазерно-механическая обработкаповышает точность и качество обработки.

Внастоящее время выпускается оборудование на основе процессов лазерно-механической обработки, сочетающее лазерную разрезку с механической штамповкой и вибрационной высечкой, фрезерно-лазерные станки и т. д. Эффективность обработки на комбинированном оборудовании существенно увеличивается при одновременном повышении качества

иточности обработки.

21.7. Нетрадиционные методы обработки

Нетрадиционные методы обработки основаны на удалении припуска путем использования энергии воды или водоабразивной смеси воздействующей на поверхность при высоких давлениях или формировании изде-

428

лий путем наращивания их поверхностей до размеров, предусмотренных конструктором в чертежах.

Под водоструйной обработкой понимают резание струей воды или водоабразивной смесью, истекающей под давлением 400–600 МПа из сопла диаметром 0,1–0,2 мм со скоростью до 1000 м/с.

Наибольшее распространение в промышленности получила водоабразивная обработка, которая осуществляется смесью мелкодисперсных абразивных зерен и воды(рис. 21.8). Кинетическая энергия водяной струи передается частицам абразива, которые срезают микростружки с обрабатываемой обработки. При этом практически полностью отсутствует тепловое и силовое воздействие на заготовку, получается недеформируемая поверхность резания без заусенцев и искажений структуры металла.

Рис. 21.8. Принципиальная схема и устройство установки для водоабразивной обработки поверхностей: 1 – система подачи воды (давление 400 МРа и выше); 2 – система подачи абразивного порошка (SiC, Al2O3); 3 – водоабразивная смесь; 4 – обрабатываемая поверхность заготовки, 5 – расстояние от сопла установки до обрабатываемой поверхности ; 6 – выходное сопло установки; 7 – направление перемещения сопла относительно обрабатываемой поверхности; 8 – камера смешивания абразивного порошка с жидкостью

На водоструйных установках можно разрезать листовой материал, вырезая точные прямые углы, пробивать небольшие отверстия, прорезать узкие пазы и выполнять близко расположенные профили(в том числе в неэлектропроводящих материалах). Процесс обработки можно начинать в любой точке поверхности изделия. Сравнительно небольшая ширина резания (0,1–0,3 мм при резании водой и 1–1,5 мм при резании водоабразив-

429

ной струей) обеспечивает экономию материала и снижение энергозатрат. Процессы отличаются гибкостью, экологической безопасностью и чаще используют при выполнении индивидуальных заказов, требующих быстрой переналадки оборудования.

Водоабразивная обработка достаточно широко используется при разрезке листового материала, обработки для улучшения качества поверхностного слоя, прорезания пазов различного профиля и назначения. Водоабразивное резание производят смесью воды и мелкодисперсного абразивного порошка, истекающей под давлением 400 МПа из сопла диаметром 0,1–0,2 мм со скоростью до 1000 м/с.

В стандартных водоабразивных установках (см. рис. 21.8) система создающая давление жидкости (обычно воды) 1 включает гидропомпу низкого давления и усилитель поддерживающий давление воды в пределах250– 400 МПа. Вода под давлением pJ прокачивается через трубку из твердого сплава высокой износостойкости, имеющей диаметр порядка1 мм, и соединяется с системой смешивания 8. Благодаря инжекции на входе в трубку абразивного порошка, который «подсасывается» из специального бункера 2, происходит его смешивание с жидкостью. Смесь под давлением порядка 350–450 МПа и скоростью до900–1200 м/с подается на обрабатываемую поверхность 4 заготовки. Кинетическая энергия водяной струи передается частицами абразива, которые срезают микростружки с обрабатываемой поверхности. При этом практически полностью отсутствует тепловое и силовое воздействие на поверхность заготовку, получается недеформируемая поверхность резания без заусенцев и искажений структуры металла, что позволяет формировать высококачественные геометрические и физико-механические параметры приповерхностных слоев обработанной детали.

Наиболее важными параметрами водоабразивной обработки, оказывающими сильное влияние на производительность и качество обработки, являются: расстояние от выходного сопла установки до обрабатываемой поверхности dn, скорость перемещения сопла Vf, угол расположения сопла установки относительно обрабатываемой поверхностиαJ, давление жидкости, подаваемой в инжекторную камеру pJ .

Для водоабразивных процессов обработки чрезвычайно важным является конструкция смешивающей головки. Наиболее оптимальной по конструктивным параметрам является смешивающие головки, базирующиеся на системе впрыска.

На водоструйных установках можно разрезать листовой материал, вырезая точные прямые углы, пробивать небольшие отверстия, прорезать узкие пазы и выполнять близко расположенные профили(в том числе в неэлектропроводящих материалах). Процесс обработки можно начинать в

430

любой точке поверхности изделия. Сравнительно небольшая ширина реза (0,1–0,3 мм при резании водой и1–1,5 мм при резании водоабразивной струей) обеспечивает экономию материала и снижение энергозатрат на обработку. Процессы отличаются гибкостью, экологической безопасностью и чаще используют при выполнении индивидуальных заказов, требующих быстрой переналадки оборудования.

Таблица 21.3

Сравнительная оценка различных процессов обработки

		Оценка (по пятибалльной системе)
Критерий оценки			процессов обработки
	Водоабра-		Лазерная	Плазменная		Кислородная
	зивная
Ширина обработки	5		2	4		5
Качество обработки	5		2	2		2
Скорость обработки	4		5	2		4
Точность обработки	5		5	4		3
Возможность доводки	5		4	4		2
поверхности
Образование шлама	4		2	2		4
Общее время обработ-	4		4	3		2
ки
Технологическая гиб-	5		4	2		3
кость
Универсальность	5		3	4		2

Оценка различных методов резания листовых материалов (по данным фирмы Flow) приведены в таблице 21.3.

Таблица 21.4

Скорость водоабразивной обработки различных материалов

	Скорость обработки, м/мин
Обрабатываемый материал	при толщине заготовки, мм
	5	10	20	50
Алюминий	2,38	1,04	0,47	0,16

431

Титан	1,09	0,49	0,22	0,08
Коррозионно-стойкая сталь	0,62	0,28	0,12	0,04
Стекло	6,45	2,91	1,30	0,46
Гранит	3,55	1,60	0,72	0,25
Мрамор	4,59	2,06	0,93	0,32

Основным параметром процесса является его производительность или скорость обработки. Для большинства водоструйных установок скорость обработки составляет v = 0,001–12 м/мин при точности обработки ±0,1 мм. В таблице 21.4 приведены данные фирмы Flow по скорости водоабразивной обработки различных материалов в зависимости от толщины заготовки.

Водоструйное резание является экономически целесообразней ряда других способов разрезки листовых заготовок из различных материалов. Например, по данным фирмы Bystronic, при обработке алюминиевых листов толщиной более 10 мм и стальных листов более15 мм водоструйное резание по экономическим показателям существенно превосходит соответствующие показатели лазерной разрезки. Стоимость 1 м водоструйной обработки материала толщиной10 мм соответственно составляет: для коррозионно-стойкой стали 61,72 рубля, для стекла 5,9 рублей и для гранита 11,18 рублей.

21.8. Методы формирования изделий путем наращивания поверхности

К методам формирования изделий путем наращивания поверхности

обычно относят наплавку поверхностей(восстановление изношенных деталей) и ускоренное формообразование, изготовление изделий или их прототипов путем послойного наращивания микрослоев из жидкой, газообразной или твердой (в порошковом виде) фаз. Последние методы относят к высоким технологиям формообразования, так как они реализуют прямой переход от виртуального образа детали к реальному изделию, полностью готовому для использования.

Методы формирования деталей путем наращивания слоев материала имеют следующие общие признаки: деталь изготавливают на основе трехмерного компьютерного проектирования; формирование детали осуществляется путем наращивания материала слой за слоем; послойное наращивание детали происходит из жидкой фазы или из мелкодисперсных порошков с последующей модификацией в твердое состояние.

Эти технологии имеют преимущества по сравнению с обработкой резанием, литьем, штамповкой, которые заключаются в: кардинальном сокращении времени на изготовление; в отсутствии ограничений, связанных изготовлением деталей сложной формы; широких возможностях интегра-

432

ции производимых деталей с завершающей стадией их изготовления(например, формы для вакуумного литья, литья под давлением, пресс-формы

ит. д.).

Внастоящее время используют следующие методы формирования деталей наращиванием материала: лазерная стереолитография (метод SLA - Laser Stereolitography); избирательное лазерное спекание (метод SLS – Selective Laser Sintering); изготовление слоистых моделей (метод LOM – Laminated Object Manufacturing); моделирование оплавлением (метод FDM – Fused Deposition Modeling); изготовление с применением частиц, имею-

щих баллистическую скорость (метод BPM – Ballistic Particle Manufacturing); изготовление путем отвердения многофазной струи(метод DMD – Direct Metal Deposition); температурная полимеризация жидкого полимера

(метод LTP – Liquid Thermal Polymerization); изготовление путем прямого осаждения металла (метод DMD – Direct Metal Deposition); осаждение из газовой фазы (метод GPD – Gas Phase Deposition).

Рассмотрим сущность и некоторые особенности методов формирования изделий наращиванием поверхности, получивших наиболее широкое применение в промышленности.

Изготовление деталей или их прототипов методом лазерной сте-

реолитографии (метод SLA) начинают с точного указания всех геометрических параметров детали в одной из сред пространственного проектирования. Высокая точность и воспроизводимость формируемой поверхности достигается за счет увеличения количества треугольников при триангуляции (рис. 21.9). С помощью управляющих программ подготовки процесса формирования детали осуществляют: конструирование технологических поддержек детали на платформе; разделение детали на слои фиксированной толщины; определение параметров формирования каждого слоя; послойный синтез детали.

Рис. 21.9. Последовательность воспроизводимости формируемой сферической поверхности изделия (триангуляция сферы)

433

Рис. 21.10. Схема получения трехмерного изделия послойным наращиванием при использовании метода стереолитографии (ЛСЛ): 1 – лазерный источник; 2 – изделие;

3 – жидкий мономер; 4 – ванна; 5 – подвижная платформа; 6 – зеркало, осуществляющее сканирование лазерного луча

При изготовлении прототипа детали методом лазерной стереолитографии его геометрическое воспроизведение осуществляют путемпо слойного дисперсионного отвердения(фотополимеризации) с помощью лазера (рис. 21.10). Луч лазера от источника1, управляемый компьютером, проходит по поверхности жидкого полимера3, сканируя ее в соответствии с конфигурацией формируемого слоя. В жидкой реакционноспособной среде зарождаются активные центры(радикалы, ионы, активные комплексы), которые при взаимодействии с молекулами мономера вызывают рост полимерных цепей, ведущих к фазовому изменению облученной среды, то есть к отвердению слоя. Траектория сканирования лазерного луча по каждому слою определяет, в каком месте лазерный луч фокусируется на поверхности жидкого мономера, что приводит при полимеризации к его отвердению. В той части, где поверхность не подвергается воздействию лазерного излучения, полимеризация отсутствует. Лазерный луч последовательно сканирует сечение за сечением, что приводит к

434

послойному наращиванию поверхности, происходит формирование изделия в виде трехмерного конструктивного элемента заданной геометрии 2.

К преимуществам метода лазерной стереолитографии относятся: возможность полной автоматизации процесса изготовления детали; высокая точность воспроизведения геометрических и конструктивных параметров деталей при любом количестве их изготовления; отсутствие ограничений на изготовление деталей любой сложной формы; возможность изготовления деталей больших размеров по частям с последующим воссозданием целой детали заданных размеров.

Метод лазерной стереолитографии имеет и недостатки. Таковыми могут быть усадка материала при полимеризации, что может привести к снижению точности размеров изделия; химическая токсичность фотомономеров и их относительно высокая стоимость; высокая чувствительность установок к изменению температуры и влажности помещения, а также к вибрациям.

Применение метода лазерной стереолитографии наиболее эффективно при моделировании и процессов сборки различных конструкций в машиностроении, в технологиях изготовления форм для литья, при изготовлении имплантатов в медицине, при производстве деталей в электронике и приборостроении.

Таким образом, метод лазерной стереолитографии наиболее выгодно использовать при необходимости быстрого изготовления прототипа детали, на основе которого возможна организация серийного тиражирования изделий. Поэтому методы лазерной стереолитографии получили в мировой практике наименование«методы быстрого изготовления прототипа изделия» (Rapid Prototyping). В настоящее время основными производителями установок для лазерной стереолитографии являются компании США и Японии.

Метод избирательного лазерного спекания(метод SLS) позволяет создавать не только прототип изделия, но и само изделие в соответствии с заданными в чертеже размерами, точностью, качеством поверхности. При изготовлении используют различные металлические и керамические порошки, полиамиды, поликарбонаты, воск, нейлон и т. д.

Установки для реализации процессов избирательного лазерного спекания (рис. 21.11) содержат следующие системы и устройства: источник лазерного излучения и оптическую систему его сканирования(1,2); устройство послойной подачи порошкового материала и выравнивания его толщины, снабженную приводом вертикального перемещения(8); подвижную рабочую платформу (4) по оси Z; бункер, для подачи порошкового материала (5).

435

Рис. 21.11. Принципиальная схема установки и процесса получения изделия путем избирательного послойного наращивания: 1 – лазерный источник; 2 – оптическая система сканирования лазерного луча; 3 – готовое изделие; 4 – подвижная рабочая платформа (вдоль оси Z); 5 – бункер для подачи порошкового материала; 6 – порошковый материал;

7 – подвижный стол бункера; 8 – ролик для подачи порошка и выравнивания слоя

Управляющие данные для лазерной системы вводятся из программы, содержащей данные по пространственной геометрии изделия. Порошок послойно подается на платформу носителя и выравнивается по толщине при помощи специального ролика8. Управляющий луч газового лазера сканирует поверхность порошка в соответствии с конфигурацией заданного сечения и инициирует локальное избирательное оплавление порошкового материала. В зонах воздействия лазерного излучения локальные участки порошкового материала принимают заданную форму сечения. Платформа носителя последовательно опускается, воссоздавая заданную управляющей программой геометрическую форму изделия.

Обычно установки избирательного лазерного спеканияснабжаются устройствами подогрева камеры, которые уменьшают энергетические затраты на процесс и предотвращают деформации детали при быстром ос-

436

тывании после окончания процесса изготовления. Кроме того, в камеру установки подают нейтральные газы (например, аргон) для предотвращения окисления поверхностей послойно формируемого изделия.

Метод избирательного лазерного спеканияобладает рядом преимуществ, среди которых: невысокая стоимость используемых материалов; низкое отрицательное техногенное влияние на окружающую среду; возможность одновременного изготовления нескольких деталей; широкая гамма материалов, из которых возможно изготовление изделий: возможность изготовления изделий «по частям» с последующей сборкой.

Методы избирательного лазерного спеканияполучили преимущественное применение в авиационно-космической, автомобильной, электронной промышленностях, а также в случаях необходимости ускоренного изготовления готовых изделий (в мировой практике метод получил наименование Rapid Manufacturing), например, при изготовление имплантатов в медицине, т. е. там, где необходимо ускоренное изготовления единичной продукции или продукции малых серий сложной формы.

Производство изделий методом наращивания слоистых объектов

(метод LOM) основан на вырезании контуров сечения листового материала каждой секущей плоскости пространственной компьютерной модели лазерным лучом с последующим их наращиванием до полного воспроизводства изделия. Отдельные конструктивные сечения (элементы) состоят, как правило, из клейкой бумаги, фольги, пластика, металла, керамики, композитов толщиной порядка 50–500 мкм, которые соединяются между собой за счет прокатки термоваликом.

Исходные данные рассчитываются для каждого слоя (например, листа фольги) пространственной компьютерной модели и передаются в систему управления установки, в которой с помощью специальной компьютерной программы формируется теоретический профиль рассматриваемого сечения изделия. Локальные области остатков излишнего материала, подлежащего удалению, разрезаются на квадраты в единых координатах каждого среза для последующего удаления. При вырезании контура и разрезки

остатков материала фольги заранее строго регламентируется расчетная глубина эффективного воздействия лазерного луча. Это позволяет ограничить воздействие лазерного луча на нижележащие слои материала ,итем самым, исключить структурно-фазовые изменение материала, его свойства.

После окончательного формирования изделия поверхности срезов подвергаются дополнительной обработке(шлифуются, полируются, окрашиваются лаком и т. д.). Обычно изделия, формируемые методом наращивания слоистых объектов, изготавливают из относительно недорогих листовых материалов, что резко уменьшает их себестоимость. Кроме того

437

изделия, полученные наращиванием слоистых объектов, отличаются высокой надежностью, прочностью, устойчивостью к деформациям.

Наряду с достоинствами методы наращивания слоистых объектов обладают и существенными недостатками, к которым относятся: ограничения по сложности конструкции изделия; достаточно большой объем удаляемого материала, что повышает себестоимость изделий; высокая вероятность расслоения сечений материала при дополнительной обработке изделия, например, шлифовании поверхностей срезов для снижения шероховатости.

21.9. Методы поверхностной модификации свойств изделий

За последние годы достигнут ощутимый прогресс в улучшении -по верхностных свойств изделий различного назначения и повышении их надежности путем модификации их свойств различными технологическими методами. Совершенствование оборудования, создание новых технологий позволило разработать принципы поверхностного модифицирования различных свойства материалов изделий, определяющих их эксплуатационные характеристики. К таким свойствам можно отнести твердость, теплостойкость, склонность к адгезионному взаимодействию с обрабатываемым материалом, сопротивляемость коррозии и окислению при повышенных температурах, сопротивляемость разрушению в условиях действия знакопеременных механических и термических напряжений и т. д.

Наиболее заметное применение для модификации поверхностных свойств материалов изделий получили методы химического ХОП (CVD) и физического ФОП (PVD) осаждения функциональных покрытий, химикотермической обработки (ХТО), каждый из которых имеет предпочтительные области применения.

В настоящее время в мировой практике производства изделий -раз личного назначения преимущественное применение получили методы ХОП (CVD) и ФОП (PVD).

Методы химико-термического осаждения покрытий (ХОП–CVD) ис-

пользуют для осаждения тугоплавких соединений на рабочие поверхности изделий путем водородного восстановления парогазовых смесей содержащих галогениды металла и соединений, являющихся поставщиком второго компонента и водорода, который служит одновременно газомтранспортером и восстановителем. Уравнение химических реакций процессов формирования различных соединений методомХОП (CVD) (карбидов, нитридов, оксидов, боридов и их смесей) имеют следующий вид:

1050 °C <T< 1100 °C

МеГ / H 2 / CnHm, N2, CO2 -----------------------------> МеXСY / HГ / H 2 t = 4 ¸ 8 час

438

Принципиальная схема установки для нанесения покрытий методом ХОП–CVD на различные изделия, включая режущий инструмент, показана на рис. 21.12.

Рис. 21.12. Принципиальная схема установки для нанесения покрытия высокотемпературным методом химического осаждения (ХОП-CVD):

1 – газосмеситель; 2 – реактор с режущим инструментом; 3 – печь; 4 – устройство для удаления остаточных продуктов химико-термической реакции

Структура, фазовый состав покрытий, прочность его адгезии с субстратом, а, следовательно, и основные свойства покрытий, зависят от технологических параметров процессов ХОП–CVD, среди которых основными являются температура, время осаждения, состав и концентрация реагентов парогазовой среды, ее давление и скорость подачи. Прочность адгезии, кроме того, сильно зависит от кристаллохимического подобия материалов осаждаемого покрытия и субстрата. В результате на рабочих поверхностях инструмента формируется покрытие, имеющее высокие значения плотности, гомогенности, прочности адгезии по отношению к субстрату, равномерности толщины покрытия даже на поверхностях инструмента, имеющих сложную форму.

Вместе с тем, процессы ХОП-CVD часто не соответствуют стандартам экологической безопасности, осуществляются при высоких температурах (800–1500 ºС) и большой длительности процесса. Последнее является причиной формирования на границах разделов«покрытие–субстрат», «зерно–связка» хрупкой h-фазы (W3Co3С – для твердого сплава), снижающей прочность инструментального материала на 20–30 %.

Для процессов ХОП–CVD характерна сильная зависимость качества формируемых покрытий от субструктуры субстрата (твердого сплава), так как зарождение центров конденсации и рост покрытий имеют выраженную эпитаксию – ориентированный рост одного кристалла на поверхно-

439

сти другого. В частности, при формировании покрытий типа TiC на твердосплавных субстратах (например, WC–Co) зарождение центров конденсации покрытия происходит только на кобальтовых зернах, имеющих максимальное подобие кристаллохимических структур(TiC и Co имеют кубические решетки с почти полным совпадением длин диагоналей). Вследствие этого при полнойкоалесценции покрытия (от лат. coalesce – срастаюсь, соединяюсь) – слиянии капель при соприкосновении внутри подвижной среды (жидкости, газа) или на поверхности какого-либо тела, непосредственно над карбидными зернамиWC возможно образование пор, являющихся опасным дефектом твердого сплава с покрытием, снижающим его качество. Поэтому при производстве твердых сплавов с покрытием большое внимание уделяют качеству и зерновой структуре сплава, в частности, используют мелкозернистные и особомелкозернистые структуры, что снижает вероятность образования пор, а непосредственно перед нанесением покрытия производят насыщение поверхности избыточным углеродом, для уменьшения вероятности формирования охрупчивающей h-фазы на границах раздела «субстрат – покрытие».

Наиболее важные направления совершенствования технологийХОП- CVD связаны с созданием комбинированных процессов интегрирующих преимущества химических и физических методов синтеза покрытий. Такие методы позволяют значительно снизить температуру процессов ХОП– CVD синтеза покрытий до 200–600 ºС и повысить их производительность (уменьшить время осаждения). Это позволяет не только расширить технологические возможности процессов ХОП–CVD для более универсального применения, например, для нанесения покрытий на инструмент из быстрорежущей стали, но и снижает «эффекты» охрупчивания твердосплавного инструмента, связанные с формированием h-фазы, особенно на границах раздела «покрытие – субстрат». Указанным тенденциям соответствуют разработанные процессы ХОП–CVD, ассистируемые плазмой (PA CVD)

и лазерным воздействием с большой плотностью мощности (LA CVD). Процессы ХОП–CVD получили преимущественное применение при

массовом производстве различных типов твердосплавных пластин с -по крытием.

Максимальную эффективность твердосплавные инструменты с - по крытием ХОП–CVD имеют при чистовом и получистовом непрерывном резании сталей и чугунов. Для операций тяжелой черновой обработки, прерывистого резания, а также резания труднообрабатываемых материалов эффективность инструмента с покрытием CVD существенно снижается.

Методы физического осаждения покрытий ФОП–PVD базируются на генерации вещества в вакуумное пространство камеры с подачей реакционного газа (N2, O2, CxHy и др.). Различие технологий ФОП–PVD состо-

440

ит в принципах генерации вещества, различной степени ионизации пароионного потока, конструктивных и технологических особенностях установок.

Впрактике производства изделий с покрытием различного назначения (например, режущего инструмента) наибольшее применение получили следующие процессы ФОП–PVD (рис. 21.13): испарение электронными пучками при высоко- (a) или низковольтном напряжении с использованием полого катода (б); магнетронное распыление (в–д) с ионизацией плазменного потока различными методами - электронным лучом (в), с использованием полого катода (г) или электрического разряда (д); распыление независимым ионным пучком (е); испарение ионов низковольтной, сильноточной дугой (процессы КИБ) (ж); систему распыления плазмой неоднородного магнитного поля(з); испарение потоком фотонов(лазерным лучом) (и).

Размер и форма изделий, на которые принципиально можно нанести покрытие при использовании методовФОП–PVD, ограничивается только пространством вакуумной камеры и возможностями перемещения изделия

врабочей камере установки.

Внастоящее время широко используют комбинированные методы нанесения покрытий, которые обеспечивают высокоэффективную предварительную подготовку поверхности изделия и существенно улучшают качественные параметры покрытия. Комбинированные процессы формирования покрытий, позволяющие существенно улучшить их свойства и повысить эксплуатационные характеристики изделий, все шире применяется при промышленном производстве различных изделий. Например, комби-

нированные процессы позволяют создавать: высоко износостойкие аморфно подобные структуры покрытия, получаемые при комбинировании вакуумно-дугового осаждения и воздействия лазерным лучом высокой плотности мощности; ультра мелкодисперсные (наноструктурированные) покрытия с размерами зерна20–80 нм и повышенной сопротивляемостью коррозии и окислению при повышенных температурах, получаемые при комбинировании вакуумно-дугового или магнетронного осаждения и легирования путем имплантации металлических и газовых ионов; покрытия с улучшенной структурой за счет комбинирования процессов ФОП-PVD и ХОП-CVD в одном технологическом цикле; износостойкие комплексы с повышенной сопротивляемостью вязкому разрушению при повышенных температурных нагрузках для инструмента из быстрорежущих сталей и полутеплостойких штамповых сталей, формируемые путем комбинирования стимулированного несамостоятельного газового разряда

ивакуумно-дугового осаждения покрытий различного состава, структуры

исвойств.

441

Рис. 21.13. Принципиальные схемы процессов физического осаждения покрытий ФОП - PVD: 1 – субстрат; 2 – напряжение смещения; 3 – ионизация; 4 – полый катод; 5 – испарение или распыление; 6 – источник ионов; 7 – катод; 8 – анод; 10 – система распыления;

11 – направление потока ионов; 12 – лазерный источник; 13 – поток фотонов; 14 – активированный реакционный газ; 15 – разряд

Методы вакуумно-дугового осаждения покрытий, именуемые КИБ

или MeVVA (Metal Vapor Vacuum Arc), получили широкое применение в практике производства различного инструмента(особенно из быстрорежущих и полутеплостойких штамповых сталей).

Методы КИБ–MeVVA основаны на генерации вещества катодным пятном вакуумной дуги сильноточного, низковольтного разряда, развивающегося исключительно в парах материала катода(рис. 21.13ж). Для процессов КИБ–MeVVA характерна высокая производительность осаждения покрытий в десятки раз превышающая производительность процессов ХОП–CVD, что связано с возможностью ускорения высоко ионизированного потока ионов путем приложения отрицательного потенциала(относительно корпуса камеры) на субстрат, а также возможности значительного повышения плотности и гомогенности плазменного потока использованием специальных ускоряющих магнитных систем(холловские ускорители).

Технологические возможности испарителя существенно расширяются при наложении на плазменный поток дополнительного внешнего аксиально расходящегося электромагнитного поля, которое позволяет изменять параметры плазменного потока (скорость, плотность и т. д.). Реализуется

442

режим плазменного ускорителя, обычно называемого холовским торцевым эрозионным плазменным ускорителем. В ускорителе имеются две зоны – зона генерации (область катодных микропятен), процессы в которой не зависят от магнитного поля и определяются лишь свойствами материала катоды, и зона ускорения (в объеме системы), на процессы в которой сильное влияние оказывает магнитное поле.

Таким образом, электродуговые испарители представляют собой двухступенчатые системы, в которых генерация паро-ионного потока и его предионизация осуществляется катодным пятном вакуумной дуги в первой ступени процесса, а полная ионизация и ускорение ионов, а также активация реакционного газа, интенсифицирует процесс синтеза покрытий – во второй ступени, в основе которой лежит разряд в скрещенных электрическом и магнитных полях.

Для процессов КИБ–MeVVA чрезвычайно важна плотность ионного потока и энергия ионов при бомбардировке субстрата и последующего осаждения покрытия. Кинетическая энергия иона в момент удара по поверхности субстрата Wi определяется атомным строением испаряемого вещества, значением ускоряющего напряженияUIB, подаваемого на субстрат, кратностью заряда ионов eZ: Wi = Wio + eZ UIB , где Wio – энергия ионов в катодном пятне при выходе с испарителя.

В зависимости от времени воздействия энергия ионов определяет температуру на рабочих поверхностях инструмента, величина которой чрезвычайно важна с точки зрения создания необходимого уровня термического активирования поверхности субстрата перед нанесением покрытия и благоприятного протекания плазмохимической реакции с образованием тугоплавких, термодинамические устойчивых соединений стехиометрического состава.

Вместе с тем процессы КИБ–MeVVA обладают недостатками, которые заключаются в: формировании макро – и микрочастиц при генерации плазмы (особенно для металлов с относительно небольшим атомным весом и плотностью типа Ti, Al, Cr и др.), которые являются опасным дефектом покрытия, снижающим эксплуатационную эффективность изделий, особенно если расположены на границах раздела системы«субстрат – покрытие» или на поверхности покрытия; совмещении процессов термоактивации (нагрева) и ионной очистки поверхностей изделия перед нанесением покрытия, что, с одной стороны, может привести к электроэрозии его режущих кромок (за счет стохастичного формирования микродуг), с другой – к резкому ухудшению качества поверхности покрытия из-за недостаточно хорошей ионной очистки поверхности; эффектах «направленности» плазменного потока, оказывающего влияние на формирование наиболее качественного покрытия только при перпендикулярности плазменного потока поверхности изделия, что приводит к необходимости пе-

443

ремещений инструмента относительно плазменного потока в камере установки.

В настоящее время основные тенденции совершенствования процессов КИБ связаны с: разработкой процессов и устройств для фильтрации паро-ионного потока с целью сепарации макро- и микрочастиц; гашением микродуг с целью предотвращения электроэрозионного растравливания режущих кромок и рабочих поверхностей инструмента; разработкой процессов и устройств, позволяющих формировать микро- и наноструктурированные покрытия различного состава и архитектуры; разработкой методов направленного управления микроструктурой и свойствами покрытий с использованием комбинированных процессов(лазерное ассистирование, ассистирующая предварительная, сопутствующая и последующая обработка ионами с энергиями порядка50–200 кЭв, комбинированная обработка стимулированной электрическим разрядом ХТО с последующим осаждением покрытия и т. д.).

Для устранения недостатков процессов КИБ–MeVVA была разработана специальная вакуумно-дуговая установка ВИТ–2, принципиальная схема которой показана на рис. 21.14.

а)

б)

Рис. 21.14. Схема вакуумно-дуговой установки с фильтрацией паро-ионного потока ВИТ-2: а) принципиальная схема установки ВИТ-2; б) система фильтрации нейтральных и микро-

капельных частиц, формируемых в процессе синтеза покрытия; 1 – газосмеситель; 2 – вакуумметр; 3 – камера установки; 4 – источник электропитания катода с фильтрацией

паро-ионного потока; 5 – система контроля температуры; 6 – вакуумная система; 7,9 – стандартные дуговые испарители; 8 – дуговой испаритель с системой фильтрации

(сепарации) паро-ионного потока; 10 – система перемещения изделий в камере установки; 11 – системы охлаждения испарителей; 12, 13 – источники электропитания стандартных испарителей; 14 – система подачи напряжения смещения в импульсном режиме на изделие;

444

15 – система нагрева и охлаждения камеры;. Uс; U, Ucor – соответственно напряжение на субстрате (изделии) и корпусе фильтрующего устройства

На рис. 21.15 представлены микрофотографии поверхности покрытия (Ti,Al)N, полученные при использовании стандартной технологии и технологии с фильтрацией парои-ионного потока на установке ВИТ–2 (см.

рис. 21.14а,б). Использование режущего и штампового инструмента с высококачественным бездефектным покрытием позволяет существенно улучшить практически все показатели обработки: качество и точность, износотойкость и надежность инструмента.

		б
а

Рис. 21.15. Структура поверхности покрытия (Ti,Al)N, полученного при использовании стандартной технологии (а) и и технологии с фильтрацией плазменного потока (б)

Анализ исследований в области применения различных процессов синтеза износостойких покрытий для режущего инструмента показал, что тенденции совершенствования таких процессов связаны с разработкой комбинированных методов синтеза покрытий, интегрирующих эффекты химико-термических и вакуумно-дуговых процессов или комбинирующих физико-химическое воздействие на рабочие поверхности инструмента.

В частности, для направленной модификации свойств поверхности инструментального материала осаждение покрытий сопровождают(ассистируют) одновременным воздействием на осаждаемый конденсат и поверхность инструмента низко- и среднеэнергетической плазмой (стимулированная химико-термическая обработка с энергиями ассистирующих ионов 0,3–10 кэВ), высокоэнергетическими пучками ионов с энергиями до 20–200 кэВ (ионная имплантация).

Заметное применение получили процессы, комбинирующие ионноплазменный синтез покрытий с ассистирующим или последовательным лазерным воздействием. Такая комбинация позволяет не только улучшить управляемость процессами испарения металла и гомогенность ионного потока, но и обеспечивает возможность направленного воздействия на поверхностные дефекты покрытия непосредственно при синтезе или после завершения их формирования, что позволяет заметно улучшить качество инструмента с покрытием и его эксплуатационные показатели. Тенденции

445

совершенствования современных процессов синтеза износостойких -по крытий для режущего инструмента обобщенно показаны на рис . 21.16.

Таким образом, комбинированные методы модификации поверхностных свойств изделий не только существенно расширяют технологические возможности основных процессов, но и обеспечивают возможность получения покрытий различной архитектуры(однослойные, многослойные, супермногослойные и т. д.), состава (одноэлементные, композиционные и т.д.) и структуры (макро – микро и наноструктурированные) и существенно повышают работоспособность изделий различного применения.

Основные процессы	ХОП (CVD)		ФОП (PVD)	ХТО (CTT)	ИИ (II)		ЛМ (LM)
	0	0
	800 С<T<1500 C				0	0
			1000С<T<10000C	4000С<T<8000C	200 С<T<850 C		10000С<T<30000С

	-		АП ХОП	СПХТО	АИИ ФОП	АЛ ФОП	АЛ ХОП
	Комбиниро	ванные процессы
			(PA CVD)	(PA CTT)	(IBAD)	(LA PVD)	(LA CVD)
			3000С<T<6000C	2000С<T<8000C	2000С<T<8000C	2000С<T<8500C	2000С<T<10000
							C

	¨Снижение	¨Снижение	¨Улучшение	¨Уменьшение	¨Возможность
Результаты	температуры и	склонности к	структуры и	структурных	получения
	возможность	деформирован	свойств	дефектов	гетеророфазны
	синтеза	ию	покрытий;	покрытия;	х
	покрытий на	инструмента;	¨повышение	¨повышение	антифрикционн
	инструментах	¨лучшая	прочности	гомогенности	ых покрытий
	из БРС(HSS);	управляе-	адгезии	свойств	типа
	¨получение	мость	«субстрат-	покрытия;	(Ag/MoS2,Au/Sn
	композиционны	процессом;	покрытие»;	¨повышение	O2);
	х [(TI,Al)N,TiCN	¨оптимальное	¨повышение	про-	¨повышение
	и др.] и	соотношение	про-	изводительност	про-
Рис. 21.16. Основные технологические процессы модификации поверхностных свойств
	инструментальных материалов и методы их совершенствования

446

Библиографический список

1. Аверко-Антонович, Ю. О. Технология резиновых изделий: учеб. для студентов вузов. / Ю. О. Аверко-Антонович, Р. Я. Омельченко, Н. А. Охотина, Ю. Р. Эбич. – Л.: Химия, 1991. – 352 с.

2.Бельский, Е. И. Новые материалы в технике. / Е. И. Бельский, А. М. Дмитрович, Е. Б. Ложечников. – Мн.: Беларусь, 1971.– 272 с.: ил.

3.Васин, С. А. Резание материалов: Термомеханический подход к системе взаимосвязей при резании: учеб. для техн. вузов./ С. А. Васин, А. С. Верещака, В.С. Кушнер. – М.: Изд-во МГТУ им. Н. Э. Баумана, 2001. – 448 с.

4.Геллер, Ю. А. Инструментальные стали. – М.: Металлургия, 1975.

–584 с.: с ил.

5.Каменев, Е. И. Применение пластических масс: справ. /Е. И. Каменев, Г. Д. Мясников, М. Н. Платонов. – Л.: Химия, 1985. – 540 с.

6.Куликов, И. Л. Неметаллические и композиционные материалы: Учеб. пособие. – Омск: Изд-во ОТТИ, 2001. – 102 с.

7.Кушнер, В. С. Тепловые основы технологических способов машиностроительного производства: учеб. пособие. – Омск: Изд-во ОмГТУ, 1995. – 68 с.

8.Кушнер, В. С. Технологические процессы в машиностроении: учеб. для машиностроительных направлений и специальностей техн. университетов./ В. С. Кушнер, А. С. Верещака, А. Г. Схиртладзе, Д. А. Негров./ Под ред. В. С. Кушнера. – Омск: Изд-во ОмГТУ, 2005. – Ч. 1–3.

9.Лоладзе, Т. Н. Прочность и износостойкость режущего инструмента. – М.: Машиностроение, 1982. – с.

10.Лыков, А. В. Теория теплопроводности. – М.: ГИТТЛ, 1952. – с.

11.Малинин, Н. Н. Прикладная теория пластичности и ползучести. учеб. для студентов вузов. – 2-е изд., перераб. и доп. – М.: Машинострое-

ние, 1975. – 400 с.

12. Материаловедение и технология конструкционных материалов для железнодорожной техники: Учебник для вузов ж.-д. трансп./ Н.Н. Воронин, Д.Г. Евсеев, В.В. Засыпкин и др.; Под ред. Н.Н. Воронина. – М.:

Маршрут, 2004. – 456 с.

13.Машков, Ю. К. Конструкционные пластмассы и полимерные композиционные материалы: учеб. пособие. /Ю.К. Машков, М.Ю. Байбарацкая, Б.В. Григоревский. – Омск: Изд-во ОмГТУ, 2002.– 130 с.

14.Полевой, С. Н. Упрочнение машиностроительных материалов: справ. – 2-е. изд. – М.: Машиностроение, 1994. – 495 с.

15.Политехнический словарь / Гл. ред. И. И. Артоболевский. – М.: Советская энциклопедия, 1977. – 608 с.

447

16.Порошковая металлургия: справ.; под ред. И. М. Федорченко и др. – Киев: Наукова Думка, 1985. – 624 с.

17.Резников, А. Н. Теплофизика резания. – М.: Машиностроение, 1969. – 288 с.

18.Ричардсон, М. Промышленные композиционные материалы. –

М.: Химия, 1980. – 472 с.

19.Рыкалин, Н. Н. Расчеты тепловых процессов при сварке: учеб. пособие для машиностроительных вузов. – М: МАШГИЗ, 1951. – 296 с.

20.Солнцев, Ю. П. Материаловедение и технология конструкционных материалов: учеб. для студентов вузов /Ю. П. Солнцев, В. А. Веселов, В. П. Демянцевич, А. В. Кузин, Д. И. Чашников.– М.: Металлургия, 1988.

–511 с.

21.Справочник инструментальщика/ И. А. Ординарцев, Г. В. Филиппов, А. Н. Шевченко и др.; под общ. ред. И. А. Ординарцева. – Л.: Машиностроение. Ленингр. отд-ние, 1987. – 846 с.: ил.

22.Справочник по технологии резания материалов: В 2-х кн. /Ред. нем. изд.: Г. Шпур, Т. Штеферле; Пер. с нем. под ред. Ю. М. Соломенцева.

–М.: Машиностроение, 1985. – Кн.1– 616 с, Кн.2 – 688 с.

23.Сторожев, М. В., Попов, Е. И. Теория обработки металлов дав-

лением: учеб. для машиностроительных и политехнических .вузов

–М.: Машгиз, 1957. – 323 с.

24.Дальский, А. М. Технология конструкционных материалов: учеб. для машиностр. спец. вузов / А. М. Дальский, И. А. Арутюнова, Т. М. Барсукова и др.; под общ. ред. А. М. Дальского. – 2-е изд., перераб. и доп. – М.: Машино-

строение, 1985. – 448 с.

25.Трент, Е. М. Резание металлов: Пер. с англ. Г. И. Айзенштока. – М.: Машиностроение, 1980. – 263 с.: ил.

26.Фетисов, Г. П. Материаловедение и технология металлов: учеб. –

М.: Высш. шк., 2001.– 638 с.

27.Физические величины: Справочник / А. П. Бабичев, Н. А. Бабушкина, А. М. Братковский и др.; под ред. И. С. Григорьева, Е. З. Мейлихова. – М.: Энергоатомиздат, 1991. – 1232 с.

28.Физическое металловедение: справ. Т. 1, 2, 3; под ред. У. Р. Кана

иП. Хайзена. – М.: Металлургия, 1987. – с.

448