Определение дефектного приповерхностного слоя при воздушно-плазменной разрезке заготовок из углеродистой низколегированной стали Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

ЧЕТАППООЕ

УДК 537.525.5

Определение дефектного приповерхностного слоя при воздушно-плазменной разрезке заготовок из углеродистой низколегированной стали

Н. А. Антипов, В. С. Медко

В статье ставится задача определить величину зоны термического влияния при воздушно-плазменной резке высокоуглеродистой низколегированной стали 30Х для расчета в дальнейшем припуска на механическую обработку заготовки. В результате экспериментов и расчетов предложена расчетная схема для определения термических циклов точек заготовки при воздушно-плазменной разрезке, предложена формула для определения припуска на механическую обработку заготовки из легированной стали после воздушно-плазменной резки, получено численное значение припуска для реальной детали после воздушно-плазменной резки.

Ключевые слова: воздушно-плазменная разрезка, термический цикл, шлифы, качество воздушно-плазменной резки, глубина зоны термического влияния, припуск.

Тенденции развития современного производства предъявляют все более жесткие требования к качеству обработки материалов. Появляется необходимость в обработке сложных профилей с высокой точностью, что сложно достичь применением классических методов обработки. Также с каждым годом увеличивается количество материалов, к которым необходим специфический подход во время обработки. Данные преобразования в современной промышленности ставят на лидирующие позиции наиболее современные методы обработки. Таким методом является плазменная резка — один из наиболее производительных и универсальных процессов термической резки. Сущность плазменной резки заключается в локальном удалении металла вдоль линии реза сжатой электрической дугой постоянного тока.

Широкое распространение плазменной резки очень долго сдерживалось тем, что в качестве плазмообразующих газов использовались дефицитные и дорогостоящие инертные газы. Разработка принципиально новых электродов, работающих в активных средах, позволила использовать в качестве плазмо-образующих газа обычный сжатый воздух. Именно это обстоятельство и открыло путь к

широкому внедрению воздушно-плазменной резки в производстве.

Цель данных исследований определить величину зоны термического влияния при воздушно-плазменной резке высокоуглеродистой низколегированной стали 30Х для расчета в дальнейшем припуска на механическую обработку заготовки. Величину зоны термического влияния рассчитываем теоретическим путем по ранее рассмотренной методике для оптимальных режимов резки в условиях производства. Глубина залегания этой зоны для исследуемого материала 4 мм.

Теоретический расчет температурного поля заготовки после воздушно-плазменной разрезки

Поскольку разрезка заготовки сопровождается ее сквозным проплавлением, все тело будет прогреваться равномерно по всей толщине и температуры по оси Z между ограничивающими поверхностями одинаковы. Наличие двух параллельных поверхностей, ограничивающих распространение теплового потока с постоянной температурой между ними, является признаком

непрерывно-действующим [5]. Таким образом, формулировка условий расчетной схемы имеет вид: линейный быстродвижущийся непрерывно-действующий источник теплоты в пластине.

В данном случае температура термического цикла рассчитывается по формуле [1]

'(у, г)

1

4 кксуг

- (/гш)

е 4 аг .

(1)

Рис. 1. Плазменная разрезка пластины: 8 — толщина заготовки; хуг — неподвижная система координат; х'у'г' — подвижная система координат; I = 8 — линия выделения теплоты; 1—6 — исследуемые точки; 6 — проплавляемый и удаляемый слой металла

«пластины» [4]. При полном проплавлении теплота равномерно выделяется из условной линии I и свободно распространяется в теле по осям х' и у' (рис. 1). Это значит, что источник теплоты «линейный». Поскольку скорость разрезки, соответствующая скорости движения источника теплоты, составляет 1200 мм/мин, характер перемещения источника теплоты можно считать быстродвижущимся. По времени действия источник теплоты является

1,5 ■ 103

Здесь 1 — эффективная тепловая мощность дуги, кал/с, 1 = 0,241и^; где I — ток дуги, А; и — напряжение на дуге, В; ^ — коэффициент полезного действия; а — коэффициент тем-

пературопроводности, см2/с, а =

А,

су'

эффициент температуроотдачи, 1/с, Ь =

Ь — ко-2а

су8'

X — коэффициент теплопроводности, Вт/ (см ■ К); 8 — толщина листа, см; V — скорость резки, см/с; су — общая теплоемкость, Дж/ (см3 ■ К); г — время, отсчитываемое от момента прохождения дугой плоскости в виде линии, в которой находится исследуемая точка, с; у — координата исследуемой точки, см.

Строим график термических циклов точек заготовки (от 0,3 и далее), различно удаленных от оси источника (рис. 2).

1 ■ 103

500

- Т(щ, 0 ------ Т(У2, 0 ---Т(УЗ, 0 ----Т(у4,г) Т(у5, 0 ....... 'П.'/,;. 1)

■

! '

Г

10

20

30 г, с

Рис. 2. Термические циклы точек заготовки различно удаленных от оси источника у: У1 = 0,3 см, у 2 = 0,5 см, уз = 0,7 см, У4 = 0,9 см, У5 = 1,2 см, уе = 1,5 см

0

т, °с 1600 1400 1200 1000 800 600 400 200 0

1,5 у, см

Рис. 3. Изменение максимальной температуры по мере удаления от оси у

Ширину реза Ь можно считать равной Ь = = 1,5^с = 6 мм, где — диаметр сопла. Нас интересует температура точек, отдаленных от оси плазменной дуги на расстояние более 3 мм (см. рис. 1). Для этих точек и проведены расчеты термических циклов, максимальных температур точек по глубине (у), по которым определили глубину дефектного (закаленного) слоя для стали 30Х, равных 850-870 °С.

Расчеты производились в программе МаШСАБ для точек, удаленных от оси реза на расстоянии у1 = 3 мм, у2 = 5 мм, уз = 7 мм, У4 = 9 мм, У5 = 12 мм, у 6 = 15 мм на следующих режимах: I = 280 А, и = 250 В, ц = 0,4, а = 0,085 см2/с, V = 2 см/с, X = 0,015 Вт/(см • К), 5 = 2 см, су = = 4,74 Дж/(см3 • К), г = (0 - 30) с. Результаты расчетов представлены на рис. 2.

По полученным термическим циклам определяем максимальные значения температур приповерхностных слоев металла, различно

0 0,1 0,2 0,3 0,5 0,7 0,9 1,0 у, см

Рис. 4. Разрезка плазматроном:

0 — точка на оси плазменной дуги; А — точка на кромке реза разрезаемой заготовки

удаленных от оси реза (см. рис. 1). Из рис. 3 видно, что закаленный слой на исследуемых режимах залегает на глубине у = 2 мм.

Максимальная температура по мере удаления от оси источника уменьшается. Учитывая что отсчет ведется от точки А, соответствующей 0,3 см на рис. 4, то при максимальной температуре для исследуемой стали у = 0,5 см, глубина залегания дефектного слоя будет равна 2 мм.

Определение дефектного слоя экспериментальным путем

Для проверки теоретических расчетов были вырезаны образцы у края реза и изготовлены шлифы, на которых по глубине замерена микротвердость [2], по которой и определен закаленный слой.

Рис. 5. Структура дефектного слоя: 1 и 2 — плоскости замера микротвердости

900 800

од

| 700 И 600

¡3 500

0

1 400

и &

о а

м

Н 200

300

100

150 300 450 600 750 900 1050 1200 1350 1500 1650 1800 1950 Толщина дефектного слоя, мкм

Рис. 6. Изменение микротвердости точек приповерхностных слоев после воздушно-плазменной резки по глубине: ♦ — плоскость 1; И — плоскость 2

Измерения проводились в двух сечениях (рис. 5) перпендикулярно к плоскости реза с шагом 150 мкм по ГОСТ 9450-76 на автоматическом микротвердомере БМ-8 фирмы АЕЕШ при нагрузке 100 гс. Результаты эксперимента представлены на рис. 6. Анализируя полученный график, видим, что толщина дефектного слоя составляет 1500-1950 мкм, что хорошо согласуется с результатами теоретических расчетов. Этот фактор позволяет в дальнейшем пользоваться выбранной расчетной моделью для определения температурных полей в заготовке для реального технологического процесса.

Таким образом, зная глубину закаленного слоя и учитывая погрешности исполнения размера, отклонение от перпендикулярности кромки реза, шероховатости плоскости реза и ширины проплавляемого слоя, мы можем определить припуск [6] на дальнейшую механическую обработку заготовки.

Значения этих показателей определяются как физическими особенностями процесса, так и спецификой применяемого оборудования.

Погрешность исполнения заданного линейного размера заготовки Дг зависит от точности перемещения плазмотрона относительно заготовки, неконтролируемого изменения ширины реза, вызванного разгаром сопла плазмотрона, и некоторых других специфических характеристик плазменной струи.

Отклонение от перпендикулярности поверхности реза к опорной плоскости заготовки Др возникает при больших или меньших, чем оптимальная, скоростях резки, что приводит к неравномерности ширины канала реза.

Шероховатость поверхности плазменного реза по параметру Яг довольно высока (40-630 мкм), что связано со сложностью газодинамического удаления расплавленного металла из зоны обработки.

Расчет припуска

на механическую обработку заготовки

Основными показателями качества плазмен-но-воздушной резки являются: погрешность размера длины отрезаемой заготовки Дг; отклонение от перпендикулярности стенок реза к опорной плоскости заготовки Др; параметр шероховатости поверхности реза Яг; глубина зоны термического влияния йзтв поверхностного слоя заготовки, имеющая после плазменного разрезания измененную структуру материала, для нашего случая это закаленный слой [3].

Шероховатость поверхности реза Глубина зоны термического влияния для углеродистой стали Отклонение от перпендикулярности кромок Погрешность линейных размеров

Рис. 7. Дефектные слои материала после воздушно-плазменной резки

WflllOOK

Под действием высоких температур при воздушно-плазменной резке в приповерхностных слоях кромки реза возникают термические изменения Нзтв. Так, на поверхностях реза заготовок, изготовленных из конструкционных углеродистых низколегированных сталей, вследствие нагрева выше температуры фазовых превращений и последующего быстрого отвода теплоты в основную холодную часть заготовки может образоваться закаленный слой, удаление которого при последующей механической обработке представит значительные трудности.

Допустимые составляющие погрешности резки регламентированы ГОСТ 14792-80, в соответствии с которым выделены три класса точности обработки заготовок. Каждый класс характеризуется совокупностью параметров. Воздушно-плазменная резка относится ко второму классу точности для изготовления изделий.

Приведенные в ГОСТ 14792-80 данные о погрешностях воздушно-плазменной резки позволяют вычислять требуемый размер нашей заготовки на механическую обработку. Размеры заготовки определяются по следующей формуле (без учета погрешности установки на операции механической обработки):

Язна°гм = DHе0тM + 2(Дг + Др + Rz + Н^ ),

где DH°гM — номинальный размер заготовки, мм; Dн(0rM — номинальный размер детали, мм; Дг — погрешность линейных размеров, мм; Дp — отклонение от перпендикулярности кромок, мм; Нзтв — глубина зоны термического влияния, мм; Rz — параметр шероховатости поверхности реза, мм.

Припуск рассчитывается по формуле

2 = ^наогм - DHе0тM ) /2.

Найдем численные значения ^НагМ и Z при £Д£ТМ = 438 мм, Dr = 2 мм, Dp = 1,2 мм, Rz = = 0,2 мм, йзтв = 2 мм:

дн°м = 448,8 мм, Z = 5,4 мм.

заг '

Выводы

Предложена расчетная схема для определения термических циклов точек заготовки при воздушно-плазменной разрезке. Теоретически рассчитаны и практически подтверждены глубина залегания дефектного слоя под действием воздушно-плазменной дуги. Предложена формула для определения припуска на механическую обработку заготовки из легированной стали после воздушно-плазменной резки. Получено численное значение припуска для реальной детали после воздушно-плазменной резки.

Литература

1. Рыкалин Н. Н. Расчеты тепловых процессов при сварке. М.: Книга по Требованию, 2012. 294 с.

2. Колмаков А. Г., Терентьев В. Ф. Методы измерения твердости. М.: Интермет Инжиниринг, 2005. 150 с.

3. Денисов Е. А., Лушников Е. А. Экспериментальное исследование энергетических характеристик импульсного технологического плазмотрона / / Молодежный науч.-техн. вестн. 2012. № 8. 7 с.

4. Sacks, Raymond, Bohnart. Welding Principles and Practices. New York McGraw Hill. 2005. № 17. 5 p.

5. Thierry Renault, Nakhleh. The Life and Times of Plasma Cutting — How The Technology Got Where It Is Today. The Fabricator November, 2007. 4 p.

6. Brad Thompson, Kris Hanchette. Making Plasma Cutting Easier — Using CNC Automation Technology. The Fabricator August, 2003. 2 p.