Прогрессивные технологии в обучении и производстве (стр. 8 )

УДК 681.002

РАЗРАБОТКА ТЕХНОЛОГИИ ВОССТАНОВИТЕЛЬНОЙ

НАПЛАВКИ ОБОРУДОВАНИЯ ХИМИЧЕСКИХ ПРОИЗВОДСТВ

, ,

Волгоградский государственный технический университет

тел.: 23–06–42; e-mail: *****@***ru

Один из аспектов технической и экологической безопасности в России заключается в коррозии и старении потенциально опасных конструкций, составляющих 800 млн. т. металлофонда РФ. При этом 40–50% машин и сооружений работает в агрессивных средах, 30% в слабо агрессивных, и только 20% не требует активной антикоррозионной защиты [1,2].

Значительная часть крупногабаритных сооружений – сварные конструкции, эксплуатирующиеся в условиях воздействия экологически и коррозионно–опасных технологических и природных сред.

Необходимость в проведении исследований, направленных на совершенствование ремонтных технологий, обусловлена тем, что в настоящее время при восстановлении металлоконструкций, как правило, используют технологии сварки, разработанные для изготовления новых изделий. Они не учитывают специфики ремонтных соединений, обусловленной влиянием значительных остаточных напряжений в них и ограниченным выбором способов устранения дефектов, разделки кромок и собственно способа ремонтной сварки, который может оказывать существенное влияние на свойства сварных соединений восстановленных конструкций [3] часто ухудшая их.

С целью определения рациональной технологии восстановительного ремонта посредством заварки участков оборудования и крупногабаритных конструкций проведены исследования, целью которых являлось минимизация остаточных сварочных напряжений и повышение механических свойств наплавленного металла при отказе от дорогостоящей общей термической обработки.

Проведена серия наплавок неплавящимся вольфрамовым электродом в Ar и Нe на образцах из стали 16ГС. Наплавку осуществляли на постоянном токе прямой полярности с применением выпрямителя ВДУ-504. Процесс наплавки неплавящимся электродом в аргоне на токах >140А и в гелии ³ 220А с применением дуги с сосредоточенным и диффузным катодным пятном сопровождался кипением сварочной ванны. При наложении 2-х и более слоев наблюдалось интенсивное порообразование.

С целью исключения порообразования и повышения производительности процесса, а также определения влияния схемы заполнения разделки, выполняли наплавку покрытым электродом (РД) УОНИ – 13/55 постоянным током обратной полярности с использованием источника питания Kemppi Master Tig AC/DC 3500W.

Интерференционные исследования распределения напряжений после выполнения наплавки по трем различным схемам заполнения разделки свидетельствуют о том, что при обратноступенчатом способе напряжения в зоне наплавки распределены более равномерно и их величины существенно ниже предела прочности основного материала. Присутствие пор и иных дефектов не обнаружено.

Для определения эффективности применения механизированной наплавки (MIG) при ремонте пораженных коррозией зон, влияния импульсного режима на формирование сварочной ванны и определения оптимальных параметров процесса проводилась серия наплавок на образцы из Ст3 проволокой Св-08Г2С в смеси 82% Ar + 18% CO2 c использованием источника Kemppi Pro Evolution 3200 на различных режимах.

Дюрометрический анализ образцов свидетельствует о том, что напряжения второго рода на участках наплавленного металла и в зоне термического влияния при реализации MIG процесса в ряде применяемых режимов (например: ток наплавки Iд=165 A, напряжение дуги U=21,4 B, скорость подачи электродной проволоки Vпод=4,1 м/мин, погонная энергия qn=202 кДж/м) меньше, чем при наплавке покрытым электродом (I=120 A, U=28 B, qn=196 кДж/м).

Металлографический анализ выявил преимущество микроструктуры и макроструктуры образцов, полученных при МIG-сварке на оптимальных режимах. Структура металла – плотная, без пор. Микроструктура вблизи поверхности последнего наплавленного валика – сорбитная с тонкими выделениями феррита. В зоне перекрытия последних валиков наблюдается плавный переход от сорбитной структуры к феррито-перлитной. В макроструктуре образца, металле облицовочного валика, полученного РД-наплавкой наблюдается скопление отдельных пор размером до 0,5 – 0,7 мм. Микроструктура вблизи его поверхности – сорбитная с большим объемом выделений феррита видманштеттового типа.

Преимущества, выявленные при наплавке МIG способом с применением импульсного режима, связаны с оптимизацией процесса переноса капель электродного металла в сварочную ванну, дискретного ввода тепла, что позволяет снизить остаточные напряжения в зоне сварного соединения (до 90–110 МПа) и исключить значительные деформации изделия без проведения общей термической обработки (отпуска) после наплавочных работ, что позволяет существенно снизить себестоимость ремонтного процесса.

Список литературы

1. Гринько особого внимания. Техническое состояние линейной части магистральных нефтепроводов и резервуарных парков. Планы их приведения к нормативному состоянию // Трубопроводный транспорт нефти.– 2001.– №6.– С.17–20.

2. Д, , Стрижак ремонта сварных конструкций из низколегированных сталей // Автоматическая сварка.– 2005.– №3.– С. 32–37.

3. Волков появления дефектов вблизи исправленных участков сварных швов // Сварочное производство.– 1974.– №8.– С.33–34.

УДК 621.9:530.1

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПАРАМЕТРОВ ДЛЯ ОПИСАНИЯ НАПРЯЖЕННОГО

СОСТОЯНИЯ МАТЕРИАЛА В ЭЛЕМЕНТАРНОМ АКТЕ

СТРУЖКООБРАЗОВАНИЯ ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИМИ МЕТОДАМИ

Камышинский технологический институт (филиал) ВолгГТУ

Резание материалов на сегодняшний день является одним из наиболее распространенных процессов формообразования деталей машин с заданными размерами и качеством вновь образованной поверхности. Под системой резания в дальнейшем будем понимать совокупность элементов системы резания, находящуюся в непосредственном контакте в процессе отделения заданного припуска: заготовку, стружку и режущее лезвие режущего инструмента.

Резание материалов – сложный физический процесс. В нем можно отметить целый комплекс более простых процессов и явлений – это разрушение материала, упругая и пластическая деформация, образование новой поверхности, механическое взаимодействие компонентов системы резания, теплообмен между ними и рассеяние энергии, сопровождающееся образованием так называемых диссипативных структур. Очевидная сложность совместного описания перечисленных физических процессов в зоне резания материалов и определяет известный факт, что как таковой физической теории резания на сегодняшний день пока не разработано. Определение важных технологических параметров, таких как сила резания, например, производится в инженерных расчетах на основе эмпирических формул.

В последнее время в понимании сущности процессов, сопровождающих резание материалов, произошли существенные качественные изменения. Они связаны, прежде всего, с осознанием того факта, что отклонение технологической системы в зоне резания от равновесного состояния столь велико, что этот процесс нельзя описать линейными приближениями и необходимо привлекать методы термодинамики неравновесных процессов. Говоря современным языком, процесс резания материалов – это процесс, в котором отчетливо проявляются признаки самоорганизации. К таким признакам можно отнести следующие положения.

·  Система является термодинамически открытой, т. е. возможен обмен веществом и энергией с окружающей средой.

·  Отклонения от равновесия превышают критические значения, т. е. рассматриваются состояния, лежащие вне классической термодинамической ветви.

·  Имеет место иерархическая сложность явлений.

·  Макроскопические процессы происходят согласованно (кооперативно, когерентно).

Кроме указанных особенностей процесса резания, существенным фактором, оказывающим влияние на создание адекватного описания процесса, является динамический характер протекания процесса и возникновение вибраций в системе резания. В работе [1] произведен анализ причин возникновения вибраций при резании материалов. Одной из существенных причин авторы [1] указывают запаздывание сил резания по отношению к соответствующим возмущениям, возникающим при деформации металлов в локальной зоне в процессе резания. Внедрение режущего клина инструмента сопровождается сжатием обрабатываемого материала. При достижении критического значения действующего напряжения у режущей кромки начинается отделение срезаемого слоя от материала заготовки. В этот момент начинается вторая стадия элементарного акта стружкообразования – стадия сдвига. Образовавшийся элемент стружки перемещается вдоль поверхности сдвига с большим ускорением и интенсивным уменьшением сопротивления сдвигу, а также вверх вдоль передней поверхности. При этом он претерпевает дополнительные деформации, которые приводят к неоднородному упрочнению стружки по сечению и создают предпосылки для ее завивания. Затем сдвиг прекращается, а движение элемента стружки вдоль передней поверхности становится более равномерным и продолжается до момента его удаления из зоны контакта. В силу различия характера деформационных процессов в ходе элементарного акта стружкообразования, сила резания также не является постоянной величиной и претерпевает периодические изменения. В момент начала сдвига элемента стружки начинается образование следующего элемента, т. е. происходит сжатие новой локальной зоны обрабатываемого материала. Таким образом, первая и вторая стадии процесса начинаются и заканчиваются одновременно, но относятся к двум соседним элементам стружки. Представленная качественная картина элементарного акта стужкообразования, выявляющая его циклический характер, имеет место практически независимо от режимов резания. Однако, основные параметры резания (скорость, глубина резания и подача) в сочетании со свойствами обрабатываемого материала, оказывают существенное влияние на характер деформационных процессов. В результате варьируются объем зоны деформирования, скорость сжатия, скорость сдвига, скорости упрочнения и разупрочнения элементов системы резания. Весьма существенное влияние на эти процессы оказывает скорость тепло - и массообмена между элементами системы резания. В конечном итоге это приводит к образованию различных видов стружки и разному качеству обработанной поверхности.

Учесть особенности процессов деформирования, механического и теплового взаимодействия элементов системы резания, иерархический характер протекания процессов возможно только в рамках термодинамической теории, учитывающей взаимное превращение энергии в системе. В качестве такой теории предлагается использовать нелокальную версию термодинамики, разработанную [3].

Нелокальная термодинамика, будучи по своему характеру дедуктивной, построена на утверждении о существовании в природе кванта энтропии, равного постоянной Больцмана. Если принять значение kT при макроскопическом определении энтропии в качестве минимального приращения (интервала квантования) количества теплоты

, (1)

из определения энтропии в соответствии со вторым законом термодинамики, получаем минимальное приращение энтропии:

(2)

Процедура макроквантования приводит к важным следствиям. Определяющая роль здесь принадлежит получению характерного дискрета времени

(3)

где h – постоянная Планка.

По смыслу соотношения неопределенности величину ∆t следует рассматривать как минимальный интервал времени для макроскопических объектов, для которых макроскопическое понятие температуры еще сохраняет физический смысл. Например, при T = 300 K, ∆t = 1,27*10-14 c.

В новой теории показано существование границы микро - и макроуровня, т. е. сформулирован минимальный макроскопический объем (далее «макроячейка»), к которому еще применим термодинамический метод. Установлено, что радиус и объем макроячейки

(4)

, (5)

где с – скорость света в вакууме.

Радиус r и объем макроячейки V определяют размеры пространства, в котором устанавливается локальное термодинамическое равновесие в динамически равновесной системе и, следовательно, формируется температура как макроскопический параметр. Например, при T = 300 K, r = 3,8*10-6 м. Макроячейку можно рассматривать как короткоживущий (мерцающий) физический кластер – своеобразный, в обычных условиях надмолекулярный, уровень в иерархии макроскопической системы. В нелокальной термодинамике доказывается, что процедура макроквантования переводит описание из области классического статического равновесия (термостатика) в область динамического равновесия с флуктуационным взаимодействием макроячейки с окружением. Параметры макроячейки (температура, давление и др.) при динамическом равновесии за характерное время ∆t отличаются от параметров ее окружения, и в этом смысле любая материальная среда термодинамически неоднородна. Такого рода неоднородность приводит к появлению на границе макроячейки с окружением флуктуирующих напряжений, сходных по своей природе с поверхностными явлениями. Привлечение здесь соотношений классической термодинамики деформаций показывает, что в силу дискретности пространственных и временных интервалов объему макроячейки присущи как объемная, так и сдвиговая деформации, разделенные в пространстве и времени в масштабе макроячейки. В свою очередь объемная деформация вызывает электрическую поляризацию, а сдвиговая – магнитную. Поляризация приводит к появлению связанных зарядов электрического и магнитного типов. Указанные явления образуют термодеформационный равновесный цикл макроячейки. Таким образом, на основе вышеизложенного, можно сделать следующие выводы: нелокальная версия термодинамики обоснованно определяет минимальный макроскопический объем, характеризующий коллективное поведение среды; определение этого объема позволяет непротиворечиво перейти к иерархическому рассмотрению процессов деформирования в твердом теле; в рамках изложенной теории учитывается цикличность природных процессов (термодеформационный цикл макроячейки); в рамках термодеформационного цикла удается связать механические, тепловые и электродинамические явления, что реально наблюдается в природе и позволит перейти к описанию того комплекса процессов и явлений, которые сопровождают процесс резания. Покажем на примере возможность применения изложенной теории к описанию деформационных процессов в зоне резания. Рассчитаем нормальные и касательные напряжения в зоне механической обработки и сравним их с экспериментальными значениями напряжений, полученными на фаске задней поверхности резца. В эксперименте при максимальном значении силы Py =3200 Н, и силы Pz =1600 Н, соответствующие им напряжения равны σ = 1600 МПа, τ = 400 МПа. Расчетные значения

Как показывают расчеты, используя специфические для нелокальной версии термодинамики понятия, такие как характерные линейные размеры для объемной ∆x и сдвиговой l деформации, а также объем макроячейки V и элементарное изменение объема макроячейки в результате деформации ∆V΄ можно выйти на порядок величин напряжений, наблюдаемых в эксперименте.

Далее для создания адекватной математической термодинамической модели необходимо решить ряд задач. Во-первых, определить закономерности скоростного деформирования металлов с определением масштабов зоны деформирования в зависимости от параметров резания. Во-вторых, определить закономерности протекания процесса с точки зрения иерархии структур при разрушении, т. е. для конкретного набора параметров резания определить «механизм» протекания процесса.

Как показано в работе [3] в иерархической системе существует спектр времен релаксации. Здесь сначала протекают более быстрые процессы, отвечающие за преодоление потенциальных барьеров минимальной высоты, т. е. иерархический характер процессов заключается в том, что пока не реализуются каналы с минимальным временем релаксации, не включается сеть каналов следующего уровня. При этом, как указано в работе [4], подобные процессы сопровождаются структурными изменениями материи и привлечение представлений о структуре разрушения, т. е. о трансформации начальной структуры тела при деформировании в сторону образования новых структур позволяет описать кооперативные эффекты на различных масштабных уровнях.

Таким образом, можно сделать вывод, что на сегодняшний день есть предпосылки для разработки термодинамического подхода к описанию напряженного и деформированного состояния материала в элементарном акте стружкообразования при резании материалов.

Список литературы

1.  , , Лонцих и моделирование процессов резания при механической обработке. Иркутск, РИО ИГИУВа, 20с.

2.  Майков версия классической термодинамики – физика дискретного пространства-времени. М.: МГУИЭ. 19с.

3.  , , Н. И., , Сельченкова свойства металлов в явлении динамического разрушения. ДАН. 2002.Т.384,№3, с. 328-333.

4.  , Осипенко структур при разрушении. ДАН. 1992.Т.325. №4, с. 735-739.

УДК 621.91

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПО ИЗУЧЕНИЮ

УСАДКИ СТРУЖКИ И СИЛЫ ТРЕНИЯ НА ПЕРЕДНЕЙ

ПОВЕРХНОСТИ РАЗРЕЗНОГО РЕЗЦА ПРИ ТОЧЕНИИ ЗАГОТОВОК

ИЗ СТАЛИ МАРКИ 45

, ,

Камышинский технологический институт (филиал) ВолгГТУ

Целью работы является определение нормальных и касательных напряжений на передней поверхности резца. Методика выполнения работы включает экспериментальное и теоретическое определение параметров на различных этапах исследования. Экспериментальные исследования проводились в лабораторных условиях КТИ (филиала) ВолгГТУ.

Первым этапом исследования было экспериментальное определение усадки стружки. Эксперименты проводились на токарном станке модели 1К62, имеющим достаточную жесткость и виброустойчивость во всем исследуемом диапазоне скоростей резания (42-85 м/мин) и подач (1,5-3 мм/об). В качестве режущего инструмента выбран токарный проходной резец с главным углом в плане 45˚, с пластинкой из твердого сплава марки ВК8.

Заготовки изготавливались из стали 45. Химический состав и механические свойства этой стали согласно сертификата № 000 волгоградского металлургического завода «Красный октябрь».

Измерение и изучение усадки стружки проводились с помощью микрометра МК-25-1 ГОСТ 6507-78 (пределы измерений 0-25 мм; класс точности 1).

Исследование проводилось традиционным методом, основанным на поочередном варьировании отдельных независимых переменных при сохранении остальных неизменными. Скорость резания варьировалась в пределах 42…85 м/мин, при глубине резания 1мм и 2 мм, подаче S = 0,14 мм/об, при диаметре заготовки 67,4 мм и длине 90 мм. Всего 8 опытов, в каждом из которых определялась усадка стружки (см. табл. 1)

Таблица 1.Результаты исследований

№ оп	1	2	3	4	5	6	7	8
К	2,547	1,657	2,324	2,344	3,153	2,344	2,627	2,506

Таким образом, коэффициент усадки стружки К варьируется в пределах от 1,657 до 3,15 в зависимости от скорости резания и глубины резания при постоянной подаче. Установлено, что усадка стружки с увеличением скорости резания плавно уменьшается, но при скорости резания 52,909 м/мин усадка стружки резко падает. Это означает, что происходит образование нароста. Далее с увеличением скорости резания нарост не успевает образоваться, и усадка стружки начинает расти, а затем плавно снижается. В эксперименте также установлено, что при различных глубинах резания усадка различна, то есть при глубине резания 1 мм усадка стружки меньше, а при глубине резания 2 мм усадка стружки больше.

Следовательно, усадка стружки с увеличением скорости резания, при постоянной подаче, плавно уменьшается, а при увеличении глубины резания усадка стружки увеличивается.

На втором этапе исследования проведены эксперименты по определению силы трения на передней поверхности резца. Метод исследования заключается в использовании специального прибора, позволяющего непосредственно измерять силу трения на передней поверхности резца. Принцип действия прибора основан на примене­нии разрезного резца, т. е. разделении передней и задней поверх­ностей режущего лезвия по углу заострения. Настроенный прибор в собранном виде см. рис. 1.

Процесс резания осуществляется передней кромкой задней поверхности. Возникающая при сходе стружки сила трения воспринимается передней поверхностью и сопровождается ее перемещением. При этом пружина деформируется, и стрелка индикатора отклоняется от нуля. Результаты эксперимента сведены в таблицу 2.

Рис. 1 Прибор для измерения силы трения на передней поверхности резца

Таблица 2. Экспериментальные данные

№ оп.	n, об/мин	V, м/мин	Параметры передней поверхности	Fтр, H,
Ширина, мм	Длина, мм
1	200	30,772	12	3,5	49,1
2	250	38,465	12	3,5	80,08
3	315	48,4659	12	3,5	117,4
4	400	61,544	12	3,5	123,9

Для определения нормальных напряжений, действующих на передней поверхности резца, определим силу резания Рz по формуле:

Pz = 10 CP tX SY Vn KP (1)

где Ср = 408; х = 0,72; y = 0,8; n = -0.15; S = 0.14 мм/об, t = 4 мм.

КР = КМР КγР КλР; КР = *1,4 *1=1,272

Зная силы резания, определим нормальные напряжения по формуле:

(2)

и касательные напряжения по формуле:

(3)

где S = A*f, А – длина контакта, мм, f – ширина срезаемого слоя, мм.

Результаты сведем в таблицу 3.

Таблица 3. Расчет нормальных и касательных напряжений

№ оп.	Скорость резания, м/с	Длина контакта, мм	Fтр, Н	Рz, Н	σ, МПа	τ, МПа
1	0,513	1,23	49,1	1747,06	355,09	10
2	0,641	1,12	80,08	1689,56	406,14	19,25
3	0,808	0,86	117,74	1631,98	479,99	34,52
4	1,026	0,65	123,9	1574,54	605,59	47,46

Графические результаты исследования отображены на рис. 2 – 5.