CC BY
9
7. Свойства фотополимерной смолы для 3D принтера. [Электронный ресурс] URL: https://3d-m.ru (дата обращения: 01.12.2022).
8. ГОСТ 11262-2017 (ISO 527-2:2012) Пластмассы. Метод испытания на растяжение. М.,
2017.
9. ГОСТ 33519-2015 Композиты полимерные. Метод испытания на сжатие при нормальной, повышенной и пониженной температурах. М., 2015.
Гневашев Денис Александрович, канд. техн. наук, заведующий кафедрой, [email protected], Россия, Москва, Московский политехнический университет,
Белов Руслан Сергеевич, магистр, [email protected], Россия, Москва, Московский политехнический университет
STUDY OF THE PROPERTIES OF PHOTOPOLYMER MATERIALS FOR THE MANUFACTURE OF BODY PARTS OF A HYDRO-BREAKER PRESSURE ACCUMULATOR BY THE TECHNOLOGY OF ADDITIVE
MANUFACTURING
D.A. Gnevashev, R.S. Belov
The article is devoted to the study of the properties of photopolymer materials and recommendations for the use in 3D printing of body parts of a hydraulic hammer pressure accumulator using LСD technology (Liquid Crystal Display, photopolymerization using an LCD display). The paper presents a study of the properties of engineering photopolymer resins HARZ Labs Industrial Nylon-like and HARZ Labs Industrial ABS. The work shows that with the right choice of photopolymer, additive manufacturing can be successfully used to produce complex parts, resulting in extremely fast production, high precision, and even lower costs compared to other conventional technologies.
Key words: Additive technologies, 3D printing, LCD technology, material properties, photopolymer materials - HARZ Labs Industrial Nylon-like, HARZ Labs Industrial ABS.
Gnevashev Denis Alexandrovich, candidate of technical sciences, head of the department, [email protected], Russia, Moscow, Moscow Polytechnic University,
Ruslan Sergeevich Belov, master, [email protected], Russia, Moscow, Moscow Polytechnic
University
УДК 621.791
DOI: 10.24412/2071-6168-2023-3-26-32
ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ НАПЛАВЛЕННОГО МЕТАЛЛА В ЗОНАХ ПЛАСТИЧЕСКОЙ ДЕФОРМАЦИИ
А.Е. Хачкинаян
Изложена методика теоретического расчёта температуры наплавленного металла детали, позволяющая аналитически определить температуры в зонах пластической деформации в процессе её нанесения на цилиндрические детали и в момент выключения сварочной дуги. Получены теоретические и экспериментальные зависимости распределения температуры наплавленного металла в зонах пластической деформации на каждом наплавленном валике на поверхности и по глубине детали.
Ключевые слова: наплавленный металл, температура наплавленного металла, упрочнение, пластическая деформация.
При наплавке цилиндрических деталей нанесённый слой металла находится в горячем состоянии и температура его непрерывно повышается вследствие притока тепла от сварочной дуги. Термический цикл наплавки деталей влияет на производительность наплавки и качество наплавленного слоя. Он протекает в условиях быстро изменяющихся температур. Тепловые процессы, происходящие при наплавке деталей и поверхностной пластической деформации горячего металлопокрытия, в значительной мере определяют физико-механические свойства и износостойкость поверхностного слоя и оказывают большое влияние на процессы и производительность пластической деформации [1, 3, 4, 7, 14]. В связи с этим при изучении и моделировании процессов упрочнения и формообразования горячего металлопокрытия необходимо оценивать параметры температурного поля в зонах упрочнения. Решение этой задачи наталкивается на значительные трудности, так как получить информацию о температурных полях экспериментальным путём можно только в результате постановки трудоемких специальных опытов.
26
Вопросы расчёта процессов распространения тепла в зоне пластической деформации при наплавке цилиндрических деталей, имеющих сложные очертания и конечные геометрические размеры, до последнего времени достаточно не разработаны. Некоторые работы по решению подобных задач выполнены на основе теории источников тепла, разработанной Н.Н. Рыкалиным [1].
В.А. Шебанов [2] разработал методику приближённого расчёта термических циклов при наплавке цилиндрических деталей вдоль образующей. В работах В.И. Махненко [3, 4] получены более точные аналитические зависимости, характеризующие процесс распространения тепла при наплавке цилиндрических деталей по винтовой линии. Эти зависимости сложны, что затрудняет их применение при практическом проектировании технологических процессов наплавки и упрочняющей обработки деталей. В разработанной А.А. Орловым [5] методике расчёта температурных полей, наплавляемых по винтовой линии цилиндрических деталей, использованы зависимости Н.Н. Рыкалина [1] и учтены кривизна и ограниченность геометрических размеров деталей путём введения поправок. Полученные выражения отличаются простотой при инженерных расчётах температурных полей при сварке. Зависимости, вычисленные Н.И. Бойко, позволяют произвести расчёт температурных полей в зоне деформации детали [6-8].
Творчески развивая работы В.И. Махненко, А.А. Орлова, Н.И. Бойко [3-8], на основе известных методических подходов Н.Н. Рыкалина [1], получили ряд решений, позволяющих определить температуру наплавленного металла в зоне пластической деформации. При разработке схемы расчета температурных полей, возникающих на поверхности и в глубине упрочняемого металлопокрытия, за основу была принята расчетная схема теплового процесса мощного быстродвижущегося точечного источника тепла в полубесконечном теле с учетом упрощающих допущений [9, 10]:
- количество тепла, вводимого в основной металл детали сварочной дугой в единицу времени,
постоянно;
- коэффициенты теплофизических свойств основного металла неизменны и не зависят от температуры;
- теплообмен между деталью и средой отсутствует;
- структурные и фазовые превращения металла протекают без выделения тепла.
При расчете температуры металлопокрытия наплавляемую деталь рассматривали как цилиндр, развернутый в эквивалентную в тепловом отношении пластину (рис. 1).
--1-
р
¿3 О, А,
X к -1 Оз \r2 V А, А3
\
,Oi S А)
Y ГГ
Рис. 1. Схема развертки цилиндра в эквивалентную пластину и расположение фиктивных точек при наплавке
Площади поперечных сечений цилиндра и пластины равны, то при длине пластины Ьп = 2лЯн её толщина определится по формуле [11, 12]:
{ 5ТТ ^ 1 —
5п =5ц
'ц
2R
мм,
н у
где 5п - толщина расчетной пластины, мм; 5ц - толщина стенки цилиндра, 5ц = Ян - Яв, мм (для сплошной детали 5ц = Ян, мм); Ян - наружный радиус детали, мм; Яв - внутренний радиус детали, мм.
Любая рассматриваемая в стенке цилиндра точка А с полярными координатами Яд, фд занимает в эквивалентной пластине положение, определяемое прямоугольными координатами:
¥п - ¥ц; Хп -фА • Кн; 2п -
i>2 i>2 ^н ~ КА
2Ян
Сварочная дуга перемещается вдоль детали по образующей О\ - О, (рис. 1), а зоны деформации (( - А, и - В,) удалены от неё на расстояние:
Т, {фА + 360-(у -1)1 ХА (В,) = Усв. - Ъ = Усв - —---1 , см >
6 • пд
где Усв - скорость наплавки, см/с; т.- - интервал времени, после которого наплавленный валик попа-
дает в зону упрочнения, с; /
-1. мин ;
порядковый номер наплавленного валика; Пд - частота вращения детали.
фА - угол смещения зоны деформации от сварочной дуги, град.
Ограничение расчетных пластин по ширине, длине и толщине (рис. 1) должно учитываться суммарным действием фиктивных источников тепла или основного источника на фиктивные точки, зеркально отраженные границами пластины [13, 14]. Метод фиктивных источников можно применить в случае, если тепловой поток с поверхности значительно отличается от теплового потока внутри тела детали. При этих условиях границу между потоками можно принять как адиабатическую (теплонепроницаемую), что упрощает расчеты. При этом выполняется формальный прием, который заключается в том, что от адиабатической границы на определенном расстоянии действует основной источник - сварочная дуга. Мысленно на таком же расстоянии от границы располагаем фиктивный источник теплоты такой же мощности, что и основной. Физически этот случай можно представить следующим образом: тепловой поток достигает адиабатической границы, отражается от нее в обратном направлении по тому же закону, по которому он распространялся бы дальше в случае отсутствия адиабатической границы.
Таким образом, температуры, возникающие в точках тела вблизи адиабатической границы в результате совместного действия основного и отраженного потоков теплоты, равны сумме температур искомой точки бесконечного тела в результате совместного действия двух источников. Такой приём позволяет нам перейти от полубесконечного к бесконечному телу при одновременном сохранении заданных граничных условий [15].
Если сварочной дугой наплавляются валики по винтовой линии на поверхность цилиндрической детали на расстоянии шага наплавки один от другого, то после развертки цилиндра в пластину (рис. 1) температура точек в зонах деформации А(В) определится суммой температур основной точки А\ В)
пластины и бесконечного множества фиктивных точек Ак (Вк ). Координаты фиктивных точек определяются из выражения [16]:
ГА к =•
(25п)2 + (¿1±/ • Ян)2
см;
ГАК; =■
(25п)2 + (к2± / • Ян)2
см,
V 100 АК V 100
где к\, к2 - расстояние от сварочной дуги до фиктивных точек, мм; / - порядковый номер наплавляемого валика.
Знак минус под корнем указывает на приближение сварочной дуги к фиктивной точке, плюс -на удаление.
С учетом принятых допущений применим принцип наложения температур. Температура в зоне сварочной дуги распространяется в плоскости, перпендикулярной к оси ее перемещения. Тогда наплавленный валик металла будет действовать на соседние валики как сосредоточенный источник, а температурное поле можно рассматривать как сумму температур от независимо действующих сосредоточенных источников. Температуру в зоне деформации /-го валика с учетом приращения температур от предшествующих валиков удобно оценивать выражением [17]:
ТА, Щ, ф 4, ) = Т0 + ЕТ-П-1 + ?н.в., °С, (1)
1
/-1 t
где То - начальная температура материала детали, °С; у -п+1 - сумма приращения температур в точ-
/ -п-1
1
ках деформации наплавленного металла вдоль зон упрочнения за соответствующие отрезки времени, °С; Тн в - приращение температуры в рассматриваемой точке непосредственно от наплавленного валика, °С;
t - время, после которого наплавленный металл попадает в зону деформации, с; п - количество валиков, наплавленных до /-го.
Так как все точки зоны деформации А-А(В-В) расположены на одинаковом расстоянии от образующей перемещения сварочной дуги вдоль цилиндрической детали (рис. 1), то Тнв для любого
наплавленного валика будет равна температуре первого валика в зоне деформации тЧ (т^ ) и опреде-
А1 В1
лится применительно к наплавке толстостенных или сплошных цилиндров по уравнению [16, 17]:
ц • ехр
Т Ь -
( V 2 ^
^св. • ГАц 4а • Хц
2 тс • X • X а, .
1 + ехр
' Ус (А - А
св" А,.
А,
-ки'
4а • ха1;
(
+ ехр 28
Ус
Г2 - г"2 )
УАц ГАки) 4а • ХАи
°С,
(2)
+
где q - эффективная мощность сварочной дуги, Дж/с; Гд = ^2Д + УД, ~ Расстояние от направления
движения сварочной дуги до соответствующей К-й точки от оси перемещения ,-го валика, см; а - коэффициент температуропроводности, см2/с; X - коэффициент теплопроводности, Дж/см-с-К; у - координаты точек по оси У, перпендикулярной движению сварочной дуги, которые в общем виде можно выразить через следующие зависимости:
уД2„ = п- В - уд,; УА(2п+1) = п -В + УА,; УА, = Ян - ФА, где В - ширина расчетной пластины (рис. 1), В = 2%Ян, см; 2 л - координаты точек по оси 2, которые в
н А1,
общем виде можно выразить через зависимости
2А2п = п-5п -2А1; 2а(2п+1) = п-5п + 2а, ; 2а^ = (Я2 -Я2)/^,
По мере горения сварочной дуги вводимое тепло постепенно прогревает металл детали. Температура ранее наплавленного металла повышается по мере наплавки последующих валиков от начальной температуры То до температуры предельного состояния Тпр . Используя совместно выражения (1), (2)
и принимая во внимание предпосылку, что температура предельного состояния наплавленной детали в зоне деформации равна температуре в зоне деформации последнего наплавленного валика, температуру по длине детали в зонах упрочнения в момент прекращения действия сварочной дуги можно определить по формуле [15-17]:
Т пр. = ЕТ;=и + тД+ То, oС, 1 1 где т - общее количество наплавленных валиков.
Температуру любой точки наплавленного металла в зонах упрочнения детали сразу после прекращения действия сварочной дуги представим в виде
ТА, = Тпр. -^А, (Р А,, Ъ А, ), °С где ^д - коэффициент теплонасыщения определяемой точки в зоне деформации, находим по графику
[16] в зависимости от безразмерных критериев расстояния и времени:
Р А, = ^^; Ъ А, = ; Уо = А-; Яд = уо - Ц,
, 2а , 4а 10 -1 ,
где Яд - расстояние от рассматриваемой точки до оси последнего наплавленного валика, см; - интервал времени наплавки от рассматриваемой точки до последнего валика, с.
Исследовано распределение температуры металлопокрытия валиков рессорного подвешивания электровозов ВЛ-60 диаметром 60 мм из стали 45 в зонах механической обработки и пластической обработки [17]. По экспериментальным и теоретическим данным построены графики распределения температуры наплавленного металла в зоне деформации роликом в процессе наплавки (рис. 2) непосредственно сразу же после сварочной дуги и в момент прекращения наплавки (рис. 3) (в момент выключения сварочной дуги). Температура наплавленного металла, находящегося под накатным роликом, зависит от расположения ролика относительно сварочной дуги. На рис. 4 представлены графики распределения температурного поля наплавленных валиков (индивидуально 1, 3, 6 и 9 валика) в зависимости от их расстояния до сварочной горелки. Так, например, при наплавке первого валика температура его в зоне деформации около 700 °С, при наплавке 4-го валика температура первого равна 650 °С и т. д. Или, например, при наплавке 6-го валика (рис. 4) его температура в зоне деформации равна 925 °С, а при наплавке 10-го валика температура 6-го валика в зоне деформации составляет 750 °С.
В зоне деформации температура валиков в момент их наплавки (рис. 2) находится в пределах 600...1200 °С. В момент прекращения горения сварочной дуги температура валиков находится в пределах 600... 1200 °С. По мере удаления сварочной дуги от наплавленного валика температура его уменьшается (рис. 4). Например, температура первого валика понижается с 700 °С до 580 °С, 3-го валика с 875 °С до 530 °С, 6-го валика с 925 °С до 675 °С, а 9-го с 1050 °С до 800 °С.
Наплавленный валик, в момент нанесения на вращающуюся деталь до подхода к резцу шлако-удаляющего приспособления, покрыт шлаковой коркой флюса. Поэтому накатной ролик смещен от сварочной дуги в сторону ранее наплавленного металла (валика) на 10.20 мм. Температура в зоне пластической деформации роликом валиков рессорного подвешивания электровозов, в зависимости от режимов наплавки и наплавочного материала, в момент наплавки находится в пределах 400.1000 °С, а в момент окончания наплавки - в пределах 600.950 °С.
Распределение температур по глубине детали во всех случаях схоже, экспериментальные исследования согласуются с теоретическими расчётами. Температурные поля на глубине 2 мм от поверхности и на поверхности наплавки практически не отличаются (разница не превышает 60 °С).
Равенство температур на поверхности и по глубине наплавленного слоя особенно ярко выражено в конце наплавки, а поскольку пластическая деформация происходит после окончания наплавки, то это даёт возможность говорить об однородности тепловых полей, возникающих на поверхности и на глубине детали. Таким образом, при оценке температурных полей можно опираться на температуры, возникающие на поверхности.
(после сварочной дуги) каждого наплавленного валика: 1 - на глубине 1 мм; 2 - на поверхности наплавленного валика
1200 1100
0
1000
&
£ 900
а
и
1 800
Н 700 600
^ 1 2 з 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
Номер наплавленного валика
Рис. 3. Распределение температуры каждого наплавленного валика
Ж
¿с >
У L>
тТ
Л тТ 2
п—Г" тТ s5 щ
~1
в момент окончания наплавки (выключения сварочной дуги): 1 - в зоне деформации; 2 - в зоне фрезерования
500
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 Номер наплавленного валнка
Рис. 4. Температура наплавленных валиков
в зоне деформации относительно сварочной горелки: 1, 2, 3, 4 - соответственно первый, третий, шестой, девятый валики
Исследованиями установлено [15-17], чтобы избежать самопроизвольного отпуска упрочнённого накатными роликами наплавленного слоя металла и произвести его упрочнение в оптимальном тепловом режиме, необходимо начинать накатку металлопокрытия после выключения сварочной дуги.
Список литературы
1. Рыкалин Н.Н. Расчёт тепловых процессов при сварке. М.: Машгиз. 1951. 296 с.
2. Шебанов В.А. Расчёт термических циклов при наплавке деталей цилиндрической формы вдоль образующей // Автоматическая сварка. 1961. № 12. С. 10-12.
30
3. Махненко В.И. К расчёту температурного поля при электродуговой наплавке круглых цилиндров // Автоматическая сварка. 1961. № 12. С. 6-9.
4. Махненко В.И., Кравцов Т.Г. Тепловые процессы при механизированной наплавке деталей типа круговых цилиндров. Киев: Наукова думка, 1976. 159 с.
5. Орлов А.А. Расчет температурных полей при наплавке цилиндрических деталей // Автоматическая сварка. 1963. № 11. С. 1-9.
6. Бойко Н.И. Расчёт температуры наплавленного металла в зоне деформации // Эксплуатация и ремонт транспортных и путевых машин: Межвуз. сб. науч. тр. Ростов н/Д: РИИЖТ, 1973. Вып. 93. С. 106-108.
7. Бойко Н.И., Богачёв В.А. Технология наплавки и температурные поля при комплексном восстановлении цилиндрических деталей // Сварочное производство. 1984. № 4. С. 5-7.
8. Бойко Н.И. Распределение температуры в зоне обработки наплавленного металла // Повышение надёжности и долговечности путевых и строительных машин технологическими методами: Межвуз. сб. науч. тр. Ростов н/Д: РИИЖТ, 1978. Вып. 142. С. 82-86.
9. Бойко Н.И., Какуевицкий В.А., Песенко А.В. Упрочнение термомеханической обработкой коленчатых валов при восстановлении их наплавкой // Сварочное производство. 1973. № 4. С. 15-16.
10. Бойко Н.И. Ремонт деталей машин с термомеханической обработкой роликами // Механизация строительства. 1974. № 11. С. 16-18.
11. Бойко, Н.И. Технология наплавки и температурные поля при комплексном восстановлении цилиндрических деталей / Н.И. Бойко, В.А. Богачев // Сварочное производство. 1984. № 8. С. 5-7.
12. Бойко, Н.И. Термомеханическое упрочнение наплавленного металла: монография. Ростов н/Д: РИИЖТ, 1986. 184 с.
13. Бойко Н.И. Повышение качества поверхности деталей машин ресурсосберегающими технологиями: учебник для вузов. - Ростов н/Д: РГУПС, 1995. 254 с.
14. Бойко Н.И. Зиновьев В.Е., Хачкинаян А.Е. Технические средства и методы повышения долговечности деталей транспортных машин: монография. Ростов н/Д: РГУПС, 2003. 238 с.
15. Бойко Н.И. Ресурсосберегающие технологии повышения качества поверхностных слоёв деталей машин: учебное пособие для вузов на ж.д. транспорте. М.: Маршрут, 2006. 198 с.
16. Бойко Н.И., Хачкинаян А.Е., Бойко Т.А. Исследование технологии повышения качества наплавленного металла деталей поверхностным пластическим деформированием: монография. Ростов н/Д: РГУПС, 2015. 193 с.
17. Бойко Н.И., Хачкинаян А.Е., Бойко Т.А., Коробейников В.В. Исследование влияния упрочняющей обработки горячего наплавленного металла деталей на его трение и изнашивание: монография. Ростов н/Д: РГУПС, 2017. 178 с.
Хачкинаян Амбарцум Ервандович, канд. техн. наук, доцент, [email protected], Россия, Ростов-на-Дону, Ростовский государственный университет путей сообщения
INVESTIGATION OF THE TEMPERATURE OF THE DEPOSITED METAL IN THE ZONES OF PLASTIC DEFORMA TION
A.E. Khachkinayan
A method for the theoretical calculation of the temperature of the deposited metal of a part is described, which makes it possible to analytically determine the temperatures in the zones of plastic deformation in the process of its application to cylindrical parts and at the moment the welding arc is turned off. Theoretical and experimental dependences of the temperature distribution of the deposited metal in the zones of plastic deformation on each deposited bead on the surface and along the depth of the part are obtained.
Key words: deposited metal, deposited metal temperature, hardening, plastic deformation.
Khachkinayan Ambarzum Ervandovich, сandidate of technical sciences, docent, [email protected], Russia, Rostov-on-Don, Rostov State Transport University
