CC BY
19
УДК 621.791.927 DOI: 10.30977/BUL.2219-5548.2018.82.0.35
ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ РЕЖИМА ИНДУКЦИОННОГО НАГРЕВА ПОВЕРХНОСТЕЙ, ВОССТАНОВЛЕННЫХ ЭЛЕКТРОКОНТАКТНОЙ
НАПЛАВКОЙ
Бережная Е.В., Кассов В.Д., Донбасская государственная машиностроительная академия
Аннотация. Представлен теплотехнический расчет режима индукционного нагрева поверхностей деталей, восстановленных электроконтактной наплавкой. Предложенный режим индукционного нагрева наплавленного слоя является промежуточным между закалочным и сквозным нагревом и позволяет произвести нагрев до необходимой температуры на заданную глубину деталей диаметром 50-120 мм.
Ключевые слова: индукционный нагрев, расчет, параметры нагрева, наплавленный слой, глубина нагрева.
Введение
Процесс электроконтактной наплавки компактными материалами (проволоками, лентами) осуществляется совместным деформированием привариваемого материала и поверхностного слоя детали, нагретых в зоне деформации короткими импульсами тока [13]. Перекрытие сварочных точек между собой достигается вращением детали со скоростью, пропорциональной частоте импульсов тока [3]. Таким образом, электроконтактную наплавку следует понимать как совокупность операций нагрева, деформации и охлаждения водой, в результате которых формирование окончательной структуры нанесенного слоя характеризуется неоднородностью дисперсности и механических свойств, а также различной чувствительностью к концентрации напряжений [4].
Наличие в поверхностном слое неоднородной структуры, обусловленной спецификой процесса наплавки, приводит к снижению стойкости деталей, работающих в условиях концентрации напряжений [5]. Регламентирование комплекса показателей физико-механического характера (механические свойства металла поверхностных слоев, микроструктура, остаточные напряжения с созданием благоприятного их распределения в поверхностном слое) является значительным резервом обеспечения надежности восстановленных деталей.
Для получения заданных характеристик восстановленных деталей требуется поста-дийное преобразование свойств в определенной последовательности с постепенным при-
ближением значений свойств к заданным [6, 7].
Стадийность обуславливается тем, что нельзя, с одной стороны, преобразовать одним методом одновременно все разнородные свойства деталей, с другой - получить сразу на одной стадии (операции) весь комплекс требуемых значений результирующих параметров [8]. Таким образом, если электроконтактная наплавка стальной лентой направлена на наращивание поверхностного слоя с преобразованием геометрических параметров детали и структуры материала, то последующая термообработка направлена на улучшение свойств поверхностного слоя для обеспечения высокой стойкости в условиях циклического нагружения.
В этой связи актуальной задачей является повышение эксплуатационной стойкости деталей за счет применения технологий комбинированной обработки.
Анализ публикаций
Высокие скорости нагрева восстановленных деталей обеспечивают ряд способов. Одним из наиболее эффективных является индукционный нагрев токами высокой частоты, преобразующий электромагнитную энергию в тепловую [9]. При выборе режима и способа термической обработки наплавленного слоя необходимо учитывать, что восстановлению наплавкой подвергается не все изделие, а только изношенные участки, а толщина ленты и глубина зоны термического влияния не превышает нескольких миллиметров [10, 11]. Поэтому наиболее оптимальным в данном случае будет применение
локального поверхностного метода нагрева токами высокой частоты [12], обладающего экономичностью, поскольку нет необходимости нагревать все изделие. Кроме того, к преимуществам индукционной обработки относится большая скорость нагрева, сокращающая время нагрева, по сравнению с пламенным способом, в 2,5 раза и более, а также значительное уменьшение окалинообразова-ния, составляющее в среднем 0,5-0,8 % от массы нагреваемого металла, и снижение обезуглероживания сталей, практически отсутствующего при нагреве до 1100-1200 °С
[13].
Применительно к конструкционным сталям рекомендуется нагрев поверхности детали до 880 °С при снижении температуры по глубине около 50-60 °С на каждые 3-4 мм вплоть до границы магнитных превращений, соответствующей 750 °С [10, 11]. Для цилиндрических деталей диаметром 50 мм приведен и обоснован теплотехнический расчет режима индукционного нагрева, при котором одновременно достигаются заданные значения поверхностной температуры и ее распределение по глубине поверхностного слоя
[14].
Цель и постановка задачи
Целью данной работы является определение параметров режима нагрева для индукционной обработки поверхностей, восстановленных электроконтактной наплавкой, с заданным распределением температуры по глубине восстанавливаемой рабочей поверхности цилиндрических деталей диаметром 50-120 мм.
Для достижения поставленной цели необходимо произвести аналитическое решение задачи нагрева с заданными параметрами скорости и глубины прогрева поверхностного слоя восстановленного изделия.
Расчет параметров режима индукционного нагрева
Предварительные эксперименты [11], а также данные [15] показывают, что при индукционном нагреве скорость роста поверхностной температуры до значения 880 °С не должна превышать 50 °С/с. Аналитическое решение, предложенное в [13], позволяет обеспечить оптимальный режим с заданными параметрами нагрева цилиндрических деталей диаметром 50 мм из конструкционных сталей, который занимает промежуточное положение между закалочным и сквозным
нагревом. Поставленная цель достигнута аналитическим решением задачи.
Глубина прогреваемого слоя хк определяется удельной мощностью р0, частотой индуктора f и временем нагрева При этом хк соответствует точке магнитных превращений. Расчет основан на модели поэтапного сквозного нагрева [9], в которой весь цикл разбит на следующие этапы:
1. Холодный режим - начало нагрева.
2. Первый промежуточный - начинается в момент времени ^«0,12^, где ^ - время сквозного прогрева детали, и поверхностная температура Т01«650...700 °С.
3. Начало второго промежуточного этапа отвечает моменту ^«0,22^ при глубине прогретого слоя хк2=0,5Дк и температуре Тк2 на его внутренней границе, равной 750 °С, т.е. выше точки магнитных превращений. В пределах слоя магнитная проницаемость ц=1 и удельное сопротивление р=10-6 Ом м, что справедливо для большинства конструкционных сталей.
Для деталей диаметром D2=2R2=50 мм показано, что оптимальные параметры нагрева достигаются при времени совпадающем с моментом окончания второго промежуточного этапа [13]. В этом случае глубина прогреваемого слоя хк« 10...11 мм и
Хк=Л>^, (1)
где Дк - глубина проникновения тока, равная
Д, * 0,503/7/ ,м (2)
2 - глубина активного (в отношении выделения тепла) слоя, определяемая как
С=М Дк.
(3)
Значение параметра М определяется по табличным значениям М в зависимости от
параметра т = (1 _ )/ (1 + ) и относительной глубины нагруженного слоя хк/Дк=^хк [9].
В рассматриваемом случае ^хк=1. Поскольку глубина нагрева сравнительно велика, а удельная мощность мала, в качестве среднего принимается значение т=-0,8. Тогда относительная магнитная проницаемость ферромагнитной сердцевины ц2=81 и М=0,944. При этом полагается, что электрические параметры не зависят от мощности, а
изменение значений т в пределах от -0,75 до -0,95 не приводит к существенным ошибкам.
Дополнительным условием выполнения соотношения (1) является Дк<0,2D2 или 2,<0,2D2, которое для рассматриваемого режима нагрева выполняется при значениях диаметров деталей больших 50 мм [13].
Решение уравнения теплопроводности с правой частью, не равной нулю, позволяет определить значение температуры Т на расстоянии х от поверхности детали [9]
Т (х) = 2 р^2 [т + 5 (а, р, т)] / А,
(4)
где а=1-£^2 - относительная глубина активного слоя;
Р=1-х^2 - относительная координата; x=at/R2 - критерий Фурье. Экспериментально проверены и рекомендованы значения коэффициента теплопроводности А=41,87 Вт/(мград) в диапазоне температур от 0 до 800 °С и температуропро-
водности а=6,25 10_б м2/с, соответствующим примерно 800 °С.
Значения вспомогательной функции 5(а, Р, т) при т<0,2 приведены в табл. 1-2 [9].
При т>0,2 выражения для 5(а, Р, т) не зависят от т и имеют следующий вид:
5(а,р,т) - 5(а,р) = - (2р2 +а2 -3-41пр)
для Р>а; (5)
о/ о \ о/ Р2 а2 а21п а 5(а,р, т) - 5(а,р) = — + — +-г
4 8 2(1 -а2)
при Р<а.
(6)
Из выражения (4) следует, что значения температуры Т0 на поверхности детали (х=0, в=1) и Тк на ее глубине (х=хк, в=вк) составят
Т = 2 р(^2 [т + 5 (а, 1, т)]/ А; (7) Тк = 2р0^[т + 5 (а, Рк, т)]/А. (8)
Таблица 1 - Значения вспомогательной функции 5(а, в, т) для цилиндра
т а в
1,0 0,9 0,8 0,7 0,6
0,20 1,0 0,1250 0,0775 0,0350 -0,0025 -0,0350
0,9 0,1013 0,0788 0,0363 -0,0012 -0,0337
0,8 0,0800 0,0708 0,0417 0,0042 -0,0283
0,7 0,0613 0,0563 0,0404 0,0125 -0,0200
0,6 0,0450 0,0421 0,0329 0,0164 -0,0087
0,15 1,0 0,1175 0,0705 0,0297 -0,0050 -0,0339
0,9 0,0939 0,0720 0,0312 -0,0037 -0,0336
0,8 0,0732 0,0645 0,0369 0,0019 -0,0273
0,7 0,0553 0,0508 0,0362 0,0105 -0,0192
0,6 0,0400 0,0375 0,0294 0,0147 -0,0080
0,10 1,0 0,1093 0,0630 0,0241 -0,0077 -0,0328
0,9 0,0860 0,0646 0,0310 -0,0063 -0,0316
0,8 0,0658 0,0576 0,0318 -0,0006 -0,0263
0,7 0,0488 0,0448 0,0314 0,0083 -0,0183
0,6 0,0347 0,0329 0,0260 0,0131 -0,0073
0,05 1,0 0,0906 0,0458 0,0120 -0,0122 -0,0283
0,9 0,0677 0,0480 0,0137 -0,0110 -0,0272
0,8 0,0491 0,0426 0,0209 -0,0049 -0,0227
0,7 0,0345 0,0317 0,0221 0,0043 -0,0155
0,6 0,0233 0,0220 0,0179 0,0094 -0,0054
0,025 1,0 0,0712 0,0289 0,0018 -0,0133 -0,0205
0,9 0,0490 0,0317 0,0037 -0,0120 -0,0201
0,8 0,0362 0,0278 0,0115 -0,0068 -0,0169
0,7 0,0211 0,0196 0,0138 0,0016 -0,0117
0,6 0,0132 0,0129 0,0110 0,0063 0,0036
Выражение (7) позволяет определить необходимую удельную мощность р0 для нагрева поверхности до заданной температуры Т0
р =
АТ0
2Д2[т + 5 (а,1, т)]
, Вт/м2.
(9)
При делении Т0 на Тк в выражениях (7) и (8) определяется время нагрева ^
Т / Т =
10' 1 к
х + S (а,1, т) т + S(а,Рк,т) •
(10)
R2 R2 г„ = —^ т = —2-
т
S (а,1)-Т0 S (а,Рк)
-1
.(11)
Поскольку отношение Т0/Тк задано, то при т<0,2 его значение подбирается интерполированием приведенных табличных данных и последующей подстановкой в критерий Фурье. Для т>0,2 вспомогательная функция £(а,в,т) не зависит от т, и подстановка его значения из выражения (10) в критерий Фурье дает время прогрева
Оптимальный нагрев под нормализацию деталей диаметром 50 мм достигается при глубине прогрева хк= 10-11 мм, что соответствует, согласно (2), диапазону частот ^2100-2530 Гц [14]. Поскольку частота ^2400 (2500) Гц и является одной из основных в обширной номенклатуре выпускаемых тири-сторных преобразователей, то в дальнейшем принимается хк=Дк=10 мм.
0
а
а
Таблица 2 - Значения вспомогательной функции S(a, в, т) для цилиндра
т а в
0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0
0,20 1,0 -0,0625 -0,0850 -0,1025 -0,1150 -0,1225 -0,1250
0,9 -0,0612 -0,0837 -0,1012 -0,1137 -0,1212 -0,1237
0,8 -0,0558 -0,0783 -0,0958 -0,1083 -0,1158 -0,1183
0,7 -0,0475 -0,0700 -0,0875 -0,1000 -0,1075 -0,1100
0,6 -0,0362 -0,0587 -0,0762 -0,0887 -0,0962 -0,0987
0,15 1,0 -0,0574 -0,0758 -0,0895 -0,0990 -0,1045 -0,1063
0,9 -0,0562 -0,0747 -0,0885 -0,0980 -0,1036 -0,1054
0,8 -0,0512 -0,0699 -0,0840 -0,0937 -0,0995 -0,1013
0,7 -0,0434 -0,0626 -0,0771 -0,0872 -0,0932 -0,0951
0,6 -0,0329 -0,0526 -0,0667 -0,0782 -0,0845 -0,0864
0,10 1,0 -0,0519 -0,0658 -0,0754 -0,0816 -0,0850 -0,0861
0,9 -0,0508 -0,0649 -0,0748 -0,0811 -0,0849 -0,0856
0,8 -0,0462 -0,0609 -0,0712 -0,0779 -0,0817 -0,0829
0,7 -0,0391 -0,0547 -0,0659 -0,0734 -0,0776 -0,0790
0,6 -0,0295 -0,0461 -0,0584 -0,0667 -0,0715 -0,0731
0,05 1,0 -0,0382 -0,0439 -0,0470 -0,0485 -0,0495 -0,0497
0,9 -0,0373 -0,0435 -0,0469 -0,0485 -0,0494 -0,0497
0,8 -0,0342 -0,0412 -0,0453 -0,0474 -0,0485 -0,0488
0,7 -0,0289 -0,0376 -0,0428 -0,0456 -0,0472 -0,0476
0,6 -0,0214 -0,0322 -0,0391 -0,0433 -0,0454 -0,0460
0,025 1,0 -0,0234 -0,0247 -0,0249 -0,0250 -0,0250 -0,0250
0,9 -0,0233 -0,0247 -0,0249 -0,0250 -0,0250 -0,0250
0,8 -0,0217 -0,0236 -0,0244 -0,0246 -0,0247 -0,0248
0,7 -0,0191 -0,0224 -0,0238 -0,0244 -0,0246 -0,0247
0,6 -0,0141 -0,0119 -0,0227 -0,0240 -0,0245 -0,0247
Порядок расчета параметров нагрева деталей диаметром 50 мм при т>0,2 может быть использован для второго крайнего значения 120мм из заданного диапазона [13]:
1. Для D2=2R2=0,12 м, хк=Дк=10-2м согласно (3) определяются: 2=МДк=0,944-10"2; а= 1 -^=0,8427; рк= 1 -хк^=0,8333.
2. Значение критерия т определяется его подбором по заданному отношению (10) и составит Т)/ТК=880/750=1Д73.
Задавая т=0,2 по приведенным табличным данным, интерполированием определяется значение вспомогательной функции £ для поверхности детали £(0,8427; 1; 0,2)=0,0891.
Аналогично для глубины нагрева хк определяется: £(а,рк,т)=£(0,8427; 0,8333; 0,2)=0,051.
Оптимальный нагрев под нормализацию деталей диаметром 50 мм достигается при глубине прогрева хк=10...11мм, что соответствует, согласно (2), диапазону частот ^2100...2530 Гц [13]. Поскольку частота ^2400 (2500) Гц и является одной из основных в обширной номенклатуре выпускаемых тиристорных преобразователей, то в дальнейшем принимается хк=^к=10 мм. Порядок расчета параметров нагрева деталей диаметром 50 мм при т>0,2 может быть использован
для второго крайнего значения 120 мм из заданного диапазона [13].
3. Для D2=2R2=0,12 м, хк=Дк=10-2м согласно (3) определяются: 2=МДк=0,944-10"2; а= 1 -^=0,8427; рк= 1 -хк^2=0,8333.
4. Значение критерия т определяется его подбором по заданному отношению (10): Т(/Тк=880/750= 1,173.
Задавая т=0,2 по приведенным табличным данным, интерполированием определяется значение вспомогательной функции 5 для поверхности детали: 5(0,8427; 1; 0,2)=0,0891.
Аналогично для глубины нагрева хк определяется: 5(а,рк,т^(0,8427; 0,8333; 0,2)=0,051.
Подстановка полученных значений вспомогательной функции в выражение для Т0/Тк при т=0,2 дает Т0/Тк=1,152, что меньше заданного значения и, соответственно, требует уменьшения т. Для т=0,15 находятся: 5(0,8427; 1; 0,15)=0,08204; 5(0,8427; 0,8333; 0,15)=0,04554; Тс/Тк=1,18б56.
Следовательно, искомое значение 0,15<т<0,2. Для полученных значений функции 5 интерполированием подбирается т, для которого Т0/Тк=1,173. В результате получено: т=0,1667 и 5(а;1;т)=5(0,8427; 1; 0,1667)=0,0844.
5. Подстановка полученных значений т и 5 в выражения (9) и (11) даст время нагрева
с и необходимое значение удельной мощности при у»2500 Гц р0= 1,223 106 Вт/м2.
6. Проверка соответствия заданному изменению температуры нагрева по глубине слоя хк, для чего определяется значение Т на глубине х1=хк/2=5 10"3 м. Подстановка в выражение (10) Т\ вместо Тк позволяет получить:
Т1=Тэ[т+5(а,Р1,т)]/[т+5(а,1,т)], (12)
где параметры а, т и 5(а,1,т) определены выше, Р1=1-х^2=0,9167.
Значение вспомогательной функции 5(а,Р:,т)=5(0,8427; 0,9167; 0,1667)=0,0723 находится последовательным интерполированием данных, приведенных в табл. 1. Расчет позволяет получить значение Т1 равное 838 °С. Графическая зависимость изменения температуры по глубине слоя хк для диаметра детали 120 мм представлена кривой 1 на рис. 1. Для сравнения на графике приведена зависимость для диаметра 50 мм (кривая 2) [13]. Как видно, в рассматриваемом диапа-
зоне диаметров все зависимости Т(х) расположены между кривыми 1 и 2, т.е. соответствуют заданным параметрам нагрева. Кривая 3 на рис. 1 соответствует распределению температуры в слое хк1 в процессе прогрева и построена по данным работы [13].
Расчет приведен для начала второго промежуточного этапа в поэтапной модели. В этом случае хк1=0,5Дк, £=0,55Дк и т:=0,14 при диаметре D2=50 мм. Как видно из графической зависимости (кривая 3 на рис.1), параметры нагрева соответствуют заданным при диаметре детали 50 мм и заведомо выполняются для больших его значений аналогично кривым 1 и 2.
Для нагрева под нормализацию поверхностного слоя хк=10 мм и диаметре детали 50мм получено [13]: р0=1,81106 Вт/м2; ^«36с; т«0,358.
7. В рассмотренном диапазоне при других значениях диаметров результаты следующие:
7.1. R2=0,03 м; рс=1,61106 Вт/м2; ^=46,4 с; т=0,3224;
7.2. R2=0,04 м; рс=1,413106 Вт/м2; tк=65 с; т=0,253;
7.3. R2=0,05 м; рс=1,32^ 106 Вт/м2; tк=79 с; т=0,197.
При этом в зависимости от значения параметра т использовались выражения (5) и (6) или данные таблицы. Графические зависимости времени и необходимой удельной мощности от диаметра детали приведены на рис. 2.
Они позволяют по заданному диаметру определить значения р0 и необходимые для расчета параметров индуктора при нагреве восстановленного поверхностного слоя. При этом в заданном диапазоне диаметров деталей рассматриваемый нагрев занимает промежуточное положение между нагревом под закалку и сквозным прогревом, аналогично расчету для диаметра 50 мм, приведенному в [14].
Следует отметить, что данный подход, основанный на выражениях (1) и (3), может быть использован в случае коротких индукторов, предназначенных для локального нагрева под нормализацию участков цилиндрических деталей. В этом случае необходима компенсация потерь тепла из-за его отвода в холодные участки детали, что приведет к возрастанию времени нагрева или повышению удельной мощности. Предложенный режим индукционного нагрева является промежуточным между закалочным и сквозным
нагревом и позволяет одновременно получить необходимые значения температуры на поверхности и на заданной глубине прогретого слоя цилиндрических деталей диамет-
ром 50-120 мм при нормализации их поверхностей, восстановленных электроконтактной наплавкой.
Т, СС
900
850
800
750 О
А-
/
АУ
10 х10\
и
1=8 1=7 1=6 1=5 1=4
1=3
1=2
40
Рис. 1. Распределение температуры в слое хк =10мм для диаметров детали: 1 - 120 мм, 2 - 50 мм, и на промежуточном этапе нагрева при хк1 = 5 мм: 3 - 50 мм.
ръ- К)'*, Вт/м2 __с
1=9 |100
90 80 70 60
50 40 30
50 60 70 80 90 100 ПО 120
\ 1
\
□ о расчетные значения
11
Рис. 2. Зависимости времени нагрева (1) и удельной мощности (2) от диаметра восстановленной детали
Выводы
1. Представленные соотношения составляют полный алгоритм расчета режима индукционного нагрева для термической обработки цилиндрических поверхностей диаметром до 120 мм, восстановленных электроконтактной наплавкой, и позволяют опре-
делить основные параметры нагрева: удельную мощность, частоту и время прогрева при нормализации восстановленных деталей.
2. Проведенные исследования позволили расширить диапазон диаметров от 50 до 120 мм для индукционного нагрева при нормализации восстановленного поверхностного
слоя цилиндрических деталей, охватив значительную часть номенклатуры деталей типа «вал».
3. Аналитически показано, что с возрастанием диаметра деталей изменение температуры в поверхностном слое приближается к линейному. При этом нагрев остается промежуточным между закалочным и сквозным для режима с постоянной удельной мощностью.
4. Получены графические зависимости удельной мощности и времени прогрева от диаметра детали, позволяющие в диапазоне 50...120 мм рассчитать необходимый индуктор для нагрева при нормализации восстановленных поверхностей.
Литература
1. Bulychev V.V. Electrical resistance deposition with a wire and deceleration of the roller electrode / V.V. Bulychev, V.V. Zezyulya // Welding International. - 2011. - Vol. 25, No. 5. - P. 374-377. - DOI: 10.1080/09507116.2011.554231.
2. Burak P.I. Optimization of the process of electric resistance welding of metallic strips through an amorphous solder / P.I. Burak, A.V. Serov, R.A. Latypov // Welding International. - 2012.
- Vol. 26, No. 10. - P. 814-818. - DOI: 10.1080/09507116.2011.653168.
3. Saifullin R. N. Improvement of Performance of Machine Parts by Electrocontact Welding of Composite Materials / R. N. Saifullin // Journal of Friction and Wear. - 2007. - Vol. 28, No. 2.
- P. 206-211, DOI: 10.3103/S1068366607020122.
4. Berezhnaya E.V. Investigation of microplastic deformation of metal deposited by electric resistance method / E.V. Berezhnaya, V.D. Kuz-netsov, V.D. Kassov, P.A. Gavrish // The Paton Welding Journal. - 2017. - №7. - P. 19-22. -Available at: https://doi.org/10.15407/tpwj2017.07.04
5. Chapetti M.D. Ultra-long cycle fatigue of high-
strength carbon steels. Part 1: Revive and analysis of the mechanism of failure / M.D. Chapetti, T. Tagawa, T. Miyata // Materials Science and Engineering. - Vol. 356. - 2003. - P. 227-23.
6. Heng C. Fatigue properties of low carbon low sili-
con TRP-steel / C. Heng // Shanghai Metals, 2009. - Vol.31. - №1. - P. 6-9.
7. Marines I. An understanding of a very high cycle fatigue of metals / I. Marines, X. Bin, C. Bathias // International Journal of Fatigue. -2003. - Vol.5. - P. 1101-1107
8. Wang Q.Y. Subsurface crack initiation due to ultra-high cycle fatigue / Q.Y. Wang, G. Baudry, C. Bathias, J.Y. Berard // Advanced in mechanical behavior, plasticity and damage. Proceedings of EUROMAT 2000. - Vol. 2. -
Amsterdam - Lausanne - NewYork: Elsivier, 2000. - P. 1083-1087.
9. Слухоцкий А.Е. Индукторы для индукционно-
го нагрева / А.Е. Слухоцкий, С.Е. Рыскин // Л.: «Энергия», 1974. - 264с.
10. Бережная Е.В. Тепловое состояние режущего инструмента в зоне восстановительной электроконтактной наплавки / Е.В. Бережная // Нащйшсть шструменту та оптишзащя техно-лопчних систем: збiрник наукових праць. -№34. - 2014. - С. 197-200.
11. Бережная Е.В. К расчету температурного поля
при электроконтактной наплавке многослойных покрытий / Е.В. Бережная // Перспективные технологии, материалы и оборудование в литейном производстве: материалы IV международной научно-технической конференции. - 2013. - Краматорск: Донбасская государственная машиностроительная академия. - С. 31.
12. Головин Г.Ф. Высокочастотная термическая
обработка / Г.Ф. Головин, М.М. Замятнин // М.: Машиностроение, 1990. - 239 с.
13. Васильев А.С. Высокоинтенсивный индукци-
онный нагрев / А.С. Васильев, В.В. Царев-ский // Электричество. - 2001. - № 12. -С. 37-43.
14. Бережная Е.В. Выбор режима индукционного
нагрева для нормализации наплавленных поверхностей цилиндрических деталей / Е.В. Бережная // Вюник Приазовського державного техшчного ушверситету: збiрник наукових праць. - Вип. 34. - 2017. - С. 115-123.
15. Бабей Ю.И. Поверхностное упрочнение ме-
таллов / Ю.И. Бабей, Б.И. Бутаков, В.Г. Сысоев. - К.: Наукова думка, 1995. - 256 с.
References
1. Bulychev, V.V., Zezyulya, V.V. (2011). Electrical resistance deposition with a wire and deceleration of the roller electrode. Welding International, 25, 5, 374-377. DOI: 10.1080/09507116.2011.554231.
2. Burak, P.I., Serov, A.V., Latypov, R.A. (2012). Optimization of the process of electric resistance welding of metallic strips through an amorphous solder. Welding International, 26, 10, 814-818. DOI: 10.1080/09507116.2011.653168.
3. Saifullin, R. N. (2007). Improvement of Performance of Machine Parts by Electrocontact Welding of Composite Materials. Journal of Friction and Wear, 28, 2. 206-211. DOI: 10.3103/S1068366607020122.
4. Berezhnaya, E.V., Kuznetsov, V.D., Kassov, V.D., Gavrish, P.A. (2017). Investigation of microplastic deformation of metal deposited by electric resistance method. The Paton Welding Journal, 7, 19-22. Available at: https://doi.org/10.15407/tpwj2017.07.04
5. Chapetti, M.D., Tagawa, T., Miyata, T. (2003).
Ultra-long cycle fatigue of high-strength carbon
steels. Part 1: Revive and analysis of the mechanism of failure. Materials Science and Engineering, 356, 227-23.
6. Heng, C. (2009). Fatigue properties of low carbon
low silicon TRP-steel. Shanghai Metals, 31, 1, 6-9.
7. Marines, I., Bin, X., Bathias, C. (2003). An under-
standing of a very high cycle fatigue of metals. International Journal of Fatigue, 5, 1101-1107
8. Wang, Q.Y., Baudry, G., Bathias, C., Berard, J.Y. (2000). Subsurface crack initiation due to ultra-high cycle fatigue. Advanced in mechanical behavior, plasticity and damage. Proceedings of EUROMAT 2000, 2, 1083-1087.
9. Sluhotskiy, A.E., Ryiskin, S.E. (1974). Induktoryi
dlya induktsi-onnogo nagreva [Inductors for induction heating]. 264s. [in Russian].
10. Berezhnaya, E.V. (2014). Teplovoe sostoyanie
rezhuschego instrumenta v zone vosstanov-itelnoy elektrokontaktnoy naplavki [Thermal condition of the cutting tool in the zone of recovery electrocontact surfacing]. Nadiynist in-strumentu ta optimizatsIya tehnologichnih sis-tem. Zbirnik naukovih prats, 34, 197-200. [in Russian].
11. Berezhnaya, E.V. (2013). K raschetu tempera-
turnogo polya pri elektrokontaktnoy naplavke mnogosloynyih pokryitiy [To the calculation of the temperature field in the electric contact surfacing of multilayer coatings]. Perspektivnyie tehnologii, materialyi i oborudovanie v liteynom proizvodstve: Materialyi IV mezhdunarodnoy nauchno-tehnicheskoy konferentsii, 31. [in Russian].
12. Golovin, G.F., Zamyatnin, M.M. (1990). Vyisokochastotnaya termicheskaya obrabotka [High frequency heat treatment], 239s. [in Russian].
13. Vasilev, A.C., Tsarevskiy, V.V. (2001). Vyisokointensivnyiy induktsionnyiy nagrev [High intensity induction heating]. Elektrich-estvo, 12, 37 - 43 [in Russian].
14. Berezhnaya, E.V. (2017). Vyibor rezhima in-duktsion-nogo nagreva dlya normalizatsii naplav-lennyih poverhnostey tsilindricheskih detaley [Selection of induction heating mode for normalizing the weld surfaces of cylindrical parts]. Visnik Priazovskogo derzhavnogo tehnichnogo universitetu: zbirnik naukovih prats, 34, 115-123. [in Russian].
15. Babey, Yu.I., Butakov, B.I., Syisoev, V.G. (1995).
Poverhnostnoe uprochnenie metallov [Surface hardening of metals], 256s. [in Russian].
Бережная Елена Валерьевна - к.т.н., доцент, кафедра подъёмно-транспортных машин,
Донбасская государственная машиностроительная академия, г. Краматорск Донецкой области, +38 098-815-88-65, [email protected]
Кассов Валерий Дмитриевич - д.т.н., профессор, декан машиностроительного факультета, Донбасская государственная машиностроительная академия, г. Краматорск Донецкой области, +38 098-816-07-53, [email protected]
THERMAL CALCULATION OF THE INDUCTION HEATING MODE OF THE SURFACES RESTORED BY ELECTRIC CONTACT SURFACING
Berezhnaia O.V., Kassov V.D., Donbass State Engineering Academy
Abstract. Problem. The presence of a heterogeneous structure in the surface layer results in a decrease in the resistance of parts operating under conditions of stress concentration. Therefore, the improvement of the operational stability of fast-wearing machine parts through the use of combined treatment technologies is required. To obtain the specified characteristics of the restored parts, it is necessary to gradually change the properties in a certain sequence with a gradual approximation of the characteristic values to the specified ones. The staging is due to the fact that, on the one hand, it is impossible to change all the dissimilar properties of parts with one method at the same time and, on the other hand, to obtain the whole complex of necessary values of the resulting parameters at one stage. An urgent task is to improve the operational durability of parts through the use of combined technologies using induction treatment of the deposited layer. Goal. The purpose of this work is to determine the parameters of the heating mode for induction treatment of surfaces restored by electric contact surfacing with a given temperature distribution over the depth of the restored working surface of cylindrical parts with a diameter of50... 120 mm. Methodology. An analytical solution of the heating problem with the specified parameters of the speed and depth of heating of the surface layer of the reconditioned product was made. Results. The induction heating mode at a constant power density was proposed and analytically investigated. Given ratios allows determining the main parameters of heating to ensure calculation of the inductor for the normalization of the reconstructed surface of cylindrical parts. Scientific novelty. The proposed induction heating mode is intermediate between the quenching and cross-cutting heating and can simultaneously obtain the required temperatures at the surface and at a predetermined depth of the heated layer of cylindrical parts with a diameter of50-120 mm with the normalization of their surfaces restored with electric contact surfacing. Practical value. The results of the analytical calculation of the parameters of the induction heating mode for the normalization of the surface layer of the restored cylindrical parts allow the inductor to be cal-
culated and the generator selected for combined surface treatment.
Key words: induction heating, calculation, heating parameters, deposited layer, heating depth.
ТЕПЛОТЕХН1ЧНИЙ РОЗРАХУНОК РЕЖИМУ 1НДУКЦШНОГО НАГР1ВУ ПОВЕР-ХОНЬ, В1ДНОВЛЕНИХ ЕЛЕКТРОКОНТАК-ТНИМ НАПЛАВЛЕННЯМ
Бережна О.В., Кассов В.Д., Донбаська державна машинобудiвна академiя
Анотаця Наявтсть у поверхневому шарг не-однор1дно'1 структури, зумовлено'1 специфкою процесу електроконтактного наплавлення, приз-водить до зниження стшкостг деталей, що пра-цюють в умовах концентрацИ напружень. Отже, необх1дним е тдвищення експлуатацшно'1 стшко-стг швидкозношуваних деталей машин шляхом застосування технологи комбтованог обробки. Для одержання заданих характеристик в1дновле-них деталей необхгдне постадтне змтення влас-тивостей у певнш послгдовностг з поступовим наближенням значень характеристик до заданих. Стадштсть обумовлюеться тим, що не можна, з одного боку, змтити одним методом одночасно вс р1знор1дт властивостг деталей, а з тшого -одержати одразу на одтй стадИ весь комплекс необхгдних значень результуючих параметргв. Актуальним завданням е пгдвищення експлуата-цшноИ стшкостi деталей за рахунок застосуван-
ня комбтованих технологш з використанням т-дукцшног обробки наплавленого шару. Метою роботи е визначення параметрiв режиму нагрiву для тдукцшног обробки поверхонь, вiдновлених електроконтактним наплавленням, 13 заданим розподшом температур углиб вiдновлюваноi ро-бочог поверхт цилiндричних деталей дiаметром 50-120 мм. Проведено аналiтичне виршення за-дачi нагрiву 1з заданими параметрами швидкостi та глибини прогрiву поверхневого шару вiдновлю-ваного виробу. Запропоновано та аналiтично до^джено режим iндукцiйного нагрiву за пос-тшно'1' питомо'1' потужностi. Представлено за-лежностi, що дозволяють визначити основт параметри нагрiву, як забезпечують розрахунок iндуктора для нормалгзацИ вiдновлених поверхонь цилiндричних деталей. Запропонований тдукцт-ний режим нагрiву е перехiдним мiж гартiвним та наскргзним нагрiвом та дозволяе одночасно одержувати задану температуру на поверхнi та на необхiднiй глибинi прогрiтого шару цилiндрич-них деталей дiаметром 50-120 мм з нормал1за-цiею 1'х поверхонь, вiдновлених електроконтактним наплавленням. Одержанi результати аналi-тичного розрахунку параметрiв режиму тдук-цшного нагрiву для нормалгзацИ поверхневого шару вiдновлених цилтдричних деталей дозволяють провести розрахунок тдуктора та вибiр генератора для комбiнованоi обробки поверхнi.
Ключовi слова: iндукцiйний нагрiв, розрахунок, параметри нагрiву, наплавлений шар, глиби-на нагрiву.
