Чугун относится к группе металлов, трудно разрезаемых и неразрезаемых обычной кислородной резкой, поэтому для обра­ботки чугунных изделий применяют специальные методы терми­ческой резки: дуговую, электроконтактиую, кислородно-флюсо­вую, плазменную и воздушно-дуговую.

Дуговая резка не требует применения сложного оборудования и может осуществляться электродами с обычными и специальными покрытиями. Применение специальных электродов, например электродов ЛИМ, ОЗР-1, АНР-2, повышает производительность резки в 2 раза по сравнению с производительностью резки обыч­ными электродами. Подобные электроды для разделительной резки разработаны и за рубежом. Фирма «Кастолин» (Швейцария) вы­пускает электроды «Чемфертрод-03», рекомендуемые для поверх­ностной резки..

Дуговая резка возможна на переменном и постоянном токе. Ее основные недостатки: низкая производительность и плохое качество реза. Рез получается с большими неровностями и нате­ками металла с обратной стороны, которые трудно удаляются. Кроме того, с увеличением толщины разрезаемого металла про­изводительность процесса резки снижается.

При резке угольным электродом рез получается более чистым, но производительность остается низкой.

Электроконтактный способ обработки металлов основан на использовании теплоты, выделяющейся при прохождении элек­трического тока через участки с повышенным сопротивлением, которое возникает в месте контакта диска-инструмента и обраба­тываемой детали. Проходящий через место контакта электриче­ский ток разогревает, размягчает и плавит металл, облегчая удаление его с изделия. Для предотвращения плавления инстру­мента ему придают большую скорость вращения и искусственно охлаждают.

При электроконтактной резке на нагрев детали расходуется около 40—50% теплоты, выделяемой в рабочей зоне. Поэтому неизбежен значительный перегрев поверхностных слоев, что при­водит к получению зоны термического влияния с измененной струк­турой на глубину 1—4 мм. Углеродистая сталь и серый чугун при этом закаливаются. Твердость поверхности увеличивается в 1,5—2 раза.

Процесс осуществляется с использованием мощных токовых режимов до 15—20 тыс. А, поэтому установки для электрокон­тактной резки могут быть только стационарными и не заменяют рубку пневматическими зубилами.

При кислородно-флюсовой резке в струю режущего кисло­рода с помощью специальной аппаратуры непрерывно вводится порошкообразный флюс. При сгорании флюса выделяется допол­нительная теплота, которая повышает температуру в месте реза металла. Вследствие этого образующиеся окислы металла оста­ются в жидком состоянии и дают жидкие шлаки, легко вытекаю­щие из места реза и не препятствующие процессу резки. В ка­честве флюса используют сыпучий мелкозернистый железный порошок (размер зерен 0,1—0,5 мм) с некоторыми добавками.

Недостаток кислородно-флюсовой резки: при резке металла толщиной менее 15—10 мм большая часть флюса сгорает за пре­делами толщины металла, кроме того, возможно спекание флюса в мундштуке при перерывах в процессе его горения.

Количество выделяемых газов при сгорании флюса столь велико, что резчик должен работать в скафандре. Применять кис­лородно-флюсовую резку для очистки и обрубки литья взамен пневмообрубки' неудобно и экономически невыгодно. Однако для решения отдельных вопросов она может находить применение в литейном производстве.

Разделительную плазменную резку успешно применяют для резки специальных сталей, цветных металлов и их сплавов. Име­ются попытки применить плазменную резку в литейном произ­водстве. Например, на некоторых заводах плазменная дуга при­меняется для отрезки литников на стальном литье и для подрезки торцов чугунных труб. Работы, выполненные во ВНИИЛИТМАШе, подтверждают приемлемость плазменно-дуговой резки для раз­делительной резки чугуна. Величина зоны термического влияния при этом составляет 1,2—1,5 мм,

При поверхностной плазменной резке чугуна из-за недостаточ­ной кинетической энергии плазменной струи часть расплавлен­ного металла остается на поверхности реза, зона термического влияния получается значительной (до 3—5 мм), велика возмож* ность образования микро - и макротрещин, поэтому заменить пневмообрубку чугуна плазменной резкой в настоящее время не представляется возможным. Кроме того, следует учитывать сложность эксплуатации плазменных установок в условиях ли­тейных цехов.

Из всех термических методов резки воздушно-дуговая резка в большей степени пригодна для удаления излишков металла с поверхности отливки, т. е. для замены пневмообрубки зали­вов, приливов, металлоземляных пригаров и т. п. Процесс воз­душно-дуговой резки получил широкое применение в промыш­ленности для выполнения вспомогательных работ при сварке: подрубка корня шва и разделка кромок, выплавка дефектных швов, резка тонколистовой стали, снятие грата при контактной сварке, а также при ремонтных работах, переработке металла в скрап и т. п. Промышленному применению воздушно-дуговой резки способствовали широкие технологические возможности этого спо­соба обработки металла и высокая эффективность процесса. Воз­душно-дуговую резку используют на ряде судоремонтных заводов, а также при удалении дефектов в стальных отливках и поверх­ностных пороков при обработке крупных поверхностей. Наи­более широкое распространение воздушно-дуговая резка полу­чила как процесс поверхностной резки, применяемый для под­рубки корня шва или разделки кромок под сварку.

Одно из важных преимуществ этого способа: возможность его применения в различных пространственных положениях. На­иболее значительное внимание исследователи уделяли обработке низкоуглеродистых и легированных сталей. Основное внимание они обращали на физико-механические свойства поверхности кромок реза. Зона термического влияния при воздушно-дуговой резке сталей в 2, а в некоторых случаях в 7 раз меньше, чем при кислородной резке. Но одновременно при воздушно-дуговой резке наблюдается повышение твердости в зоне термического влияния, так как металл в непосредственной близости к резу частично науглероживается. Данные, приводимые по этому во­просу, характеризуются некоторой разноречивостью в оценке числового значения величины науглероживания, оцениваемого по содержанию углерода на поверхности кромок реза.

И. С. Кипнис и М. Д. Темиров считают, что науглероживание поверхности, обработанной с помощью воздушно-дуговой резки, не превышает 0,04%. О незначительности науглероживания ука­зывают также К. В. Васильев и И. С. Шапиро. По их данным^для низкоуглеродистой стали науглероживание составляет 0,06— 0,17%. По данным Ю. А. Маслова для стали 12Х18Н9Т — 0,05%, для 40ХНМА — 0,13%. По данным других авторов в отличие от ранее упомянутых, наоборот, при воздушно-дуговой резке имеет место значительное науглероживание, углубление электрода в обрабатываемый металл, что способствует повышению содержа­ния углерода на кромках реза.

Изучались Также характер электрического разряда и роль струи сжатого воздуха, ее динамический напор и др.

Отмечается высокая эффективность применения для воздуш­но-дуговой резки постоянного тока обратной полярности. И. С. Шапиро считает, что воздушно-дуговая резка на постоянном токе обратной полярности является непрерывным процессом, несмотря на попадание струи сжатого воздуха в столб дугового разряда. При прямой полярности устойчивость нарушается, что обусловлено не только влиянием интенсивного воздушного по­тока, но и свойством применяемой полярности. К. К. Хренов указывает, что при прямой полярности в металле образуется глубокий ярко выраженный кратер. Расплавленный металл при этом вытесняется из ванночки. В то же время при обратной поляр­ности кратер в металле не образуется, а, наоборот, жидкий ме­талл как бы втягивается в дугу, в центре дуги вспучивается, образуя выступ, поднимающийся над зеркалом ванны. Образова­нием такого жидкого мостика и объясняет И. С. Шапиро лучшие условия удаления расплавленного металла и эффективность воз - душно-дуговой резки на постоянном токе обратной полярности.

Изучалось также качественное влияние технологических па­раметров (силы тока и напряжения, скорости ведения процесса резки, диаметра применяемого электрода) на количество выпла­вляемого металла. Установлено, что хотя с повышением скорости резки уменьшается глубина выплавляемых канавок и площадь их поперечного сечения, при этом повышается количество металла выплавляемого в течение часа.

Знание качественного влияния технологических параметров на производительность и другие показатели процесса позволило установить количественные соотношения. Зависимость произво­дительности от тока приблизительно квадратичная. Удельный расход электроэнергии при уменьшении рабочего тока резко растет, достигая бесконечности при силе тока, близкой к пределу устойчивости дуги. Эффективность использования электрода по­вышается с увеличением тока, однако по достижении некоторого критического значения тока наблюдается снижение этого эффекта. Некоторые исследователи считают, что дальнейшее увеличение силы тока экономически нецелесообразно, так как увеличивается расход электродов, который является основной статьей затрат на осуществление процесса и, кроме того, наблюдается в месте реза отложение пленки аморфного углерода [7].

Другие авторы, наоборот, утверждают, что отложений аморф­ного углерода не наблюдается, и с экономической точки зрения выгодно увеличивать силу тока и выше критического значения, поскольку производительность резки продолжает расти, а удель-

Ный расхоД электроэнергий уменьшается. При этом указыва­ется, что при воздушно-дуговой резке на постоянном токе обрат­ной полярности процесс протекает устойчиво, поверхность реза получается наиболее чистой, производительность процесса наи­более высокая и остальные технико-экономические показатели выше, чем при применении постоянного тока прямой полярности.

Применение же переменного тока вообще затруднено. Неко­торые авторы рекомендуют в этом случае повышать напряжение холостого хода, использовать осциллятор и снижать давление сжатого воздуха [29]. Тогда воздушно-дуговую резку, по их мнению, можно использовать для обработки мелких канавок. В. С. Павличеико, наоборот, рекомендует применять понижен­ное напряжение холостого хода, за счет чего искусственно удли­няется длительность коротких замыканий. Причем он считает, что контактная стадия является решающим фактором при плавле­нии металла и называет процесс воздушно-электроконтактной резкой.

Однако известно, что при горении дуги выделяется теплоты в 6—8 раз больше, чем при коротком замыкании. Чтобы создать соответствующее тепловыделение в контакте, величину тока необ­ходимо увеличить в 8—10 раз, что можно достигнуть только в спе­циальных установках и в стационарных условиях, т. е. при обыч­ной электроконтактной резке, сущность которой изложена в на­чале раздела.

При воздушно-дуговой резке короткие замыкания предшест­вуют стадии горения дуги — это естественный подготовительный этап ее возбуждения. Стадия горения дуги определяет интенсив­ность плавления металла. Следовательно, воздушно-дуговой резке присущ контактно-дуговой характер процесса при преобладаю­щем тепловыделении на стадии дуги. При понижении рабочего напряжения дуговой процесс становится менее устойчивым и при напряжении 22 В и ниже прекращается, одновременно прекра­щается и процесс резки.

Общетехнологические и экономические преимущества воздуш­но-дуговой резки способствуют распространению данного про­цесса в промышленности. Однако осуществление процесса тре­бует специальной оснастки и аппаратуры. В настоящее время в промышленности применяются несколько десятков типов ре­заков (электрододержателей). Такое многообразие вызвано тем, что ряд организаций и заводов создает самостоятельно различ­ные конструкции, имеющие зачастую незначительные отличия.

Централизованно изготовляется только один тип резаков РВД-4А-66 конструкции ВИИИАВТОГЕНМАШа. Эти резаки рассчитаны на ток 350—420 А, что ограничивает область их при­менения выплавкой корня шва, разделкой кромок под сварку, удалением дефектных участков сварного шва и срезкой заклепок. В литейном и прокатном производстве, где рубка пневматиче­скими зубилами особенно трудоемка и условия труда весьма

тяжелые, стандартные резаки из-за их малой мощности и уязви­мости практически не применяют.

Фирма Arcair (США) выпускает два типа резаков для воздушно­дуговой резки круглыми электродами: с вращающимися губками для работы электродами малого диаметра в монтажных условиях и с фиксированным углом крепления электрода для работы также круглыми электродами, но большого диаметра (до 3/4") для вы­полнения трудоемких операций по выплавке металла на повышен­ных токовых режимах.

Оригинальная конструкция электрододержателя для воздуш­но-дуговой резки предложена М. А. Винниченко. Сжатый воздух использован не только для выдувания металла, но и для надеж­ного зажатия электрода при помощи пневмопривода в корпусе резака. Но держатель работает только на токах до 500 А. Креп­ление электрода пневмозажимом также осуществлено в резаке Г. Н. Воеводина, который рассчитан на токи до 1000 А. Он весьма громоздок и тяжел.

В резаке конструкции В. С. Павличенко использован тот же принцип пневматического зажима электрода. Резак рассчитан на токи до 1300 А. Он также обладает рядом серьезных недостат­ков. В нем использован для поджатия электрода свободно исте­кающий, предварительно дросселированный воздушный поток. В этом случае давление в цилиндре не равно сетевому (4—5кгс/см2), а составляет всего 0,7—0,9 кгс/см2, что не обеспечивает надежного зажатия электрода.

Резак дает недостаточную по мощности воздушную струю для выдувания расплавленного металла, имеет паяные соедине­ния, разрушающиеся при интенсивной работе на большом токе. Не оправдано расположение воздушного вентиля на резаке, так как резчик пользуется им в среднем один раз в час при по­даче отливок в кабину. Это вызвано тяжелыми условиями работы и необходимостью дополнительного охлаждения во время малых пауз сильно нагретых губок. Сам вентиль оказывает значитель­ное сопротивление воздуху, снижает интенсивность воздушного дутья и утяжеляет резак. Отрицательно сказывается на работе шарнирного соединения его обмотка шнуровым асбестом, про­питанным жидким стеклом.

Перечисленные недостатки устранены в резаке, предложен­ном В. Н. Ломако. Воздушный вентиль вынесен за пределы ре­зака, в место подсоединения рукава к воздушной магистрали, причем сечение каналов вентиля соизмеримо с сечением рукава. Электрод вставляется в гнездо головки и зажимается подвижной медной губкой с помощью стального винта с асботекстолитовой рукояткой. Данный резак более надежен, обеспечивает интен­сивное воздушное дутье, что благоприятно сказывается на про­цессе резки и качестве поверхности реза. Однако конструкция резака с наличием выступающих частей остается громоздкой (прижимной винт), что затрудняет его применение при удалении лишнего металла внутри отливки. Большинство остальных кон­струкций резаков вообще непригодно для условий работы в ли­тейных цехах.

В ряде работ указано, что использование воздушно-дуговой резки позволявт ликвидировать такую трудоемкую операцию, какой является рубка пневматическим зубилом. Н. Е. Голубенко и С. А. Катык считают возможным использовать этот метод для удаления дефектных участков на отливках для изготовления деталей вагонов.

На некоторых сталелитейных заводах США воздушно-дуговая резка успешно применяется вместо рубки с помощью пневматиче­ского зубила. М. А. Хатламаджан провел сопоставление между воздушно-дуговой резкой и рубкой пневматическим зубилом при обрубке стального литья. Он указывает, что количество металла, удаляемое обрубщиком за смену с помощью пневматического зубила, составляет только 4—4,5 кг, тогда как при использова­нии воздушно-дуговой резки оно возрастает до 12—20 кг.

Широкое применение чугунного литья обусловливает целе­сообразность применения воздушно-дуговой резки для его обра­ботки. Однако использование для обработки чугуна воздушно­дуговой резки, осуществляемой на постоянном токе обратной полярности с помощью угольных электродов, малоэффективно. В связи с этим ряд авторов рекомендуют обработку чугуна уголь­ными электродами на постоянном токе прямой полярности.

Некоторые авторы считают более целесообразным при исполь­зовании воздушно-дуговой резки для обработки чугуна примене­ние переменного тока, однако в связи с недостаточной устойчи­востью поддержания дугового разряда на переменном токе при использовании угольных электродов они рекомендуют применять для этих целей металлические толстопокрытые электроды.

На возможность применения для чугуна воздушно-дуговой резки металлическими электродами также указывает К - В. Ва­сильев. Следует отметить, что и это решение недостаточно эффек­тивно, так как при резке с помощью металлических электродов максимальное количество металла, выплавляемого 1 кг электро­дов, не превышает 3 кг. По данным Ю. А. Маслова, при применении металлических электродов на 1 кг выплавленного металла рас­ходуется до 2 кг электродов, что превышает расход графитовых в 25—30 раз.

Общая черта всех способов газоэлектрической резки — на­грев и расплавление обрабатываемых металлов теплотой электри­ческой дуги. Струя газа, подаваемая при этом на поверхность металла, способствует интенсификации процесса и устраняет основной недостаток дуговой резки — низкую производительность и неудовлетворительное качество реза. Воздействие газовой струи на обрабатываемый металл при различных способах газоэлектри­ческой резки носит различный характер. Наиболее распространена среди способов газоэлектрической резки воздушно-дуговая резка. 156

Сущность воздушно-дуговой резки заключается в расплавле­нии металла электрической дугой и удалении расплава интенсив - ным потоком сжатого воздуха, подаваемого в зону реза. Оба про­цесса — нагрев и расплавление металла электрической дугой и удаление расплавленного металла струей сжатого воздуха — протекают одновременно. В отличие от дуговой резки, при кото­рой необходимо все время подогревать каплю расплавленного металла до момента ее отрыва от обрабатываемого изделия, что обусловливает затраты электроэнергии на перегрев и испарение металла, при воздушно-дуговой резке расплавленный металл удаляется немедленно. Поэтому этот способ резки не сопровожда­ется перегревом и испарением расплавленного металла и ограни­чивает теплоотвод в обрабатываемый металл.

При кислородной резке струя кислорода интенсифицирует рабочий процесс выделением большого количества теплоты, кото­рым сопровождается окисление металла, а при воздушно-дуговой резке струя газа оказывает только механическое воздействие на металл, расплавленный электрической дугой, удаляя его. Так - как электрическая дуга может расплавить металл лишь на опре­деленную глубину, то по диапазону обрабатываемых толщин и производительности процесса воздушно-дуговая резка уступает кислородной, но в отличие от нее может быть использована для обработки всех тех металлов, которые могут быть расплавлены с помощью электрической дуги.

Воздушно-дуговую резку применяют преимущественно для поверхностной обработки, но ее можно использовать и как разде­лительную. При поверхностной резке (рис. 36, а) закрепленный в резаке электрод направляют под углом 30—45° в точку начала реза и, сохраняя его положение, перемещают по линии реза, углу­бив конец электрода в образующуюся канавку. Воздушный по­ток, направленный вдоль электрода, выбрасывает выплавленный металл вперед и частично в стороны. На поверхности обрабаты­ваемого объекта может откладываться небольшое количество за­стывших шлаков, легко удаляемых по окончании резки.

При разделительной резке (рис. 36, б) электрод углубляется на всю толщину разрезаемого металла. Удерживая его под углом 60—90° и перемещая вдоль линии реза, получают сквозной разрез. При резке металла большой толщины конец электрода переме­щают внутри полости реза пилообразно, от верхней кромки к ниж­

ней и наоборот. Продукты резки выдуваются сквозь образующуюся полость. О роли струи сжатого воздуха можно судить из сравни­тельных данных, полученных И. С. Шапиро (табл. 44) по исполь­зованию различных рабочих газов: кислорода, воздуха, аргона и азота.

Таблица 44. Влияние применяемого газа на содержание продуктов расплава и производительность резки Применяемый газ Режим резки [2] Содержание по резуль­татам анализа, % по массе Произ­води - тел fa­ Сила тока, А Скорость резки, мм/мин Fe Fe304 Fe2Oa ll ость резки, кг/ч Кислород.......................... 200 580 *>—яа*;*: 70,1 15,4 14,5 6,28 Воздух............................... 190 570 80,3 7,9 11,8 6,20 Азот................................... 200 580 80,2 8,5 11,3 6,22 Аргон................................ 200 570 81,0 7,7 11,3 6,23

* Диаметр электрода 6 мм.

чества его поверхности. Некоторого разжижения расплава, а еле* довательно, и улучшения условий его удаления можно достиг­нуть, применяя повышенные токовые режимы, однако при этом резко возрастает магнитное дутье, затрудняющее ведение процес­са. С целью оценки величины магнитного дутья при применении постоянного тока рассмотрим действие на дугу магнитного поля тока рабочей цепи.

Рис. 37. Схема действия на дугу по­стоянного тока собственного попереч­ного магнитного поля

Магнитное поле в зоне дугового разряда создается собствен­ным током рабочей цепи. Его индукция может быть определена по закону Био-Савара—Лап­ласа:

dB = ці -^5- J.

Следовательно, для вычис­ления индукции, создаваемой всей сварочной цепью, необ­ходимо проинтегрировать урав­нение

dB = {і/ sin (dl, г)

в пределах изменения / игдля этой цепи. Однако, поскольку dB обратно пропорционально квадрату расстояния г элемента цепи dl до интересующей нас зоны, пределы интегрирования без существенной ошибки можно сократить, ограничив их участком цепи, непосредственно • примыкающим к дуге. Поле, создаваемое участком1 А В цепи (рис. 37) на расстоянии г от оси дуги при г <С

« лв

Оно направлено по касательной к окружности, центр которой совпадает с осью дуги и осью электрода. Взаимодействие этого поля со столбом дуги обусловливает силу, направленную к его центру (пинч-эффект). Она не вызывает отклонения столба. Ток, текущий по участку цепи CD, создает на расстоянии h поле (при CD > h)

В* ^ ^ Ш ’

которое в зоне дуги направлено перпендикулярно плоскости чертежа. По отношению к току дуги оно является поперечным, поэтому вызывает отклонение столба дуги. Воспользовавшись правилом левой руки, нетрудно обнаружить, что столб отклоня­ется вправо. Описанное явление отклонения столба дуги и есть магнитное дутье. Сила, действующая на столб,

Она растет пропорционально квадрату силе тока Дуґи, поэтому магнитное дутье становится все значительнее по мере увеличения силы тока. Так, при осуществлении воздушно-дуговой резки серого чугуна при I = 1000 А, длине дуги /д = 1 мм, величине h = 2 см электромагнитная сила, отклоняющая столб дуги,

F =*fx/2 ^ = 4-10-7 • 750* 1 ООО2 = 6,4# = 0,64 кгс = 640 гс.

Таким образом, при осуществлении воздушно-дуговой резки на постоянном токе возникает достаточно мощное магнитное дутье

Рис. 38. Осциллограммы процесса воздушно-дуговой резки: а — постоянный ток, обратная полярность (/ = 1200 A, w„ = 420 мм/мин); б — выпрямленный ток, обратная полярность (/ = 1200 A, wp = 420 мм/мин)

(при рабочем токе 1000 А достигает 640 кгс), что, естественно, затрудняет ведение процесса при работе вручную. При механизи­рованной воздушно-дуговой резке влияние собственного электро­магнитного поля сказывается в меньшей мере, но нейтрализовать его полностью не представляется возможным, это отрицательно отражается на качестве поверхности реза. Рез получается неров­ным, что связано с дополнительными затратами на обработку поверхности.

При воздушно-дуговой резке на токе обратной полярности от двух преобразователей ПСМ-1000, соединенных параллельно, процесс идет удовлетворительно, дуга горит достаточно устойчиво (рис. 38, а), но интенсивное магнитное дутье не позволяет полу­чать ровную поверхность реза, причем изменение полярности 160

не приводит к существенному изменению характера процесса. И на прямой, и на обратной полярности ванна расплавленного металла малоподвижна, поверхность реза получается рваной, в рытвинах. Продукты расплава, попадающие на поверхность металла рядом с резом, плотно прилипают, привариваются к из­делию в связи со значительным перегревом ванны расплавленного металла и с трудом удаляются зубилом. Капли высокоперегре­того металла и шлака, удаляемые из зоны реза струей сжатого воздуха, схватываются с поверхностью основного металла и друг с другом.

При применении сварочного выпрямителя ВДМ-1601 процесс резки протекает стабильно (рис. 38, б), поверхность реза несколько лучше, чем при резке на постоянном токе. Чистота реза зависит от применяемой полярности — выше при работе на выпрямлен­ном токе обратной полярности. Капли расплавленного металла так же, как и при воздушно-дуговой резке чугуна на постоянном токе, прочно схватываются с поверхностью детали. Некоторое улучшение качества поверхности реза при ведении процесса на выпрямленном токе можно объяснить несколько большей под­вижностью сварочной ванны. Однако при использовании выпрям­ленного тока так же, как и при работе на постоянном токе, ка­чество реза значительно уступает качеству поверхности отливки.

Первые исследования по применению переменного тока для воздушно-дуговой реки проводились под руководством К. В. Ва­сильева. Дуга уголь—металл переменного тока считается мало­пригодной для воздушно-дуговой резки вследствие низкой устой­чивости разряда. Устойчивость горения дуги, возбуждаемой угольным электродом и питаемой переменным током, может быть несколько повышена наложением на дугу дополнительного вы­сокочастотного разряда, проведением процесса резки при повышен­ных токовых режимах или при повышенном напряжении дуги. Однако удовлетворительное' протекание процесса удавалось по­лучить только при пониженном давлении сжатого воздуха (не более 2,5—3 кгс/см2), так как применение обычного для воздушно­дуговой резки на постоянном токе обратной полярности давления 4—6 кгс/см2 приводит к значительному уменьшению устойчиво­сти процесса.

При воздушно-дуговой резке переменным током рекомендова­лось зажигание дуги производить вначале без подачи воздуха, а затем последний подавать после надлежащего разогрева конца электрода. Для поверхностной воздушно-дуговой резки чугуна более целесообразным считалось применение металлических элек­тродов. Все эти приемы непригодны для обработки ‘Поверхностей чугунных отливок. Применение осцилляторов на обрубных уча­стках оказалось малоприемлемым в связи с повышенной запылен­ностью, в том числе металлической пылью.

При зажигании дуги без подачи воздуха переплавлен­ный участок получается с отбеленной (цементитной) структурой, зачастую с образованием сетки трещин. Уменьшение давления сжатого воздуха ухудшает условия удаления расплава из полости реза, способствует сохранению слоя расплавленного металла на поверхности реза, что приводит к увеличению зоны термического влияния, снижает качество поверхности реза, ухудшает отделя- емость выплавленного металла поверхности отливки. Приме­нение металлических электродов для поверхностной воздушно­дуговой резки чугуна позволяет значительно разбавить ванну расплавленного металла за счет материала электрода, снизить вязкость продуктов расплава и тем самым улучшить условия его удаления из полости реза. Однако этот путь экономически не оправдан из-за чрезвычайно большого расхода электродов.

Воздушно-дуговую резку можно рассматривать как своеоб­разную термическую обработку металлов, при которой материал детали подвергается местному тепловому воздействию.

В процессе воздушно-дуговой резки имеют место большие скорости нагрева и охлаждения зоны металла, примыкающей непосредственно к поверхности реза. В связи с высокой чувстви­тельностью чугуна к местному термическому воздействию воз­можен отбел поверхности реза, что затрудняет последующую ме­ханическую обработку. Кроме того, большой температурный пере­пад, связанный с концентрированным нагревом при термической резке, может вызвать значительные внутренние напряжения. Последние в связи с низкой пластичностью чугуна способствуют образованию трещин. На склонность чугуна к отбел у и трещино - образованию при любом методе термической резки оказывает влияние его химический состав, структура и режимы резки.

Наличие в чугунах высокого содержания кремния вызывает образование вязких шлаков, которые препятствуют нормальному протеканию процесса воздушно-дуговой резки. Поэтому важен выбор оптимального варианта процесса, позволяющего получать удовлетворительное качество обрабатываемой поверхности, в связи с чем необходимо рассмотреть применительно к чугуну основные характеристики процесса воздушно-дуговой резки, которые опре­деляются прежде всего родом тока и полярностью, характером электрического разряда, поведением ванны расплавленного ме­талла, влиянием струи сжатого воздуха.

Изыскание рациональных путей промышленного применения переменного тока при воздушно-дуговой резке значительно рас­ширяет область применения процесса, так как в этом случае повышается подвижность ванны расплавленного металла, т. е. улучшаются условия удаления расплава из полости реза. Кроме того, трансформаторы менее дефицитны, дешевле, надежнее в экс­плуатации, чём машины постоянного тока.

С увеличением силы тока стабильность горения дуги возра­стает. Это объясняется тем, что при увеличении тока повышается тепловая энергия электродов, представляющих собой наиболее инерционную часть системы тел, вовлеченных в дуговой разряд, изменение энергии которой определяет ход динамических характе­ристик дуг переменного тока. После прекращения протекания тока торец электрода, доведенный до температуры кипения (испа­рения), начинает охлаждаться в результате теплопроводности в сторону электрода. Лучевыми потерями и теплоотдачей боковой поверхностью можно пренебречь. Физические условия процесса позволяют воспользоваться для его описания тепловой теорией а именно: методом мгновенных источников и частным случаем распространения теплоты плоского источника вдоль бесконечного стержня. На торце электрода в этом случае температура убывает со временем

W

Т =

cyS (4 nat)4

где W — тепловая энергия; с, у, а — теплоемкость, плотность и температуропроводность материала электрода; S — площадь сечения электрода; t — время охлаждения электрода.

В примыкающем к дуге слое электрода малой толщины 5 внутренняя энергия выключения после тока и охлаждения на АТ убывает на величину AW = cy8S А Т. Для передачи ее тепло­проводностью необходимо время

* Д W субДТ

Г “ cLT _ — dT ’

4 ггs "гг

где т] — коэффициент теплопроводности.

Подставив теплофизические характеристики материала элек-

dT

трода и градиент температуры на его конце = 106К/м полу­чаем, что слой б = 0,02 см охлаждается на АТ = 1000° С за At = 0,01 с.

В опытах по исследованию устойчивости дуг переменного тока обнаружено весьма длительное существование проводимости после гашения дуги (в течение 0,04—0,2 с), т. е. значительно больше расчетных величин. Это явление наблюдалось при при­менении вольфрамовых и графитовых электродов и объясняется тепловым контактом газа с поверхностью электрода, разогретого дугой до высокой температуры и охлаждающегося до температуры прекращения термоэлектронной эмиссии (около 2000 К) в течение 0,05—0,5 с. Учитывая, что при воздушно-дуговой резке на пере­менном токе длина дуги короткая (0,1—1 мм) и редко достигает 2 мм, значительная тепловая энергия электродов и связанные с этим явления облегчают повторное зажигание дуги.

Вопросы теории дуги С—Fe постоянного тока достаточно полно изучены Г. М. Тиходеевым. Большое внимание он уделил вопросам измерения статических вольт-амперных характеристик дуги С(_)—Fec+), где показал, что при малых токах вольт-ампер - ная характеристика дуги в воздухе имеет падающий характер, а для мощных дуг — возрастающий характер.. Выполненные во 11* 163

ВНИИЛИТМАШе измерения вольт-амперных характеристик дуги С—Fe переменного тока показали аналогичные результаты.

Рис. 39. Статические" вольт-ам - лерные характеристики дуги: 1 — электрод 0 10 мм; 2 — элект­род 10Х 15 мм; 3 — электрод 15X15; 4 — электрод 15X25 мм 100 300 500 700 900 1100 1,А

Как видно из кривых, приведенных на рис. 39, вольт-ампер - ные характеристики дуги значительной мощности при использо­вании круглых угольных электродов диаметром 10 мм, а также угольных электродов прямоугольного сечения 10x15 мм и 15 X X15 мм имеют возрастающий характер, причем увеличение напря­жения дуги достигает 15—20 В. Это явление может быть объяснено тем, что размеры активных пятен на электродах с повышением тока имеют тенденцию к увеличению, а размеры поперечного

						2 t
						1
		г'
У'

Г00 300 500 700 900 1100 1300 1,А Рис. 40. Размеры активных пятен: 1 — расчет; 2 — эксперимент

сечения электрода их ограничивают. Этим и вызывается повыше­ние напряжения дуги.

Размеры активных пятен определяли по отпечаткам дуги на электродах (рис. 40). Полученные данные близки к расчетным по формуле D = 0,041 /1/2 — 0,18 см, предложенной Г. М. Тихо - деевым для дуги С("} — Fe(+>, исходя из условия, что столб дуги имеет круглоцилиндрическую форму.

Зависимость характера вольт-амперных характеристик дуги С—Fe переменного тока в воздухе от условий размещения актив­ных пятен на электродах подтверждается результатами кино­съемки. На рис. 41 приведены кадры, показывающие горение дуги, возбужденной угольным электродом диаметром 10 мм при силе тока 500 А и электродом прямоугольного сечения размерами 15x25 мм при 1100 А. В первом случае активное пятно не поме­щается на торце электрода и стремится распространиться на боковую поверхность электрода. Горение дуги происходит в не­сколько стесненных условиях, чем и объясняется повышение на­пряжения дуги, причем значительное. Во Втором случае, когда площадь торца электрода в несколько раз превышает площадь активного пятна, последнее свободно перемещается по торцу электрода. Процесс протекает устойчиво без заметного повышения напряжения дуги.

Таким образом, представляется возможным получить устой­чивое горение дуги С—Fe переменного тока путем повышения токовых режимов с одновременным значительным увеличением площади поперечного сечения электрода. Выполненное осцилло - графирование процесса воздушно-дуговой резки и скоростная киносъемка подтвердили правильность выбранного направления. При применении токов до 700 А или при недостаточном сечении электрода процесс резки протекает неустойчиво. Наблюдается полупериоды, когда дуга вообще не успевает возник­нуть, так как при данных условиях напряжение ока­зывается недостаточным для возбуждения дугового раз­ряда. Пики зажигания зна­чительны, время горения дуги в каждом полупериоде мало (рис. 42, а). Интенсив­ность процесса низка, ка­чество реза неудовлетвори­тельное.

Рис. 41. Дуга С—Fe переменного тока (кадры скоростной киносъемки):

а — электрод 0 10 мм, / = 500 А; б — элек­трод 15X25 мм, / = 1100 А

При достаточно развитом сечении электрода (в 3—5 раз превышающем площадь активного пятна) с увеличе­нием тока устойчивость про­цесса воздушно-дуговой рез­ки повышается. Уже при токах 800—900 А дуга воз­буждается в каждый полу - период, продолжительность горения дуги также увеличивается. Однако пики зажигания все еще остаются значительными (рис. 42, б). При увели­чении токов свыше 1000 А процесс резки протекает устой­чиво (рис. 42, в—с) пики зажигания незначительны и даже исче­зают совсем. Время горения дуги в каждом полупериоде соста­вляет около 9 мс при средних значениях перерывов в горении дуги 1 мс. Осциллограммы тока и напряжения принимают тот же характер, что и при сварке, когда условия существования дуго­вого разряда не осложнены наличием интенсивного воздушного потока.

При осуществлении воздушно-дуговой резки от трансформа­тора с жесткой внешней характеристикой устойчивость горения дуги ухудшается, средние значения перерывов увеличиваются до 0,00449—0,00525 с.

Перерывы в горении дуги наблюдаются также при воздушно­дуговой резке на постоянном и выпрямленном токе. Они повторя­ются реже, но протекают в большинстве случаев длительнее (до
0,178 с). Иногда удается зафиксировать при воздушно-дуговой резке на выпрямленном токе обратной полярности промежутки длительностью 0,5—0,6 с (время продолжительности скоростной киносъемки при емкости кассеты 30 м пленки) без перерывов в го­рении дуги. Однако в среднем суммарное время перерывов в го­рении дуги за промежуток каждой киносъемки при воздушно­дуговой резке на постоянном и выпрямленном токе соизмеримо

Рис. 42. Осциллограммы тока и напряжения при воздушно-дуговой резке на переменном токе: а — I = 600 А; 0 10 мм; 6-І — 800 А; 10 X 15 мм; в — I = 1000 А; 15X15 мм; г _ / = 1100 А; д — / = 1300 А; е — I = 1500 А; г—е I — 15X25 мм

с суммарным временем перерывов при работе на переменном токе 1000—1200 А электродом 15x25 мм, что еще раз подтверждает достаточную устойчивость процесса воздушно-дуговой резки чу­гуна при использовании мощной дуги С — Fe переменного тока и электродов увеличенного сечения.

Таким же важным моментом при осуществлении процесса воздушно-дуговой резки является удаление расплавленного ме­талла из полости реза. При применении переменного тока электро - гидродинамические силы изменяются как по интенсивности, так и по направлению (рис. 43), что вызывает колебательные движе­ния ванны, которые резко повышают подвижность ванны распла­вленного металла и облегчают удаление расплава струей сжатого воздуха. При больших токах как электромагнитная сила Рэм, так и сила давления дуги Рд оказывают существенное воздей­
ствие на металл ванны и электрод. Величина электромагнитной силы определяется по формуле

Рис. 43. Схемы основных сил, действую­щих иа жидкую ванну:

Направление этой силы не зависит от направления тока, она всегда направлена от меньшего сечения зоны переменного сече­ния проводника к большему. При силе тока 1000 А она достигает 5 гс. Величина силы давле­ния дуги определяется по формуле

Рм — электромагнитной; Рд — давления дуги*, Ръ — давления воздушной струи

где k — коэффициент про­порциональности,* учитываю­щий материал электродов, среду, в которой горит дуга, полярность и другие усло­вия горения дуги. Для дуги С—Fe этот коэффициент имеет следующие значения: прямая полярность — 1,4 х X 10_бгс/А2; обратная поляр­ность — 3,4-10-5 гс/А2.

Давление дуги направлено от катода к аноду, так как оно в основном определяется электрическим полем, которое наиболь­шую напряженность имеет в области катодного пятна. Давление - дуги может деформировать металл ванны, вытягивая его в виде конуса от катода к аноду при обратной полярности. При силе тока 1000 А в полупериоде, когда угольный электрод является катодом, сила давления дуги достигает Ра = 1,4* 10_б* 1000* = =14 гс и направлена от электрода на ванну расплавленного металла. В результате воздействий суммарной силы (Рм + Ря — = 5 + 14 = 19 гс) зеркало ванны как бы прогибается. При смене полярности В следующем полупериоде Рд =—3,4-10~&Х X 10002 = —34 гс и меняет свое направление. Суммарная сила в этом случае Рм + РА = 5 — 34 = —29 гс и направлена от ванны расплавленного металла в сторону графитового электрода,- что вызывает вытягивание металла вверх.

Ввиду частой смены направления действий результирующей силы (частота 50 Гц) поверхность металла жидкой ванны не успе­вает деформироваться на значительную величину. Просмотр ленты скоростной киносъемки дуги С—Fe без подачи сжатого воздуха показывает, что амплитуда колебаний поверхности рас­плавленного металла незначительна, но ванна расплавленного металла благодаря этим колебаниям весьма подвижна. При осу­ществлении воздушно-дуговой резки этот фактор способствует
улучшению условий удаления расплавленного металла из полости реза интенсивной воздушной струей, которая является основной силой, обеспечивающей удаление расплава, и ее величина соста­вляет —вО гс/см2. Вспучивание ванны в результате окисления углерода, содержание которого в чугуне высоко (обычно 3—4%), также способствует удалению расплавленного металла.

Удовлетворительность условий удаления расплава из полости реза при воздушно-дуговой - резке чугуна на переменном токе подтверждается данными скоростной съемки, которая показала прежде всего дискретность выброса металла из полости реза. При скорости съемки 3900 кадров/с можно достаточно четко разграничить стадии выброса металла из полости реза и зафикси­ровать интервалы между двумя соседними выбросами. На пере­менном токе средняя длительность одного выброса составляет 0,0@37 с (табл. 45), а интервал между выбросами 0,0022 с, в то время как на постоянном токе длительность выброса составляет 0,0045 с при интервале между выбросами 0,0073 с, т. е. в 3 раза большем, чем на переменном токе.

Таблица 45. Данные скоростной съемки по выбросу металла из полости реза Род тока Время (среднее), с Выброс металла Перерыв Переменный............................................. 0,0037 0,0022 Постоянный (обратная полярность) 0,0045 0,0073

Примечание. Сила тока 1200 А, средняя скорость съемки 3900 кадр/с.

Таким образом, для интенсификации процесса удаления рас­плавленного металла из полости реза следует применять пере­менный ток, который обеспечивает достаточную чистоту реза, соизмеримую с шероховатостью поверхности отливок (рис. 44). Кроме того, время контакта расплава с основным металлом при воздушно-дуговой резке чугуна на переменном токе значительно меньше, следовательно, термическое и химическое воздействие на основной металл также уменьшается. Термическое воздействие процесса на деталь оценивали по результатам определения тепло­вого баланса и металлографическим исследованиям.

Полезной частью энергии, используемой при воздушно-дуго­вой резке, является лишь та, которая расходуется на выплавление металла. Для оценки теплового баланса при воздушно-дуговой резке используем понятие эффективного теплового коэффициента г| представляющего собой отношение теплоты, затрачиваемой на выплавление металла, к общему количеству потребляемой теплоты. С позиции теплового воздействия на основной металл
важная характеристика—коэффициент ті2> учитывающий долю теплоты, поглощаемой деталью (рис. 45).

Рис. 44. Внешний вид реза, выполненного воздушно-дуговой резкой на переменном токе

Рис. 45. Тепловые характеристики процесса воздушно-дуговой резки чугуна: а — эффективный тепловой коэффициент; б — коэффициент _ теплоотдачи в основной металл: I — ТСД-2000; 2 — ВДМ-1601; 3 — трансформатор с жесткой внешней характеристикой; 4 — ГІСМ-1000 — два трансформатора, соединенных параллельно

В результате калориметрирования установлено, что минималь­ной теплоотдачи в изделие удается добиться при воздушно-дуго-

вой резке на переменном токе (табл. 46). В этом случае на выпла­вление металла расходуется большая часть тепловой энергии дуги, чем при применении постоянного и выпрямленного тока. При использовании переменного тока процесс резки идет устойчиво, ванна расплавленного металла наиболее подвижна, поэтому
продукты расплава не перегреваются, удаляются полностью и без задержек, а это препятствует передаче тепла в глубь металла. Таким образом, подтверждено сделанное по результатам скорост­ной съемки предположение, что уменьшение времени контакта расплава при воздушно-дуговой резке на переменном токе должно снижать тепловложение в изделие.

Таблица 46. Баланс теплоты при воздушно-дуговой резке чугуна Баланс теплоты, %' Источник питания Сила тока, А Деталь Выплавлен­ный металл Электрод, воздух, излучение и пр. ТСД-2000 700 1000 1200 1400 24.6 24,0 21.7 22,2 24,2 25,9 27,8 27,5 51.2 50,1 50,5 50.3 ВДМ-1601 700 1100 1200 1300 25.1 24.2 23,5 24,0 24.5 25.5 26,1 26,1 50,4 50.3 50.3 49,9 ПСМ-1000 900 1150 1250 1400 24,8 24,6 23.3 23.4 23.4 24,2 24,8 24.5 51.8 51,2 51.9 52,1

Структурные изменения в поверхностном слое зависят от тер­мического воздействия процесса резки на основной металл. Изу­чение баланса теплоты при воздушно-дуговой резке чугуна поз­воляет оценить долю теплоты, поглощаемую металлом отливки. На характере зоны термического влияния, кроме этого фактора, в значительной мере сказывается распределение температур в зоне реза и скорость охлаждения металла.

Данные термографирования позволяют оценить характер тем­пературного поля при воздушно-дуговой резке. На рис. 46 по­казано распределение температур при воздушно-дуговой резке чугуна на переменном токе 1200 А и скорости резки 420 мм/мин. По изотермам в плоскости хоу видно, что уже на расстоянии 1,5 мм от поверхности реза максимальная температура соста­вляет всего 500° С. По данным термографирования также опре­деляли скорость охлаждения поверхностного слоя металла. Для поверхности реза, нагретой до температуры плавления металла (1150—1180° С), скорость охлаждения составляет 150—210 °С/с. В области перлитных превращений (около 700° С) скорость охла­ждения несколько ниже, но во всех случаях превышает 50—60° С/с.

При воздушно-дуговой резке до высоких температур нагрева­ется тонкий слой металла на поверхности реза, причем скорости охлаждения этого слоя очень велики. Поэтому изменения структур в зоне реза носят метастабильный характер, связанный с выделе­нием твердых фаз, получение которых нежелательно особенно на поверхностях, подвергаемых последующей механической обра­ботке. Исходя из выявленного распределения температур, можно предположить, что зона структурных изменений по глубине рас­пространения в тело чугунной отливки невелика. Величина этой зоны в значительной мере зависит от режима резки.

В зоне термического влияния (рис. 47) можно наблюдать два участка: цементитная эвтектика (отбел) толщиной ~0,1 мм и пере-

Рис. 46. Характер распреде­ления температур при воз­душно-дуговой резке чугуна (по данным термограф ирова - ния) /= 1200 A; wp = = 420 мм/мин

/200 ° 500° 1 ■ ■ '_ ‘ч“ - Ч -- -------- ~ / / / / /

ходные закалочные структуры толщиной —0,7 мм. При оптималь­ных режимах участок отбела может отсутствовать (рис. 47, б). Тогда зона термического влияния представляет собой переходные закалочные структуры, а на поверхности реза можно наблюдать структуру крупноигольчатого мартенсита. На рис. 48 показано изменение твердости в поверхностном слое в обоих рассматривае­мых случаях: при наличии участка отбела и без него. Твердость поверхности реза при наличии отбеленного участка составляет НВ 429 и по мере удаления от поверхности реза уменьшается до НВ 235 в конце зоны структурных изменений (на расстоянии 0,7—0,9 мм от поверхности реза), где микроструктура предста­вляет собой мелкий перлит с включениями графита. При отсут­ствии участка отбела твердость поверхности реза составляет НВ 321.

Основные параметры поверхностной воздушно-дуговой резки, влияющие на глубину зоны структурных изменений: сила тока, интенсивность воздушного дутья, длина вылета электрода, ско­рость резки и толщина слоя металла, снимаемого за один проход.

Характер изменения глубины зоны структурных превращений ■(кривая 2) и толщины отбеленного слоя (кривая 1) в зависимости от величины тока (рис. 49, а) примерно одинаков. Первоначально

Рис. 47. Микроструктура поверхностного слоя; X100: <а — J = 850 А, а/р — 300 мм/мин, р — 4 кгс/см2; б — / = 1200 А, = 300 мм/мин, р = 5 кгс/см2

с увеличением силы тока глубина зоны структурных превращений и соответственно толщина отбеленного слоя уменьшаются и до­стигают минимальных значений при токе 1100—1300 В. В данном

Рис. 48. Распределение твердости в поверх - «остном слое после воздушно-дуговой резки на переменном токе:

1 — ] = 850 А; аїр = 300 мм/мин, р — 4 кгс/см2; 2 — / = 1200 А, Шр = 300 мм/мин, р = 5 кгс/см2

интервале толщина отбе­ленного слоя на поверх­ности реза колеблется в пределах 0,1—0,2 мм, а величина всей зоны струк­турных изменений — 0,6— 0,7 мм. Возрастание тол­щины отбеленного слоя и глубины всей зоны струк­турных превращений с дальнейшим увеличением тока может быть объяс­нено тем, что при сохра­нении постоянными осталь­ных параметров режима резки увеличивается доля тепловой мощ­ности дугового разряда, затрачиваемая на нагрев основного

металла.

Анализируя кривые, приведенные на рис. 49, можно сделать вывод, что минимальные величины толщины отбеленного поверх­ностного слоя и глубины всей зоны структурных изменений в ос­

новном металле получаются при давлениях сжатого воздуха свыше 4 кгс/см2. Эту закономерность можно объяснить тем, что при да­влении сжатого воздуха менее 4 кгс/см2 удаление расплавленного* металла происходит недостаточно интенсивно, сохраняется воз­можность существования остаточного слоя жидкого металла, не удаленного из полости реза и затвердевшего на его поверхности.

1=1200А Р=5кгс/см L =

Рис. 49. Размеры зоны термического влияния в зависимости от параметров режима резки: а — силы тока; б — давления сжатого воздуха; в — расстояния от сопла резака (длины вылетка электрода); г — скорости резки; д — толщины слоя металла, снимаемого за один проход

При давлении воздуха 4 кгс/см2 интенсивность дутья дости­гает требуемой величины и обеспечивает полное удаление рас­плава из зоны реза. Время контакта жидкого металла с поверх-

4 Р, игс/см 50 100 *) в)

14200А Р=5кгс/см2 1=100 мм

О 200 U00 wp, мм/мин 0 10 20 И, мм г) д)

1=120 ОА 1=100 мм

1=1200А Р=5кгс/смг wp=420 мм/ми

ностью реза уменьшается, что приводит к снижению толщины отбеленного слоя и глубины зоны структурных изменений в ос­новном металле. Дальнейшее увеличение давления воздуха свыше 4 кгс/см2 не вызывает соответствующего уменьшения толщины отбеленного слоя и глубины всей зоны структурных изменений, так как жидкий металл полностью удаляется с поверхности реза уже при 4 кгс/см2.

С уменьшением длины вылета электрода (рис. 49, в) снижается толщина отбеленного слоя (кривая /) и глубина всей зоны струк­турных превращений (кривая 2). Совершенно четко можно ре­комендовать поверхностную воздушно-дуговую резку чугуна осу­ществлять при длине вылета электрода менее 150 мм, особенно на обрабатываемых поверхностях. Выявленная зависимость вполне
объяснима тем, что необходимое давление сжатого воздуха на ван­ну расплавленного'металла обеспечивается при вылете электрода не более 150 мм. При дальнейшем увеличении длины вылета элек­трода интенсивность выдувания расплавленного металла струей сжатого воздуха оказывается недостаточной и часть жидкого расплава может оставаться на поверхности реза. В результате значительно возрастает толщина отбеленного слоя и соответствен­но глубина всей зоны структурных изменений.

Скорость резки (рис. 49, г) также оказывает влияние на тол­щину отбеленного слоя (кривая /) и общую глубину зоны струк­турных изменений (кривая 2). С увеличением скорости резки обе величины уменьшаются. При увеличении скорости резки горение дуги приобретает более бурный импульсный характер и дуга в меньшей степени зарывается в металл, что влечет за собой перераспределение теплоты: доля теплоты, передаваемая основ­ному металлу, уменьшается.

Толщина слоя металла, снимаемого за один проход, также оказывает существенное влияние на величину зоны структурных изменений в основном металле. Как видно из графика (рис. 49, д), увеличение толщины снимаемого слоя металла приводит к воз­растанию величины отбела и глубины всей зоны структурных изменений. При удалении за один проход большего по толщине слоя металла дуга углубляется в изделие, и доля теплоты, пере­даваемая в основной металл, возрастает. Выявленная законо­мерность имеет большую практическую ценность, особенно при поверхностной воздушно-дуговой резке на обрабатываемых по­верхностях.

Следует рекомендовать при выходе на обрабатываемые пло­скости отливок удалять лишний металл не в один проход, а в два (при необходимости и более): первым проходом срезать основную массу металла, подлежащего удалению, а затем производить как бы «подчистку», удаляя слой металла толщиной 2—5 мм (до заданного размера отливки). Такой прием позволяет умень­шить толщину отбеленного слоя до 0,05 мм, а общую глубину зоны структурных изменений — до 0,5 мм.

На химический состав металла в поверхностном слое при воз­душно-дуговой резке влияет материал электродов, представляю­щих собой^ различные модификации углерода, и интенсивный газовый поток (струя сжатого воздуха). В большинстве случаев изменение химического состава поверхностного слоя нежелательно. В литературе отсутствуют данные по химическому воздействию процесса воздушно-дуговой резки на переменном токе на обраба­тываемый металл, в том числе на чугун.

Результаты послойного спектрального анализа поверхности резки показали, что при воздушно-дуговой резке чугуна на по­стоянном токе обратной полярности происходит науглероживание на 0,24% поверхностного слоя реза, глубина которого не пре­вышает 0,1 мм. При воздушно-дуговой резке на постоянном токе

m
обратной полярности стали СтЗ (рис. 50) науглероженного слоя меньше — порядка 0,05 мм и повышение содержания углерода не более 0,19%.

Рис. 50. Науглероживание расплавленного металла угольной дугой:

Послойный химический анализ и качественный анализ на микрозонде «Камека» подтвердили, что при воздушно-дуговой резке чугуна на постоянном токе обратной полярности наблю­дается науглероживание. Значительно меньшая абсолютная вели­чина этого науглероживания, зафиксированная химическим ана­лизом, подтверждает, что науглероживание происходит на незна­чительную глубину. Так как при выполнении указанных ана­лизов снимали слои толщиной 0,2 мм, то, естественно, поверхност­ный слой толщиной 0,05—0,1 мм с повышенным содержанием углерода разбавлялся металлом более глубоких слоев. Отсюда и понижение абсолют­ных показателей по углероду.

При воздушно-дуговой резке чу­гуна и стали на постоянном токе пря­мой полярности науглероживание так­же обнаруживается, но несколько в меньшей мере, чем при работе на обрат­ной полярности. Аналогичные зависи­мости по распределению углерода в поверхностном слое получены при воз­душно-дуговой резке от сварочного вып­рямителя ВДМ-1601.

1 — СтЗ; 2 — чугун СЧ 28-48

Иная картина наблюдается при осуществлении воздушно-дуговой резки чугуна и стали на переменном токе.

Науглероживания поверхностного слоя не происходит, что подтверждается как спектральным (табл. 47), так и химическим анализом (табл. 48)

Механизм воздействия воздушно-дуговой резки на содержание углерода в поверхностном слое реза следует рассматривать как многофакторный, определяемый перемещением положительных ионов углерода от анода (электрода) к катоду (изделию), испаре­нием материала стержня при разогреве торца электрода до высо­кой температуры (свыше 3600° С) и увлечением паров углерода в расплавленный металл; интенсивным эрозионным износом элек­трода с механическим внедрением в поверхность реза мельчайших его частиц и, наконец, науглероживанием при касании металла электродом из углеродистых материалов.

При горении дуги С—Fe переменного тока без наличия интен­сивного потока воздуха расплавленный металл науглерожива­ется (рис. 50). Величина науглероживания как для стали (кри­вая 1), так и для чугуна (кривая 2) с течением времени возрастает, но скорость этого возрастания с увеличением времени уменьша­ется, что свидетельствует о замедлении диффузионного процесса,

Таблица 47. Распределение углерода в поверхностном слое при воздушно-дуговой резке чугуна и стали (данные спектрального анализа через 0,05 мм) Марка металла Источник питания Полярность Содержание углерода (%) в слоях По­ верх­ ность № 1 № 2 № 3 № 4 № 5 № 6 № 7 № 8 Основ­ ной металл СЧ 28-48 Два преобразователя ПСМ-1000, соединен­ных параллельно Обратная 3,44 3,32 3,20 3,19 3,21 3,19 3,20 3,19 3,20 3,20 СтЗ 0,34 0,24 0,22 0,20 0,21 0,20 0,20 0,23 0,21 0,21 СЧ 28-48 То же Прямая 3,42 3,31 3,30 3,28 3,29 3,30 3,29 3,30 3,29 3,30 СтЗ 0,33 0,24 0,23 0,24 0,24 0,23 0,24 0,23 0,23 0,23 СЧ 28-48 Выпрямитель ВДМ-1601 Обратная 3,42 3,30 3,11 3,10 3,11 3,12 3,10 3,10 3,11 3,10 СтЗ 0,32 0,21 0,23 0,23 0,23 0,24 0,24 0,24 0,23 0,23 СЧ 28-48 Прямая 3,38 3,29 3,27 3,26 3,27 3,27 3,26 3,26 3,27 3,26 СтЗ 0,30 0,24 0,23 0,23 0,24 0,22 0,23 0,23 0,23 0,23 СЧ 28-48 Трансформатор ТСД-2000 3,09 3,09 3,14 3,15 3,15 3,16 3,15 3,14 3,15 3,15 СтЗ 0,24 0,24 0,23 0,24 0,24 0,23 0,23 0,20 0,24 0,23 СЧ 28-48 Трансформатор с жесткой внешней характеристикой 3,10 3,12 3,11 3,14 3,12 3,12 3,13 3,12 3,13 3,12 СтЗ 0,23 0,20 0,19 0,20 0,20 0,20 0,19 0,19 0,20 0,20

так как с уменьшением разницы в концентрации коэффициент диффузии, характеризующий скорость протекания диффузион­ного процесса, также уменьшается.

Таблица 48. Распределение углерода в чугуне СЧ 28-48 после воздушно-дуговой резки на токе 1200 А (химический послойный анализ через 0,2 мм) Содержание углерода, % № слоя Источник питания Обратная полярность Прямая полярность 1, 2, основной металл Трансформатор ТСД-2000 3,30 1 2 Основной металл Выпрямитель В ДМ-1601 3,34 3,29 - 3,30 3,33 3.30 3.30 1 Два преобразователя 3,35 3,34 2 ПСМ-1000, соединенных 3,32 3,31 Основной металл параллельно 3,32 3,32

Науглероживание в чугуне происходит медленнее, чем в низко­углеродистой стали. При среднем увеличении за 30 с переплава графитированным электродом содержания углерода в чугуне на 1,07%, в стали за это же время наблюдается науглероживание на 1,69%, т. е. при переменном токе в дуге С—Fe также происхо­дит науглероживание расплавленного металла. Однако оно зна­чительно меньше, чем при постоянном токе обратной полярности.

К - К. Хренов указывает, что науглероживание при сварке низкоуглеродистой стали угольной дугой при ручной дуговой сварке, когда время существования расплавленной ванны не превышает 5 с, происходит на 0,8%. В нашем случае науглерожи­вание за 5 с увеличило содержание углерода только на 0,405%, т. е. почти в 2 раза меньше. Этот фактор, по всей вероятности, и способствует получению ненауглероженной поверхности реза при работе на переменном токе. Кроме того* повышенная подвиж­ность ванны расплавленного металла при применении дуги пере­менного тока также способствует более быстрому удалению рас­плава, насыщенного углеродом, с поверхности реза. Время кон­такта расплава с основным металлом уменьшается.

Влияние подвижности ванны, с которой связано время кон­такта расплава с основным металлом, на процесс науглерожива­ния поверхности реза подтверждается данными экспериментов воздушно-дуговой резки стали и чугуна на постоянном токе об­ратной полярности. При воздушно-дуговой резке на постоянном токе обратной полярности получено науглероживание поверх­ности реза: сталь СтЗ — на 0,11—0,19%, сталь 20 — на 0,13%,
чугун СЧ 28-48 — на 0,15—0,24%, т. е. в большей степени про­цесс науглероживания проявил себя на чугуне.

Рис. 51. Распределение некоторых легиру­ющих элементов в поверхностном слое (по данным микрорентгеноспектрального ана­лиза):

В низкоуглеродистой стали ввиду пониженного содержания углерода условия для протекания диффузионных процессов лучшие и насыщение углеродом поверхности реза должно было бы быть больше, чем у чугуна. Однако при воздушно-дуговой резке чугуна на постоянном токе обратной полярности удаление рас­плава затруднено из-за вы­сокого содержания кремния, образующего малоподвижные тугоплавкие шлаки. Поэтому температура перегрева ванны и время контакта расплава с поверхностью реза больше, больше вероятность сохра­нения на поверхности реза тонкой пленки расплавив­шегося металла, т. е. непол­ное удаление расплава воз­душной струей. Следова­тельно, меньшая, чем у ста­ли, подвижность ванны при воздушно-дуговой резке чу­гуна на постоянном токе об­ратной полярности приводит к большему науглерожива­нию поверхности реза. Этим же фактором объясняется и несколько большая глу­бина науглероженного слоя.

Отсутствие науглерожи­вания поверхностного слоя при воздушно-дуговой резке на переменном токе объяс­няется тремя основными факторами: меньшей, почти в 2 раза, науглероживаю­щей способностью угольной дуги переменного тока по сравнению с дугой постоянного тока обратной полярности; кратковремен­ностью контакта расплавленного металла с изделием (2—3 мс); окисляющим воздействием струи сжатого воздуха.

Окисляющее воздействие интенсивного потока сжатого воз­духа, удаляющего расплавленный металл из полости реза, ска­зывается также на распределении некоторых легирующих эле­ментов в поверхностном слое реза. Так, например, микрорентге - носпектральным анализом обнаружено, что кремний и марганец выгорают с поверхности на глубину до 0,1 мм (рис. 51) при воз­душно-дуговой резке чугуна и стали. Выгорания хрома и никеля

не обнаружено. Контрольные исследования кооррозионно-стой - кой стали типа 12Х18Н9Т подтвердили практическое отсутствие выгорания хрома и никеля. Выгорание кремния и марганца на незначительную глубину не опасно, так как этот слой практически снимается при зачистке шлифовальными машинками под окраску.