Для обеспечения качественного соединения металла наплавки с основным металлом и минимального содержания элементов основ­ного металла в металле наплавки при наплавке легкоплавких металлов на более тугоплавкие (например, меди и бронз на сталь) без расплавления основного металла необходимо выполнить сле­дующие основные условия:

1) обеспечить отсутствие распл. авления основного металла;

2) обеспечить смачивание твердого основного металла жидким металлом наплавки по всей ширине наплавки;

3) обеспечить минимальную длительность контактирования .твердой и жидкой фаз.

Рассмотрим теплофизические условия на примере наплавки меди и бронз на сталь.

Чтобы обеспечить отсутствие расплавления основного металла при наплавке меди и бронз на сталь необходимо, чтобы поверхность основного металла была нагрета ниже его температуры плавления, с запасом, не выше 1450° С.

Для обеспечения смачивания стали жидкой медью необходимо, чтобы поверхность стали была нагрета до температуры не выше 1100° С и чтобы длительность контактирования при этой темпера­туре была не менее 0,01—0,015 сек [108].

Зону, ограниченную изотермами с максимальной и минималь­ной допустимыми температурами нагрева поверхности основного металла, назовем гарантированной зоной смачиваемости В. Под этой зоной понимается участок поверхности основного металла, на котором начальное распределение максимальных температур поперек валика соответствует приведенным выше условиям, т. е. на оси валика температура поверхности основного металла не пре­вышает 1450° С, а на некотором расстоянии от оси (В/2) она соот­ветствует нижнему пределу, обеспечивающему смачиваемость, — 1100° С. Из условия максимальной температуры на оси и мини­мальной на некотором расстоянии от нее определим ширину гаран­тированной зоны смачиваемости.

Процесс распространения тепла по поверхности основного ме­талла в случае быстродвижущегося мощного нормально-линейного

источника на поверхности полубесконечного тела описывается уравнением [79]:

Т {у, 0, t) = T (0, 0, t) exp [ — 4а t) ] , (19)

где Т (0,0, t) = Tmax — максимальная температура нагрева по­верхности изделия в центре пятна нагрева. После несложных преобразований и подстановки из уравне­ния (19) можно получить выражение для расчета максимальной ширины гарантированной зоны смачивания

^тах min

= 4іЛп - p52-a(f0-M); (20)

7 і min

где Tmin — минимальная температура поверхности основного ме­талла, при которой возможно смачивание его жидким наплавляемым металлом; а — коэффициент температуропроводности основного ме­талла;

t0 — постоянная времени.

Для случая наплавки меди на сталь уравнение (20) можно записать в следующем виде:

Ягпах = 2-1 Vat0. (21)

При выводе этого выражения принято:

1) что t = 0, так как постоянная времени i0 намного больше, длительности процесса смачивания стали медью =

2) Т’шах = 1450° С для гарантии отсутствия проплавления основного металла;

3) 7nin — 1100° С по данным [108].

В общем виде уравнение ширины зоны гарантированной сма­чиваемости может быть записано в виде:

В = 4]Лп^™^. (22)

Vі

Обозначив

1пі= = Л, (23)

получим такое выражение уравнения ширины зоны гарантирован­ной смачиваемости:

В = 4А У~аГ0 (24)

или

В

= 2 aY~L. (25)

Заметим при этом, что значение А может находиться в пределах 0,52 — 0,20 при изменении температуры Тт от 1450 до 1150° С.

Таким образом, имея значение коэффициента сосредоточен­ности k, подбираем режим наплавки таким образом, чтобы ширина шва наплавки укладывалась в ширину зоны гарантированной смачиваемости.

Проведенная экспериментальная проверка показала близость расчетного значения ширины зоны гарантированной смачивае­мости с фактической шириной зоны.

Наплавка производилась проволокой из бронзы Бр. КМцЗ-1 0 2 мм. Поверхность пластин перед наплавкой тщательно зачи­щалась механическим путем до металлического блеска и обезжи­ривалась ацетоном. Режимы наплавки приведены в табл. 9.

Полученные кривые изменения температуры на различных 'расстояниях от плоскости перемещения источника теплоты пред­ставлены на рис. 21.

По кривым изменения температуры построены кривые распре­деления температуры в плоскости, перпендикулярной плоскости перемещения источника теплоты.

Расчетные значения ширины зоны гарантированной смачивае­мости и полученные экспериментальным путем значения ширины зоны представлены в табл. 9. Данные таблицы показывают достаточно хорошую сходимость расчетной и опытной ширины зоны гарантированной смачиваемости.

Аналогичные исследования были проведены и для способа на­плавки с поперечными колебаниями сварочной головки относи­тельно плоскости перемещения источника теплоты. Режимы на­плавки приведены в табл. 9. По кривым изменения температуры на различных расстояниях от плоскости перемещения источника теплоты построены кривые распределения температуры в плоско­сти, перпендикулярной плоскости перемещения источника теплоты (рис. 22). Как видно из кривых распределения температуры, ширина зоны гарантированной смачиваемости при наплавке с ко­лебаниями несколько больше ширины амплитуды колебаний.

Теория распространения теплоты местных сосредоточенных источников не позволяет определить максимальную температуру на оси перемещения источника теплоты. Для инженерных расче­тов оценку этой температуры можно произвести, применив урав­нение предельной температуры центральной точки неподвижного нормально-кругового источника в полубесконечном теле [79]:

ТС = Т0(0, 0, 0, оо) —1/"-4-- (26)

При подвижном источнике теплоты максимальная температура центра пятна нагрева будет ниже, чем рассчитанная по уравне­нию (26).

Влияние на температуру нагрева скорости и других факторов, связанных с применением указанной схемы, можно учесть

																^опытн в см
б в мм	/, в а	1/, в*	/а в а	в в	flu В ММ	Амплитуда колеС ний в см	. Ч и	Способ наплавки	м «а О * ш о-	VH в см/сек	и о в Ф О « к	ез 1 V) сз	а ю в	А	Ч ю а* в о. Ч	В первую секунду	Максимальное значение
8	172	49	20	50	15		0,36	б/к	812	0,131	1510	0,368	8,5	0,55	1,57	1,5	1,8
18	162	49	20	50	18	—	0,32	б/к	687	0,43.1	1410	0,445	7,03	0,49	1,27	1,2	1,3
8	140	49	20	.50	19	2,0	0,29	с/к	618	0,104	1322	—	—	—	—	2,0	2,1 .
5	140	51	20	50	16	2,6	0,32	с/к	625	0,104	1450	—	—	—	—	2,8	3,0
7	175	49	21	50	15	—	0,36	б/к	830	0,258	1350	0,357	8,75	0,45	1,3	1,25	1,32
5	155	52	22	52	15	—	0,34	; б/к	752	0,258	1250	0,405	7,71	0,36	0,875	0,9	---
Примечание. В таблице б/к — наплавка без поперечных колебаний плазменной головки; с/к - колебаниями плазменной головки относительно оси перемещения автомата.	- наплавка с поперечными

Таблица 9

Определение ширины зоны гарантированной смачиваемости

Рис. 21. Экспериментальные кри­вые изменения температуры на различных расстояниях от пло-

о 12 j * 5 $ 7 8 зшиє* у'Смь-з-г-іоігЗїу. с» о і? з ь s ь 7 8 9мт2і, еек-jt'Mi-o * г з * у, е* скости перемещения источника

о - 690 кап/ик к - 0Ь51 см я

у, см д * 842 *ал/сек к * 0.34S см3

теплоты*

введением в уравнение (26) коэффициента kv, определенного экспериментальным путем. Тогда уравнение (26) примет вид:

I 'г

Tvasx — kv Y IT’ ^ ^

а) т°с т°с

-у, см7В 5 4 3 2 Ї 0 t 2 34 5 6 7ц, см у, см 76 5 4 3 2 t 0 12 3 * S С 7 у, см ^росч * 1,3 см 7t2S“f,32cM ~ 0,815 см Вапити? О, $ см

Значения коэффициента k0 представлены на графике рис. 23. Из уравнений (25) и (26) можно определить все основные пара­метры процесса наплавки плазменной струей с токоведущей при-

Т‘С Т‘С В= 2,0-2,1 см В=2,8 '3,0см Рис. 22. Ширина зоны гарантированной смачиваемо­сти при различной эффективной тепловой мощности источника теплоты: а — при наплавке без, поперечных колебаний плазменной головки; б — при наплавке с поперечными колебаниями плазменной головки

садочной проволокой. Задача может решаться в прямой и обратной постановке, т. е. nd значению q можно определить Tmsx и 5шах или, наоборот, зная необходимую ширину валика 5тах, можно оценить необходимые энергетические параметры источника те­плоты. Решение уравнений (25) и (26) позволяет также оценить, возможна ли наплавка в данном технологическом варианте без расплавления основного металла.

Если параметры процесса наплавки плазменной струей с токо­ведущей присадочной проволокой/Подобраны такими, что расплав­ление основного металла не происходит, то содержание основного металла в наплавленном будет определяться длительностью
контактирования жидкой и твердой фаз, т. е. длительностью диф­фузионных процессов и процессов растворения. В работе [45] рас­смотрен вариант расчетной схемы длительности контактирования указанных фаз при наплавке для предельно возможного случая, когда растекание наплавленного металла ограничивается ско­ростью перемещения источника теплоты. Такой расчет представ­ляет интерес с точки зрения анализа граничных условий процесса взаимодействия жидкой и твердой фаз. В реальных условиях на­плавки геометрия сварочной ванны имеет иную форму, а именно:

1
				v-jwto
						[У
			и"	У
			>	г

S* 18мм

ОМ 0,32

ОМ

№

0,18

q, кап/сек

і § I § I s і к} ^ .

ц. ксш/сех

S - 8 мм tltu ^s- о « І^ОЯІо^ / А X / Я » § у, т/сек

Рис. 23. Изменение коэффициента kv в зависимости от толщины листа, скорости наплавки и эффективной тепловой мощности

протяженность жидкой фазы на поверхности основного металла гораздо большая. И это необходимо для надежности образования соединения при малом перегреве наплавляемого металла. Реаль­ный процесс наплавки плазменной струей с токоведущей при­садочной проволокой подчиняется условию vH < vp, где vH — ско­рость перемещения сварочной головки, vp — потенциально воз­можная скорость растекания перегретого жидкого металла.

Для реального случая наплавки оценка длительности кон­тактирования жидкой и твердой фаз t'K может быть произведена из соотношения максимальной температуры нагрева поверхности основного металла Тшх, температуры затвердевания металла на­плавки Т3 и средней скорости охлаждения поверхности основного металла wn„

Гшах - Т3 (28)

tK

op

WC:

Скорость охлаждения определяется градиентом температур на границе металл наплавки — основной металл. А эта величина меняется со временем. Нас же интересует абсолютная величина времени. Поэтому скорость охлаждения можно определить, если промежуток от максимальной температуры нагрева поверхно­сти основного металла до температуры затвердевания металла
наплавки разбить на несколько интервалов п и для каждого интер­вала ОПредеЛИТЬ МГНОВеННуЮ СКОРОСТЬ ОХЛаЖДеНИЯ Wj

І=П

S щ

Wcp=i=L-. (29)

Для определения мгновенной скорости охлаждения восполь­зуемся уравнением мощного быстродвижущегося нормально-ли­нейного источника на поверхности полубесконечного тела [79]:

Т (у, z, t) —Т0 =---------------- / ехр Г — - г—і— - rf - , ]. (30)

’ 0 2n%v Vt(ta + t) *4 . 4at 4a (t0 + t) J

Так как наибольшая температура находится на оси х, то и мгновенные скорости охлаждения будем определять для точек, расположенных на самой оси. Температура точек оси перемещения источника (z = 0 и у = 0) выразится уравнением

7(0, 0, 0 — Т’о = —:—4=^. (31)

2nkv f t (f0 Н - t)

Взяв производную от температуры (31) по времени t, получим значение мгновенных скоростей охлаждения при данной темпе­ратуре:

Wl=*L - S— ---------------------------------------- • (32)

dt ~ Ankv t{t„ + t)Vt (tо + 0 Исключим время t из (32), воспользовавшись (31). Тогда

t2 + t0t 4jl2W У _ Го)а ~ 0; (33)

t 2° + V( 2°) ~t 4rfW(T — T0)2 ’

При наплавке рассматриваемыми способами капли перегретого наплавляемого металла поступают в ванну на расстоянии 2—3 мм от ее головной части и на этом расстоянии (1Х) температура ванны повышается. Учтем это введением в уравнение (28) второго члена, тогда уравнение (28) примет вид:

rK==T^-l»+h (35)

wCp vH

где vH — скорость наплавки.

Фактическая длительность контактирования твердой и жидкой фаз несколько выше, чем по выражению (35). Это можно объяс­нить тем, что действительная схема источника теплоты намного сложнее принятой, но описать ее простым уравнением не пред­ставляется возможным. Поэтому, если в идеальном случае прини­мается, что перемещающаяся ванна жидкого металла соприка­сается с холодным основным металлом, то фактически основной металл в момент соприкосновения уже несколько подогрет, в результате чего скорость охлаждения уменьшается, а длитель­ность контактирования возрастает. Кроме того, теплота, вводимая в ванну жидкого металла с перегретыми каплями, и теплота в ре­зультате лучистого теплообмена не сразу передается поверхности основного металла, а в течение определенного промежутка времени, что также уменьшает скорость охлаждения и, следовательно, увеличивает длительность контактирования. Наиболее просто учесть эти факторы экспериментальным путем. Введем в уравне­ние (35) поправочный коэффициент г)э. Для основного металла тол­щиной 5—20 мм при погонной энергии 2000—9000 кал/см его значения колеблются от 1,02 до 1,5. Чем меньше толщина основ­ного металла и чем больше погонная энергия, тем больше значе­ние і)). С учетом поправочного коэффициента уравнение для опре­деления длительности контактирования твердой и жидкой фаз примет вид:

‘- = Zs!0!-+*-t - <36>

Проведенные работы показали, что длительности контакти­рования, полученные экспериментальным путем (рис. 24) и расчет­ные значения длительности контактирования отличаются незна­чительно. (На рисунке I—III — наплавка без колебаний; IV— V — наплавка с колебаниями).

Анализ уравнения (36) показывает, что длительность контак­тирования может быть уменьшена путем уменьшения максималь­ной температуры нагрева поверхности основного металла, увели­чением скорости охлаждения, увеличением скорости наплавки. При наплавке без поперечных колебаний сварочной головки умень­шить максимальную температуру нагрева поверхности основного металла, т. е. уменьшить эффективную тепловую мощность источ­ника теплоты, не представляется возможным, так как не будет обеспечена смачиваемость поверхности основного металла жидким наплавляемым металлом.

Для увеличения скорости охлаждения можно было бь! приме­нять специальные охлаждающие устройства, однако это привело бы к усложнению процесса наплавки, что нежелательно. Реально при наплавке без колебаний длительность контактирования можно уменьшить путем увеличения скорости наплавки, что можно полу­чить в результате тщательной подготовки поверхности под на­плавку и правильной установкой угла наклона сварочной головки к поверхности изделия, что приведет к повышению скорости расте­кания перегретого жидкого расплавляемого металла по поверх­ности основного металла.

При наплавке с поперечными колебаниями сварочной головки можно без ухудшения смачиваемости уменьшить температуру нагрева поверхности основного металла. Применение минимально возможной для данной толщины эффективной тепловой мощности

источника теплоты и максимальной для этой мощности скорости наплавки позволяют получить минимальные значения длитель­ности контактирования твердой и жидкой фаз (в пределах 1 — 2 сек).

т°с Т т°с и

Рис. 24. Дяительнось контактирования твердой и жидкой фаз при различных режимах плазменной наплавки бронзы рр. КМЦ-3-1 на сталь 09Г2

Таким образом, при нагреве поверхности основного металла до температуры 1400° С и выше длительность контактирования составляет 2—4 сек и более. Рассчитанная по [82] длительность

/ — б == 8 мм; q ~ 800 кал/сек; V — 0,141 см/сек; II 6 = 8 мм) 9= 765 кал/сек; v = 0,141 см/сек; III — 6 = 20 мм; q = 865 кал/сек; v — 0,228 см/сек; IV — б = 18 мм; q — 800 кал/сек; v — 0,19 см/сек; V — 6 = 18 мм; q = = 797 кал/сек; и = 0,16 см/сек

контактирования твердой и жидкой фаз при автоматической на­плавке под слоем флюса в зависимости от режима наплавки составляет 5—10 сек (/ = 220—350 a, v = 0,31—0,6 см/сек, d3Jl — 2 мм), а скорости охлаждения соответственно 120—-- 70 град/сек.

Таким образом, длительность контактирования твердой и жидкой фаз при наплавке плазменной струей с токоведущей при­садочной проволокой меди и бронз на сталь меньше, чем при авто­матической наплавке под слоем флюса.