Широкому применению воздушно-дуговой резки в различных отраслях, в том числе и в литейном производстве, в значительной мере способствовали ее высокие технико-экономические показа­тели. Поэтому был проведен анализ взаимосвязи различных пара­метров режима воздушно-дуговой резки чугуна пластинчатыми графитированными электродами с основными технико-экономи­ческими показателями процесса, к которым относятся произво­дительность, расход электродов и электроэнергии.

Воздушное дутье — один из основных параметров процесса воздушно-дуговой резки, существенно определяющий качество поверхности реза и величину зоны структурных изменений в ос­новном металле. В то же время воздушное дутье не сказывается на количестве расплавленного металла, а только обеспечивает его удаление. Естественно, что воздушное дутье, быстро удаляя расплавленный металл из зоны резки, препятствует перегреву металла до значительной температуры, тем самым как бы способ­ствуя более рациональному использованию теплоты дуги. По­этому валена интенсивность воздушного дутья, которая гаранти­рует практически полное удаление расплава с поверхности реза, т. е. обеспечивает нормальное протекание процесса воздушно­дуговой резки. В этом интервале давление сжатого воздуха и его расход могут изменяться в относительно широких пределах, не оказывая влияния на производительность резки. Оптимальный расход воздуха при работе на токах 1000—1500 А 30—50 м3/ч.

Основной технологический параметр, оказывающий решающее влияние на производительность резки, — величина тока. В ка­честве показателя производительности резки принято использо­вать понятие интенсивности выплавления металла gB, под которым понимается масса металла, выплавленного в течение 1 ч (кг/ч) при данных технологических параметрах процесса:

/гв/

ТоШ ’

где kn — коэффициент выплавления, г/А*ч.

Коэффициент выплавления (аналогично коэффициенту на­плавки при дуговой сварке) характеризует количество металла

Рис. 63. Зависимость коэффициента выплавления и часовой производительности от величины тока

в граммах, которое может выплавить 1 А тока в течение I ч:

и _ 3600 (G1 — g2) в ~~ it ’

где GiHGa — масса образца до и после резки, г; t — время резки, с.

Зависимости и kB от величины тока определяли при следую­щих постоянных параметрах: давление сжатого воздуха 5 кгс/см2, первоначальный вылет электрода 120 мм, скорость резки 420 мм/мин.

При воздушно-дуговой резке чугуна характер зависимостей коэффициента выплавления и часовой производительности от ве­личины тока различен (рис. 63). Коэффициент выплавления с уве­личением силы тока возрастает, но до определенного предела, затем несколько понижается. Первоначальное возрастание ко­эффициента выплавления связано с увеличением доли тепловой мощности дуги, затрачиваемой на расплавление обрабатываемого металла. Дальнейшее увеличение тока нарушает это соотношение в сторону возрастания доли теплоты, вносимой в массу основного металла, но несмотря на уменьшение коэффициента выплавления, производительность резки не снижается, а продолжает непре­рывно возрастать.

Повышение производительности резки с увеличением силы тока обусловлено увеличением тепловой мощности дуги как ис­точника плавления металла. Некоторое снижение коэффициента выплавления при больших токах (свыше 1100—1200 А) компенси­руется резким увеличением общей тепловой мощности дугового разряда.

Скорость резки также оказывает влияние на производитель­ность резки. С увеличением скорости резки Шр возрастает коэффи­циент выплавления kB. Такая зависимость может быть объяснена главным образом изменением величины поверхностного контакта электрода с обрабатываемым металлом. Повышению скорости резки сопутствует уменьшение поперечного сечения выплавляе­мой канавки, при этом соответственно уменьшается контактная поверхность электрода с обрабатываемым металлом. В первом приближении ее можно считать (для электродов с размерами попе­речного сечения 15x25 мм) эквивалентной площади поперечного сечения выплавляемой канавки.

К - В. Васильев и И. С. Шапиро установили, что с увеличением площади поперечного сечения канавки коэффициент выплавления значительно уменьшается. Таким образом, подтверждается вывод о том, что всякое увеличение скорости резки (равнозначно — уменьшение площади поперечного сечения выплавляемой канавки) при данной мощности дугового разряда способствует повышению производительности резки, оцениваемой коэффициентом выпла­вления. Увеличение же поперечного сечения выплавляемой ка­навки за счет уменьшения скорости резки приводит к более глу­бокому проникновению дуги в металл, повышению доли тепловой мощности, поглощаемой обрабатываемым металлом, и снижению производительности процесса.

Наиболее существенно на технико-экономическую эффектив­ность процесса воздушно-дуговой резки влияет расход графити­рованных электродов. Для оценки расхода электрода используем понятие интенсивности износа электродов (часовой расход):

§ = klt

где k—коэффициент расхода электродов, г/А-ч; I — рабочий ток, А.

Коэффициент расхода электрода представляет собой количество граммов электрода, приходящееся на каждый ампер силы тока, протекающего через поперечное сечение электрода в течение 1 ч:

, 3600G

где G — масса израсходованной части электрода, г; t — время горения дуги, с.

Ток существенно влияет на коэффициент расхода и интенсив­ность износа электродов (рис. 64). Обе величины возрастают с уве­личением тока, причем интенсивность износа растет более резко, чем коэффициент расхода, который при токах свыше 1200 А ста­новится для данного сечения электрода практически постоянным.

Эффективность применения электродов оценивается эффектив­ным коэффициентом расхода электродов £эф, под которым следует понимать величину, характеризующую количество металла, вы­плавленного одним граммом израсходованного электрода:

Кф = OJGt

где Gr — масса металла, выплавленного электродом, г.

С увеличением тока при воздушно-дуговой резке £эф возра­стает до определенного предела, а при дальнейшем увеличении

Рис. 64. Зависимость коэффициента Рис. 65. Зависимость эффективного расхода k и интенсивности износа коэффициента расхода электродов и g электрода от величины тока удельного расхода электроэнергии от величины тока

тока даже несколько уменьшается (рис. 65), так как при этом интенсивность выплавления растет быстрее, чем растет расход электродов. Дальнейшее увеличение тока приводит к сглажива­нию скоростей роста обоих показателей (gB и g), а затем и их изме­нению в пользу расхода электродов.

Следовательно, для данного сечения электрода целесообразно увеличивать ток до определенного значения, обеспечивающего максимальную эффективность, использования электрода. Даль­нейшее увеличение тока следует ограничить, несмотря на то, что производительность воздушно-дуговой резки при этом возрастает, так как расход электродов будет снижать экономическую эффек­тивность применения процесса в производстве.

Важный технико-экономический показатель процесса воз­душно-дуговой резки — удельный расход электроэнергии. С уве­личением тока удельный расход электроэнергии уменьшается, но только до определенного предела. Видимо, это связано с тем, что при дальнейшем повышении тока увеличивается доля электро­энергии, затрачиваемая на нагрев электрода.

Одновременно повышение тока вызывает углубление дуги в основной металл, что приводит к увеличенному поглощению теплоты основным металлом.

Таким образом, основным параметром, оказывающим суще­ственное влияние на производительность воздушно-дуговой резки, расход электродов и электроэнергии, является величина тока. Оптимальной областью применения токовых режимов следует счи­тать токи величиной 1100—1300 А, тем более, что именно этот интервал токов при воздушно-дуговой резке чугуна на перемен­ном токе электродами сечением 15x25 мм обеспечивает минималь­ное термическое воздействие на основной металл.

В литейном производстве воздушно-дуговая резка успешно конкурирует с обрубкой пневматическими зубилами и дополняет ее. При этом значительно оздоровляются условия труда, сокра-

Рис. 66. Основные технико-экономические показатели воздушно-дуговой резки (/) чугуна по сравнению с рубкой пневматическими молотками (2):

а — производительность и себестоимость; б — удельный вес затрат;

I — зарплата; II — материалы и инструмент; III — электроэнергия; IV — сжатый воздух; V — амортизационные отчисления

щается длительность производственного цикла обрубки отливок и достигается существенный экономический эффект. Анализ ра­боты производственных участков воздушно-дуговой резки пока­зывает, что производительность труда увеличивается в 6 раз, а технологическая себестоимость снижается в 4 раза. Если при применении пневматической рубки главенствующей статьей за­трат является рабочая сила, то при воздушно-дуговой резке — материалы (рис. 66).

Внедрение процесса воздушно-дуговой резки в литейном про­изводстве неразрывно связано с организацией рабочих участков. Для внедрения воздушно-дуговой резки на предприятии требуется прежде всего решить вопросы энергоснабжения, приобретения необходимого оборудования, оснастки и материалов, организации рабочих мест, обучения рабочих и т. д.

Участок воздушно-дуговой резки должен иметь подводку элек­троэнергии, сжатого воздуха, воды, а также водосброс. В каче­стве источника питания в обрубных отделениях следует применять стандартные сварочные или специальные трансформаторы необ­ходимой мощности. Источники тока должны быть установлены на деревянных подставках и ограждены от возможного повре­ждения их при кантовке отливок.

Рабочее место необходимо снабжать поворотной консолью, на которой подвешивается комплект резаков и пневмоинструмент (пневмомолоток, шлифовальная машинка). Пол участка должен быть бетонирован, в бетон заделаны рельсы, которые служат постоянным заземлением. Участок необходимо отделить от цеха металлической перегородкой высотой 2,5—3 м.

Изучение условий труда при воздушно-дуговой резке чугун­ного литья показало, что этот технологический процесс сопро­вождается образованием сварочного аэрозоля, содержащего окислы марганца и свободную двуокись кремния. Наличие аэрозоля обна-

Рис. 67. Типовой участок воздушно-дуговой резки с наполь­ной системой вентиляции

ружено и в нейтральной зоне. Это объясняется особенностью про­цесса, при котором расплав удаляется струей сжатого воздуха, что приводит к интенсивному распространению аэрозоля в замк­нутом пространстве сварочного участка. Показатели концентра­ции окиси углерода и окислов азота не превышали предельно до­пустимого уровня.

Температура и влажность воздуха на рабочих местах резчиков находились в пределах нормы.

С целью обеспечения нормальных условий труда и удовлетво­рения требованиям санитарно-технических норм участок воздуш- но-дуговой резки снабжают различными типами местной вытяжной вентиляции. Наиболее эффективное улавливание тонкодисперсной пыли и газов, образующихся в процессе воздушно-дуговой резки, можно обеспечить в прямоточной вентиляционной камере с ниж­ним отсосом (рис. 67). В данной камере (при оптимальном расходе отсасываемого воздуха) предупреждается распространение пыли и газов в окружающее пространство и создается направленное
движение отсасываемого воздуха к воздухоприемнику, причем рабочий, находящийся внутри камеры, может выполнять необ­ходимые технологические операции. При этом содержание вред­ных веществ в зоне дыхания резчика не превышает предельно допустимый уровень, так как все конструктивные и технические параметры (размеры, расход отсасываемого воздуха и скорость всасывания) взаимосвязаны таким образом, что под влиянием бокового ограждения закрылков и встречного потока отсасывае­мого воздуха струя и восходящие конвективные потоки откло­няются и поворачиваются в сторону воздухоприемника.

м/с

	р=5«гс/см2
1 h	і
1 1 ------ f_. 1 1 1	| і	—ї

юр

0 0,7 1,0 1,5 2,0 М

Рис. 68. График затухания скорости струи, исходящей из сопла резака

5 5,0 I 3.5 <2

Расстояние от источтт

Конструктивные и технические параметры прямоточной вентиля­ционной камеры определяют, исходя из аэродинамических характеристик струй, образующихся при осущест­влении процесса воздушно-дуговой резки наиболее сложного с точки зрения обеспыливания. При воз­душно-дуговой резке плоская воз­душная струя, истекающая из сопла резака в результате взаимодействия с изделием, преобразуется в плос­кую веерную осесимметричную струю, свободно распространяю­щуюся в камере до встречи со стенкой. Экспериментально опреде­лено, что угол раскрытия веерной струи составляет 150°, угол подъема ядра струи равен 20°. Кривая на рис. 68 аппроксимируется уравнением вида

v = Ле~с,

где v — скорость струи, м/с; е — основание натурального лога­рифма; д: — координата точки на оси струи, м; А, с, b — коор­динаты, отражающие аэродинамические особенности веерной осе­симметричной струи.

Математическая обработка данных позволила найти значения коэффициентов А = 15,6; с = 11,1; b = 0,21. Таким образом, скорость ядра веерной струи на экспериментальном участке, т. е. на расстоянии 0,7—3 мм от места обработки, определяется уравнением

V= 15,бе-1'11 (-V—0,21) М/С- (Д)

Из рис. 68 видно, что наиболее активное падение скорости происходит на участке 1,5 м от точки удара струи об изделие. Эту величину с наибольшим градиентом падения скорости сле­дует принять как половину минимального размера ширины ка­
меры. Следовательно, минимальную ширину вентиляционной камеры принимаем Втіп = 3 м.

А-А

Із

а-

В связи с тем, что после удара о стенку камеры примерно 70% струи направляется в сторону открытого верха, возникает необ­ходимость расчета высоты камеры. Элементы, из которых сла­гается общая высота камеры: высота изделия h, высота подъема веерной струи над изделием h2 и высота участка h3, на котором происходит растекание струи по вертикальной стенке в направле­нии открытого верха камеры (рис. 69). Высота изделия обычно не превышает 1 м, поэтому для расчетов при­нимаем /гх = 1 м. Высоту участка h2 определяем из условия подъема ядра струи под углом 20° на участке то места обработки до стенки камеры:

Рис. 69. Схема камеры с нижним отсосом:

При определении Д3, ис- ходя из необходимости опро- кидывания струи в точке 3 (рис. 70) встречным потоком отсасываемого воздуха, при- нимаем V = 1 м/с. Из фор- мулы (А) определяем коор- динату ху в которой ско- рость v = 1 м/с. В резуль- тате получаем общую длину струи от точки 1 до точки 3 без учета дополнительной потери скорости при повороте в точке 2:

К— 2

в

В 2 cos 20°

Расчетная высота камеры с учетом всех слагаемых Н = х-! 2“ (tg 20 - cos 20о) + 1 • Высота камеры может изменяться в зависимости от ее ширины, при увеличении ширины высота камеры уменьшается. Предельную ширину камеры В и соответственно ее наименьшую высоту Н рассчитывают при условии, когда струя достигает стенки, сни­жаясь до конечной скорости v, т. е. при условии /г3 = 0. Камера в верхней части снабжена отражателями, минималь­ный размер которых зависит от условия обеспечения поворота струи под прямым углом, составляющим 0,04—0,08 В. Максималь - 204

tg 20е

1 — боковая стенка; 2 — закрылки; 3 — воздухоприемник; 4 — вентиляционная ре­шетка; 5 — раздвижные двери

flo = Х —

ную ширину отражателей принимаем, исходя из условий свободы маневрирования мостового крана. Величина потерь энергии струи при ударе об отражатель равна 15%, при этом окончательная ско­рость срыва струи v — 1-0,85 = 0,85 м/с.

Скорость потока всасываемого воздуха в камеру может быть меньше скорости срыва струи. Экспериментальная проверка ра­боты камеры показала, что вполне достаточна скорость 0,7 м/с. Взаимодействие потока отсасываемого воздуха со струей при таких скоростях приводит к откло­нению струи в сторону воз - духоприемника, минуя зону дыхания резчика, что обеспечи­вает содержание аэрозоля в зоне дыхания оператора на уровне, не превышающем предельно допустимую концентрацию.

Длина камеры определяется длиной обрабатываемой отливки с учетом необходимых прохо­дов с обеих сторон. Специфика рассматриваемого процесса на­кладывает ограничение лишь в отношении минимальной дли­ны камеры. Из условия затуха­ния струи сжатого воздуха воз­никает требование, чтобы длина камеры была не меньше мини­мальной ширины. Максималь­ная длина камеры обусловлена экономической целесообраз­ностью и ограничивается раз­мером, составляющим 2 В.

Размеры вентиляционной решетки принимают: 6 — В — 1,5 м; I = 1,5 м; (Ь и I — ширина и длина вентиляционной решетки). Следует предусматривать свободный проход между отливкой и стенкой камеры не менее 0,75 м с каждой стороны.

Скорость потока воздуха, поступающего в камеру, должна быть 0,7 м/с в верхнем сечении камеры с учетом площади отража­телей. При этом скорость движения воздуха в габаритном сече­нии камеры составляет 0,5 м/с, что удовлетворяет санитарным нормам проектирования промышленных предприятий. Указан­ные скорости будут достигаться при скорости воздуха в вентиля­ционной решетке 2,25 м/с, что составляет 9 м/с в ее живом сече­нии. Производительность отсоса с достаточной степенью точности может быть определена по эмпирической формуле Q = 81006/. При указанных параметрах камеры и производительности отсоса достигается высокая гигиеническая эффективность при оптималь­ном режиме работы камеры.

На основании полученных результатов разработан типажный ряд камер для воздушно-дуговой резки.

Опыт организации производственных участков воздушно-ду­говой резки на заводах показал целесообразность создания спе­циальных распределительных щитов, к которым подведены воз­душные, токовые и водяные магистрали. Такой щит предусматри­вает использование на рабочем месте как воздушно-дуговой резки, так и пневмообрубки и очистки литья с помощью наждачных кру­гов. Для этих целей на лицевой стороне щита имеются два шту­цера, к которым подключен сжатый воздух из сети и, следова­тельно, можно подсоединить пневмоинструмент. Для осуществле­ния воздушно-дуговой резки имеются медные штуцеры для под­ключения токовоздушных шлангов. В случае использования реза­ков с водяным охлаждением предусмотрен подвод и слив воды.

Вопросы электробезопасности и предохранения от яркого из­лучения дугового разряда остаются теми же, что при осуществле­нии сварочных процессов, поэтому участки воздушно-дуговой резки также должны удовлетворять всем требованиям техники безопасности, предъявляемым к сварочным участкам.

Рабочие, допускаемые к воздушно-дуговой резке на обрубке литья, должны быть обучены приемам резки и правилам техники безопасности. С целью гарантии выполнения технологии резки и обеспечения соответствующего качества реза необходимо орга­низовать приемку обработанных отливок работниками ОТК.

Состояние инструмента и другой технологической оснастки оказывает значительное влияние на качество обрабатываемых воздушно-дуговой резкой поверхностей. В связи с этим требуется, чтобы резаки и токовоздухопроводы регулярно проходили про­филактический осмотр и, при необходимости, соответствующий ремонт.

Рациональный подбор источников питания, создание техноло­гического оборудования, электродов, типовых схем комплексных участков и систем вентиляции обеспечили широкое внедрение воздушно-дуговой резки в чугунолитейных цехах заводов различ­ных отраслей.

В настоящее время воздушно-дуговая резка стала неотъемле­мой частью технологического процесса производства отливок.

[1] В настоящее время ГЩАНЧ-1 и ППАНЧ-2,

Проверяли причины нестабильности легирования углеродом и кремнием наплавленного металла при использовании проволоки марки ППЧ-2. В начале изменение состава наплавленного ме­талла считали следствием плохого заполнения проволоки порошко­образными легирующими компонентами (ферросилицием и аморф­ным графитом), в связи с чем исследовали влияние коэффициента заполнения проволоки (k3) на усвоение углерода, кремния и марганца в наплавленном металле. Эксперименты выполняли путем механизированной наплавки в глиняную форму порошко­выми проволоками состава ППЧ-2, отличающимися коэффициен­тами заполнения: 11, 16, 23, 27 и 32%. Наплавку осуществляли на режимах: сила тока дуги 700 А, напряжение 35—40 В скорость подачи проволоки 300 м/ч.

Экспериментами установлено, что коэффициент заполнения /г3 = 20—24% в наибольшей мере соответствует условиям сварки ванным способом. С увеличением k3 ухудшается технологичность процесса наплавки, выражающаяся в появлении на поверхности ванны графитовой спели; уменьшается и коэффициент усвоения наплавленным металлом элементов (особенно углерода и мар­ганца). При снижении k3 не достигается требуемый состав на­плавленного металла. Наплавка различных объемов металла про­волокой одного и того же состава приводит к заметному изменению состава наплавленного металла. С увеличением объема ванны повышается содержание углерода и кремния в наплавленном металле. Последнее, очевидно, является следствием увеличения времени существования сварочной ванны, что способствует пол­ноте протекания металлургических процессов.

Для подтверждения этого предположения возникла необхо­димость исследовать легирование при сварке чугуна порошковой проволокой с учетом анализа усвоения элементов на разных стадиях протекания процесса, а именно — в период образования

[2] полости реза, в то время как термохимическое воздействие газо­вой струи незначительно и не зависит от химической активности применяемого газа. Химический состав продуктов при дуговой резке металлическими электродами мало отличается от приведен­ных выше результатов. Данные обстоятельства указывают на электротермическую сущность процесса воздушно-дуговой резки, при котором функция применяемого газа ограничивается механи­ческим удалением расплавленного металла из полости реза.

Если применяемый газ не оказывает существенного влияния на производительность процесса, то он сильно влияет на скорость сгорания угольного электрода при осуществлении резки. Так, если расход электродов при резке с подачей азота на рабочем режиме: сила тока 300 А, диаметр электрода 6 мм, расход газа 18 м3/ч, принять за 100%, то при осуществлении резки с подачей сжатого воздуха на том же режиме расход электродов составляет 120%, а^при подаче кислорода—160%.

Влияние рода тока и полярности достаточно подробно изучено многими исследователями. Для воздушно-дуговой резки различ­ных сталей единодушно рекомендовалось применять постоянный ток обратной полярности. Однако это традиционное решение неприемлемо для обработки чугунных отливок из-за неудовлет­ворительности удаления расплава из полости реза и низкого ка-