/
Author: Гладкий П.В. Переплетчиков Е.Ф. Рябцев И.А.
Tags: технология обработки без снятия стружки в целом: процессы, инструмент, оборудование и приспособления общая технология основы промышленного производства механизмы детали машин механизация издательство экотехнология плазменная струя
ISBN: 966-8409-2
Year: 2007
Text
П. В. Гладкий, Е. Ф. Переплетчиков,
И. А. Рябцев
ПЛАЗМЕННАЯ НАПЛАВКА
Киев
«Екотехнолопя»
2007
ББК 30.61
Г52
УДК 621.791.755
ГлиОкнй И В , Переметчиков Е Ф., Рябцев И. Л
Г52 Плазменная наплавка. — К : «Екотехнотопя». 2007 — 292 с.
ISBN 966-8409-2 ! 3
Рассмотрены основные способы плазменной наплавки плаамекжй
струей с токоведушей присадочной проволокой, плазменной дугой с
нейтральной и токоведушей проволоками, плазменной дугой горячей
проволокой, плазменной дугой плавящимся электродом
Особое внимание уделено плазменио-порошковой наплавке,
позволяющей существенно расширить кру| сплавов, наплавляемых
механизированным способом
В книге приведены требования к наплавочным порошкам, рассмотрены
основные способы их проттэволт тва. исследованы технологические
особенности плазменной нагиав|.и. приведена методика выбора режимов
плазмснпо-по|к>и1ковой наплавки рассмотрены примеры наплавки ряда
характерных деталей. Представлены также сведения об оборудовании для
плазменной наплавки, рассмотрены конструкции основных узлов установок
и даны их характеристики
Рассчитана на инженерно технических работников, занимающихся
восстановлением и упрочнением деталей машин и механизмов Может быть
полезна студентам вузов.
ББК 30.61
ISBN 978 966 8409 21-9
С П В Гладкий, Е Ф Переплетчиков,
II А- Рябцев, 2007
С Оформление. «Екотехнатопя». 2007
Предисловие
Наплавка относится к числу весьма эффективных методов на-
несения защитных и упрочняющих покрытий, повышающих ресурс
деталей, узлов машин и механизмов, подвергающихся интенсивно-
му изнашиванию. Наплавку используют, в основном, для восста-
новления изношенных или поврежденных деталей машин и обору-
дования, но на многих производствах она уже является обязатель
ным технологическим процессом, который применяют при изго-
товлении новых изделий. Корпуса атомных реакторов и химичес-
ких установок, трубопроводная арматура, засыпные устройства до-
менных печей, буровой инструмент, клапаны двигателей внутрен-
него сгорания, шнеки экструдеров и многие другие детали и изде-
лия современного машиностроения не могут быть изготовлены без
наплавки нержавеющими, износостойкими, жаропрочными или
другими статями и сплавами с особыми эксплуатационными свой-
ствами
Изготовительная наплавка быстропзнашиваюшихся или наибо-
лее тяжело нагруженных деталей позволяет увеличить срок их
службы, избавить промышленность от необходимости производить
большое количество запасных частей, повысить работоспособность
и надежность машин, сократить расходы на их эксплуатацию. По
этой причине расширение масштабов применения изготовительной
наплавки обеспечивает прогресс в различных отраслях машино-
строения.
При наплавке новых деталей на их рабочую поверхность нано-
сят слой металла, в значительной мере отличающийся по химсоста-
ву и свойствам от основкого металла. Как показывает отечествен-
ный и зарубежный опыт, серьезные возможности в этом случае от-
крывает плазменная наплавка. Высокая стабильность горения
плазменной дуги, значительная концентрация в ней тепловой энер-
гии. возможность раздельного регулирования уровне»! нагрева при-
садочного и основного металлов обуславливают большие иренму
шества этого процесса перед другими способами наплавки. При
плазменной наплавке присадочный материал можно применять в
виде порошков, сплошной и порошковой проволоки, лент и др.
Данная монография является обобщением накопленного авто-
рами опыта и имеющихся в литературе сведении по плазменной
наплавке В ней рассмотрены следующие основные способы плаз-
менной наплавки: плазменной струей с токовелущей присадочной
3
проволокой, плазменной дугой с нейтральной и токоведущей про-
волоками; плазменной дугой горячими проволоками плазменной
дугой плавящимся электродом и др. Особое внимание уделено од-
ному из наиболее распространенных способов плазменной наплав-
ки — плазменно-порошковой
Плазменно-порошковая наплавка позволяет существенно рас-
ширить круг сплавов, наплавляемых механизированным способом,
так как необходимые для нее присадочные порошки могут быть по-
лучены практически из любого наплавочного сплава независимо от
степени его легирования, твердости, пластичности и других
свойств. Благодаря незначительному проплавлению основного ме-
талла, хорошему формированию, оптимальной толщине и высоко-
му качеству наплавленного слоя она, по сравнению с другими спо-
собами наплавки, обеспечивает более экономное расходование на-
плавочных материалов, сокращает затраты на последующую меха-
ническую обработку наплавленных деталей, повышает срок служ-
бы последних. Процесс плазменно-порошковой наплавки легко
поддается автоматизации.
Перспективы использования этого процесса в промышленности
определяются уровнем разработки его теоретических основ В мо-
нографии представлены результаты исследований температуры и
скорости плазмы в столбе дуги, движения п нагрева присадочного
порошка при различных вариантах его ввода в плазменную дугу.
Исследованы температура и геометрические размеры сварочной
ванны при плазмен но--порошковой наплавке. Изложены сведения
о наплавочных материалах и технологиях их наплавки, подробно
рассмотрены свойства наплавочных сплавов на основе никеля и ко-
бальта, проанализированы особенности коррозии никелевых спла-
вов в среде водяного пара. Изложены особенности формирования
зоны сплавления при этом способе наплавки
4
Глава 1. Основные способы
плазменной наплавки
1.1. Классификация способов
Плазменная дуга и плазменная струя являются высокоэффек-
тивными тепловыми источниками, которые широко используют
для резки, сварки наплавки и напыления (1 10 и др.]. Принципи-
альная возможность применения плазменной дуги (струи) как ис-
точника нагрева для целен наплавки была показана уже в самых
ранних исследованиях [11]. Первые примышленные способы плаз
менкой наплавки были разработаны в СССР и США в
1960 -х годах [12 -15].
Способы наплавки можно классифицировать по следующим ос-
новным признакам физическим, техническим и технологическим
Наиболее распространенной и удобной является классификация
пи физическим признакам, в частности, по используемым источни-
кам нагрева: дуговая, электрошлаковая, плазменная, индукцион-
ная, газовая и т.д. [16]. Больппшство из этих способов в свою оче-
редь могут подразделяются по технологическим (род тока, вид при-
садочных материалов количество электродов, наличие внешнего
воздействия и т п.) и техническим (способ защиты металла в зоне
наплавки, степень механизации процесса, непрерывность процесса
наплавки) признакам (рис. 1).
Как правило, плазменную наплавку выполняют постоянным то-
ком прямой полярности, реже обратной. Наплавка переменным то-
ком возможна [17], но после создания плазмотронов, способных
длительное время устойчиво работать на постоянном токе обрат-
ной полярности, по мнению авторов, такое направление малопер-
спективно. На практике переменный ток при плазменной наплавке
используют лишь для нагрева присадочной проволоки |6, 18].
Плазменная дуга и в этом случае питается постоянным током, что
5
6
обеспечивает большую стабильность процесса. Запатентована 119]
и находит применение |20] наплавка импульсным током,
Наплавленное изделие может быть включенным в электричес-
кую пень (наплавка плазменной дугой) или быть нейтральным
(наплавка плазменной струей). В последнем случае дуга горит меж-
ду неплавящимся электродом плазмотрона и присадочным матери
алом — проволокой или прутком Поверхность основного металла
нагревается струей плазмы и каплями присадочного металла.
Для наплавки проволокой особенно эффективным оказалось
комбинированное включение плазмотрона при котором в системе
«плазмотрон -проволока-изделие» одновременно горят две дуги —
прямого и косвенного действия, первая из которых обеспечивает
плавление основного металла вторая — плавление присадочной
проволоки.
По виду применяемого присадочного материала известные спо-
собы плазменной наплавки можно разделить на три основные
группы:
нап лавка проволокой или прутками,
наплавка по неподвижной присадке, уложенной или ка-
ким-либо образом закрепленной на наплавляемой поверхности,
наплавка порошком.
Вид присадочного материала определяет технологические воз-
можности способа наплавки, конструктивные особенности приме-
няемого для наплавки оборудования, в частности, конструкцию
плазмотрона и схему ею включения в электрическую цепь и тд.
Поэтому в дальнейшем способы плазменной наплавки рассматри
ваются именно по виду присадочного материала
В подавляющем большинстве случаев плазменную наплавку
выполняют механизированным способом. Нередко процесс на-
плавки полностью автоматизирован ]20-24]. Лишь в редких случа-
ях наплавку производят вручную с использованием в качестве при-
садки прутков и порошков 125-28]
1.2. Плазменная наплавка проволокой (прутками)
Плазменная наплавка с присадкой проволоки или прутков
отличается наибольшим разиообрашем схем включения плазмо-
трона, присадочного материала и изделия в цепь дуги, которые оп
7
ределяют характер распределения тепловой мощности дуги между
присадочным и основным металлами.
Наплавку с присадкой одной проволоки выполняют тремя ос-
новными способами (рис. 2);
плазменной струей с токоведущей присадочной проволокой;
плазменной дугой прямой или обратной полярности с элект-
рически нейтральной присадочной проволокой;
комбинированной (двойной) плазменной дугой прямой или
обратной полярности с токоведущей присадочной проволо-
кой.
На практике нашли применение также высокопроизводитель-
ные процессы плазменной наплавки с присадкой двух проволок
[29,30J и с плавящейся электродной проволокой [31].
1.2.1. Наплавка плазменной струей с токоведущей
присадочной проволокой
Принципиальная схема наплавки плазменной струей стоковеду-
щей присадочной проволокой [32, 33] показана на рис. 2, а. Наплав-
ку выполняют постоянным током прямой полярности. Дуга горит
между вольфрамовым электродом-катодом и присадочной прово-
локой, подаваемой сбоку под прямым углом к оси плазмотрона.
Между катодом и соплом плазмотрона постоянно горит также сла-
боточная (15-25 А) дежурная дуга (на схеме не показана), которая
поляризует промежуток электрод-проволока и тем самым обеспе-
чивает надежное возбуждение и устойчивое горение рабочей дуги.
Рис. 2. Схемы плазменной наплавки с присадкой одной проволоки - а —
плазменной струей с токоведущей присадочной проволокой; б —
плазменной дугой с нейтральной присадочной проволокой; в —
двойной дугой (1 — защитное сопло; 2 — плазмообразующее сопло;
3 — защитный газ; 4 — плазмообразующий газ; 5 — электрод;
6 — источник питания косвенной дуги; 7 — проволока; 8 - изделие;
9 — источник питания дуги прямого действия)
8
Рис. 3. Изменение эффективной тепловой мощности q плазменной
струи (а) и плазменной струи срасплавленным присадочным
материалом (б) в зависимости от силы тока / и расстояния от
проволоки до изделия h. Присадочная проволока 10Х18Н9Т
диаметром 1.6 мм [32]
Вследствие магнитного дутья струя плазмы, генерируемая ду-
гой электрод-присадочная проволока, отклоняется от оси плазмо-
трона по ходу подачи проволоки. Для компенсации этого отклоне-
ния плазмотрон устанавливают под углом 50-60' к поверхности
изделия так, чтобы струя плазмы была направлена на сварочную
ванну примерно под прямым углом к наплавляемой поверхности. В
этом случае она не только поддерживает металл сварочной ванны в
жидком состоянии, но и способствует его растеканию по поверхно-
сти основного металла.
Дуга между неплавящимся электродом и присадочной проволо-
кой представляет собой независимый от изделия источник нагрева,
что позволяет раздельно регулировать нагрев и плавление основно-
го и присадочного металлов.
Основной металл нагревается за счет теплового воздействия
струи плазмы и теплоты переносимого каплями присадочного ме-
талла. Эффективная тепловая мощность такого источника нагрева
зависит не только от силы тока дуги электрод-проволока /, (, ио и
от расстояния h между проволокой и поверхностью основного ме-
талла (рис. 3).
Сохраняя силу тока / , и, следовательно, скорость плавления
присадочной проволоки неизменными, за счет h можно в довольно
широких пределах изменять мощность, расходуемую на нагрев ос-
новного металла (см. рис. 3). Причем одновременное уменьшением
теплового воздействия плазменной струи на основной металл сни-
жается также температура капель присадочного металла, поступа-
9
Таблица 1. Температура капель присадочного метал, та при наплавке плазменной струей с токоведущей проволокой Св 08X1КН9Т диаметром 1,6 мм (32]
Сила тика. /1 Характер переноса Pact тоянис h от промашки до и зделия, чм Температура капель, *С
155 Струйный 10 2150
20 1850
30 1730
50 1580
155 Капельный 10 1850
20 1760
30 1680
50 1510
ющих в сварочную ванну (табл. 1) Благодаря этому при наплавке
плазменной струей можно регулировать тепловые и диффузной
ные процессы на границе сплавления, определяющие глубину про-
плавления основною металла и его содержание в иаплавленмом
слое, протяженность, соетан и свойства зоны сплавления, а также
другие характеристики наплавленных слоев.
Так как энергия плазменной струи передается основному метал-
лу не непосредственно, а через слой жидкого присадочного метал-
ла, то наплавку плазменной струей с токоведущей проволокой
можно рассматривать как своеобразную .заливку поверхности изде-
лия перегретым присадочным металлом
Полагая, что процесс распространения теплоты от присадочного
металла в основной в первом приближении описывается схемой
быстродвижуще!ося мощного нормально-линейного источника на
поверхности полубесконечного тела, Ю. Л Красулин и М X Шор-
шоров [33] получили следующую формулу для определения глуби-
ны проплавления основною металла:
Г^Т). (1)
где Н — глубина проплавления основного металла, см. а — коэффи-
циент температуропроводности основного металла, см2/с; Гк — дли-
тельность контактирования жидкой и твердой фаз, т.е. время пре-
бывания наплавляемого металла в жидком состоянии на поверхнос-
ти раздела, с. Ть — средняя температура жидкою металла (свароч
ной ванны), С: Г — температура солидуса основного металла, С.
10
Из этой формулы следует, что для получения малой глубины
проплавления необходимо уменьшать перегрев металла сварочной
ванны и длительность ею контактирования с твердым основным
металлом (при этом подразумевается отсутствие иных источников
теплоты, кроме перегретого присадочного металла).
Как известно [34, 35], при дуговой сварке и наплавке средняя
температура сварочной ванны не зависит от режима, ее определяют
только теплофизическими свойствами свариваемого металла. Для
низкоуглероднетой стали опа равна 1770+100 С.
IO. Л. Краеулин и И. Д. Кулагин |32] экспериментально нашли
что температура переднего фронта сварочной ванны при наплавке
стали X1B1I9T плазменной струей с токоведущей проволокой рав-
на 1550- 1650’С, а при наплавке меди — 1200 1300’С. Основываясь
на результатах измерений и на приведенных в табл. 1 данных о тем
пературе капель, поступающих в сварочную ванну, можно предпо-
ложить. что при наплавке плазменной струей на оптимальных ре-
жимах средняя температура ванны существенно ниже, чем при ду-
говой наплавке, и не намного превышает температуру плавления
основного металла, а в случае наплавки на стать сравнительно лег-
коплавких материалов (например, меди и ее сплавов) может быть
даже ниже нее.
Подтверждением сказанному служит то обстоятельство, что при
наплавке плазменной! струей металлов и сплавов более легкоплав-
ких, чем основной металл, последний практически не расплавляет-
ся. а при наплавке материалов с близкими теплофизическими
свойствами его проплавление незначительно [1.9.36, 371
Несмотря на то. что для наплавки плазменной струен с токове-
дущеи присадочной проволокой характерно очень .малое проплав-
ление, этот способ наплавки обеспечивает высокую прочность со-
единения наплавленного и основного металлов. Усталостная проч-
ность биметаллических деталей, наплавленных этим способом, зна-
чительно выше, чем при дуговой наплавке, что связано с отсутстви-
ем или меньшей толщиной хрупких кристаллизационных и диф-
фузионных прослоек в зоне сплавления [1,9, 36 40|.
1.2.2. Наплавка плазменной дугой с нейтральной
присадочной проволокой
11аплавка по этой схеме (см рис. 2, б) впервые была описана в
работе 1111 Исследованиям особенностей этого процесса посвяще-
но значительное количество работ 141 -47 и др. | С точки зрения
нагрева основного металла плазменная дуга является более эффек-
11
тивным и более локальным тепловым источником, чем плазменная
струя При наплавке плазменной дугой аффективный КПД нагрева
основного металла т|и”50 75%, коэффициент сосредоточенности
теплового потока К-1,8-4,2 см 2 при эффективной тепловой мощ-
ности (/"3 12 кДж/с [41 42], а при использовании плазменной
струи П11-20- 45%. К-0,32-0,53 см 2 <г2.3- 3,8 кДж/с |9|
При помощи плазменной дуги можно наплавлять массивные из-
делия и выполнять прецизионную наплавку весьма мелких дета-
лей. что практически неосуществимо с помощью плазменной
струи. Кроме того, плазменная дуга обратной полярности, благода-
ря эффекту катодной очистки, дай возможность использовать для
наплавки сплаьы, легированные алюминием, титаном и другими
элементами, образующими грудновоестанавливаемые тугоплавкие
оксиды, а также наплавлять детали из алюминиевых сплавов.
Плазменную наплавку с применением нейтральной присадки
можно выполнять не только механизированным способом, но и
вручную. То обстоятельство, что присадочная проволока электри-
чески нейтральна, снижает интенсивность ее плавления, по в ряде
случаев дает некоторые технологические и металлургические пре-
имущества: благодаря меньшему перегреву капель уменьшается
разбрызгивание при наплавке порошковой проволокой, преду-
преждается чрезмерное растворение карбидных зерен при наплавке
композиционных сплавов, снижается угар легко испаряющихся ле-
гирующих элементов и т.д.
При использовании этого способа плавление присадочного ма-
териала происходит за счет теплоты, получаемой от столба дуги пу-
тем конвективного и лучистого теплообмена. Массовую скорость
плавления определяют теплофизические и газодинамические пара-
метры плазмы, их распределение по радиусу столба дуги и площа-
ди теплообмена. В зависимости от этих факторов присадочная про
волока может плавиться на различном расстоянии от оси дуги, на-
чиная от точки ввода ее в столб дуги и кончая точкой выхода из не-
го. В нервом случае скорость плав.тения проволоки минимальна, во
втором — максимальна для данного режима горения дуги. Массо-
вая скорость плавления возрастает нс только с увеличением длины
нагреваемого участка проволоки, но и при увеличении ее диаметра
или замене проволоки лентой, что увеличивает поверхность тепло-
обмена |43].
При наплавке плазменной дугой обратной полярности действу-
ет иной, чем при традиционных способах наплавки, механизм
12
сп лавления присадочного н основного металлов [47]. Под действо
ем дуги обратной полярности впереди фронта сварочной ванны
возникает «зона запотевания», представляющая собой частично
оплавленный хорошо смачиваемый участок поверхности основного
металла. Небольшая часть наплавляемого металла растекается по
этой зоне и образует топкую (около 10 мкм) пленку, на которую за-
тем натекает остальной присадочный металл. Основной металл при
лом почти не расплавляется Доля его в наплавленном слое со-
ставляет всего 0,1%.
1.2.3. Наплавка двойной плазменной дугой
с гоковедущей присадочной проволокой
Сварка и наплавка этим способом предложена в работе [48].
Схема процесса приведена на рис. 2 в. Его отличительной особен-
ностью является наличие двух дуг прямой или обратной полярнос-
ти, питаемых, как правило, от автономных источников Одна из
них горит между электродом плазмотрона и изделием, другая —
между электродом и присадочной проволокой.
Плавление присадочного материала происходит за счет тепло-
ты. получаемой им путем теплообмена с плазмой столба дуги элек-
трод-изделие, и тепло-
ты выделяющейся в ак-
тивном пятне дуги эле-
ктрод-проволока. Ин-
тенсивность плавления
зависит от силы тока
обеих дуг (рис 4), по-
лярности, диаметра и
.места плавления приса-
дочной проволоки и не-
которых других факто-
ров [43, 48-511,
По производитель-
ности >тот способ зна-
чительно превосходит
наплавку плазменной
дугой с нейтральной
присадкой, обеспечивая
при этом во многих слу-
чаях меньшее проплав-
ление основного метал-
0 40 80 120 1_. А
Pw< 4 Зависимость массовой скорости
плавления G провоюки БрАМц 9-2
диаметром 2 мм от силы тока дуги /д
электрод изделие при различной силе
тока дуги /1|р электрод-проволока /. 2,
3 — плавление проволоки на выходе из
дуги, 4 то же на шгоЭе в дугу /43/
13
ла. По сравнению с наплавкой плазменной струей с токовслушеи
присадочной проволокой он более универсален и надежен.
1.2.4. Наплавка комбинированной плазменной
дугой с присадкой двух проволок
Рш. 5. Схема плазменной наплавки
с присадкой двух проволок.
1 — источник питания дуги электрод
проволока; 2 — источник питания дуги
электрод-изделие (3>>j
Этот способ наплав
кп (рис. 5) подробно
рассматривается в рабо-
тах [30. 52 541 Благо-
даря применению двух
присадочных проволок,
подаваемых в столб
плазменной дуги пря-
мого действия навст-
речу друг другу, ком
пеисируется их маг-
нитное дутье и повыша-
ется производитель-
ность наплавки до
30 кг/ч и более.
Зону наплавки за-
щищают от воздуха па-
садки довольно больших размеров (230х 120 мм). Защитный газ -
аргон или смесь аргона с водородом, плазмообразущнй газ -аргон
или арпшо гелиевая смесь, За процессом наплавки можно наблю-
дать через специальное окно в насадке и отверстия для проволоч-
ных мундштуков. Последние снабжены керамическими направля-
ющими, что позволяет работать с малым вылетом проволок и обет
испивает точное направление их в столб плазменной дуги.
Процесс наплавки стабилен и не чувствителен к колебаниям
длины дугового промежутка изменение расстояния между плазмо-
троном и изделием на t6 мм не оказывает существенного влияния
на проплавление основного металла [521
1.2.5. Плазменная наплавка горячими проволоками
Характерной особенностью лого способа наплавки [ 291 являет-
ся подогрев за счет Джоулевой теплоты присадочных проволок,
подключенных к автономному источнику тока (рис. 6). Две приса-
дочные проволоки, обычно диаметром 1,6 или 2,4 мм [9. 18, 55 59|,
подаются с постоянной скоростью в сварочную ванну, создаваемую
мощной плазменной дугой прямого действия. Проволоки располо-
жены V- образно под углом 30’ друг к другу и включены последо-
14
вательно через сварочную ванну в цепь источника переменного тока
с жесткой внешней характеристикой ((/хж-40 В /-600 А).
Ток, проходящий через проволоки, создает магнитное поле, ко-
торое стремится отклонить плазменную дугу. При последователь-
ном включении и V-образном расположении проволок их магнит-
ные поля в основном компенсируют друг друга. Это. наряду с при-
менением дтя нагрева проволок переменного тока, позволяет прак-
тически полностью устранить влияние магнитного дутья на дугу и
обеспечить ее п рос гране гвен ну ю стабилизацию.
Силу тика, скорость подачи проволок и расстояние от токопод-
водящих мундштуков до поверхности сварочной ванны, т.е. длину
нагреваемых участков проволок / выбирают такими, чтобы прово-
локи нагревались проходящим через них током почти до темпера-
туры плавления В результате резко повышается производи-
тельность наплавки. Проволоки плавятся в сварочной ванне без об-
разования дуги. На практике /„-85-100 мм, однако свободный
вылет проволок благо-
даря применению ке-
рамических направля-
ющих значительно
меньше и составляет
35- 10 мм [6, 18).
Характерная особен-
ность плазменной на-
плавки горячими про-
волоками — малое теп
ловложение в основной
металл и, следователь-
но, небольшая доля ос-
новного металла в на-
плавленном и мини
мальная зона термичес-
кого влияния
1.2.6. Плазменная наплавка плавящимся электродом
Способ плазменной наплавки (сварки) плавящимся электродом
от обычной дуговой наплавки (сварки) отличается тем, что конец
проволочного электрода и дуга, горящая между проволокой и изде-
лием, окружены аксиальным потоком плазмы, создаваемым плаз-
менной дугой прямого или косвенного действия [311. Благодаря
этому значительно возрастает скорость плавления электродной
Рис. в. Схема плазменной наплавки
горячими проволоками. ! источник
постоянного тока dm питания
пойменной дуги; 2 - источник
переменного тока для подогрева проваюк;
3 — присадочные проволоки /И/
15
проволоки, повышается стабильность дуги, улучшаются характер
переноса электродного металла (практически полностью устраня-
ется разбрызгивание) и формирование сварных швов (наплавлен-
ных валиков).
В зависимости от способа генерирования плазмы рассматривае-
мый процесс имеет несколько разновидностей (60].
Процесс наплавки по схеме рис. 7, а начинают с возбуждения
плазменной дуги между расположенным эксцентрично относитель-
но сопла неплавящимся электродом и изделием. Дуга между элек-
тродной проволокой, подаваемой по оси горелки, и изделием
возбуждается спонтанно, без короткого замыкания дугового проме-
жутка, и горит стабильно при изменении скорости подачи проволо-
ки в очень широком диапазоне [61].
Сварку и наплавку по этой схеме можно вести как на прямой
так и на обратной полярности. При обратной полярности резко
возрастает тепловая нагрузка на неплавящийся электрод, что огра-
ничивает силу тока плазменной дуги. Например, для вольфрамово-
го электрода диаметром 6 мм она не должна превышать 200 А [601.
Для повышения допустимый силы тока плазменной дуги при-
меняют медный водоохлаждаемыи электрод или, что более эффек-
Рис 7. Схема плазменной наплавки плавящимся электродам: а — с
непливящимся злектройан плазменной дуги, б — с токоведущим соплам
(1 — источник питания плазменной дуги; 2 — вольфрамовый или
водоохлиждаемый медный электрод; 3 — мундштук; 4 — электродная
проволока; 5 — источник питания дуги с плавящимся электродом,
б — плазменная дуга; 7 — дуга плавящегося электрода [61 -64])
16
чинно, используют в качестве неплавящегося электрода сопло
(рис. 7, б). Во втором случае упрощается конструкция плазмотрона,
уменьшаются его габариты Однако при этом нельзя начинать свар-
ку и наплавку с возбуждения плазменной дуги, гак как дуга блуж-
дает по торцу сопла и не стабилизируется по оси юрелки
Процесс начинают с возбуждения путем короткого замыкания
дуги плавящегося электрода, после чего в течение 0,1 с самопроиз-
вольно возникает стабильная плазменная дуга между соплом и из-
делием, Под воздействием магнитного поля, существующего во-
круг электродной проволоки, активное пятно дуги располагается
на стенке канала сопла. Для борьбы с разбрызгиванием при воз-
буждении дуги плавящегося электрода используют специальную
электрическую схему, управляющую силой тока и подачей прово-
локи [62].
В зависимости от силы тока дуги плавящегося электрода воз-
можны два вида переноса электродного металла |6О. 61. 63. 64].
При силе тока меньше некоторого критического значения столб ду-
ги плавящегося электро ча имеет цилиндрическую или слегка кони-
ческую форму (рис 8, а), а перенос металла происходит каплями,
движущимися вдоль осн дуги Разбрызгивания нет, однако глубина
проплавления основного металла значительна, так как тепловой
поток дуги и капель сосредоточен на небольшой площади.
При больших тепловых потоках капельный перенос переходит
во вращателыю-счруйныи. Для него характерны большая длина
расплавленной части электрода, изгиб ее по спирали и вращение
вокруг оси горелки (рис. 8. 6). Например, конец стальной электрод-
ной проволоки диаметром 1,2 мм при силе тока 300 А описывает
окружность диаметром около 8 мм (63]. По такой же траектории
перемещается и дуга, Электродный металл переходит сварочную
ванну в форме мелких капель, движущихся по спирали Средний
диаметр капель 0,6 мм Вертикальная составляющая скорости их
полета равна 2,0-3,4 м/с; горизонтальная составляющая мала
(0 0,5 м/с), так что разбрызгиваний практически нет.
Этим плазменная сварка плавящимся электродом отличается оч ду-
говой сварки плавящимся электродом в защитных газах, при которой
вращательно -струйный перенос характеризуют повышенное разбрыз-
гивание, непостоянство длины душ, напряжения и силы тока [65]
Скорость вращения расплавленного конца электродной прово-
локи и дуги зависит от многих параметров режима (вылета, силы
тока и др.) и, например, при диаметре проволоки 1,2 мм находился
2- 7-1124
17
Рис. 8. Перенос металла при плазменной наплавке плавящимся
электродом; а — стационарная дуга; б — вращающаяся дуга [63}
в пределах 150-230 об/мин. Критическая сила тока, при которой
начинается вращательно-струйный перенос, зависит от диаметра
проволоки следующим образом:
Диаметр проволоки. мм Критическая сила тока, /1
ОД 170
1Д. .240
1.6... 330
Эти данные относятся к проволоке из низкоуглеродистой стати
и длине вылета 45 мм [64]
Режимы с вращающейся дугой особенно выгодны для наплавки
в результате вращения энергия дуги и наплавляемый металл рас-
пределяются по поверхности изделия, что приводит к получению
широких плоских валиков с малым проплавлением основного ме-
талла. В этом случае без колебаний горелки можно получать на
плавленные валики шириной до 40 мм |61|. Кроме того, такие ре-
жимы отличаются большей производительностью.
1.3. Плазменная наплавка по неподвижной
присадке
Характерная особенность этой ipyniiu способов плазменной на-
плавки состоит в том. что в процессе наплавки присадка неподвиж-
на относительно изделия, а плазменную дугу используют для рас-
плавления этой присадки По сравнению с другими источниками
нагрева (газовым, дугой неплавящсгося электрода в защитных га-
18
зах и т.д.), плазменная луга является более эффективным и более
локальным тепловым источником.
Присадочный материал укладывают, насыпают, напыляют или
каким либо иным способом наносят заранее на подлежащую на-
плавке поверхность изделия или же подают на нес в процессе на-
плавки, впереди дуги В качестве присадки используют кольца или
пластины. форма и размеры которых соответствуют разделке под
наплавку, пасты, порошки и другие материалы.
1.3.1. Наплавка с применением компактной присадки
в виде колец и пластин
Наплавку выполняют плазменной дугой прямого действия. Для
каждого типоразмера наплавляемых деталей требуется изготовле-
ние соответствующей присадки определенной формы, чти яв.тяется
технически и экономически оправданным только в условиях мас-
сового или серийного производства. Присадку укладывают непо-
срс тственно на наплавляемую деталь или в соответствующую раз-
делку на детали и расплавляют плазменной дугой! прямого дей-
ствия Производительность набавки зависит от мощности плазмо-
трона; глубина проплавления основного металла мала, несмотря на
использование плазменной дуги прямого действия
Примером может
служить плазменная на-
плавка выпускных кла-
панов автомобильных
двигателей с примене-
нием компактной при-
садки в виде колец, из-
готовленных методом
порошковой металлур-
гии (рщ . 9) 113]. Кольца
укладывают в разделку
на тарелке клапана и
расплавляют нлазмен-
ной дугой. В течение
многих лет этот способ
наплавки успешно при-
меняется при изготов-
лении клапанов двига-
телей легковых и грузо-
вых автомобилей.
Рис. 9. Схема пламенной наплавки
клапана двигателя внутреннего
сгорания с применением компактной
присадки в виде кольца. 1 — присадочное
кольцо, 2 — /лапан; 3 — талмотрон
•I - воооихлаждаемый подпятник
1»
1.3.2. Наплавка по слою насты
Этот способ плазменной наплавки, как и пасты ЦИС 218 и
ЦИС 770В- которые используют в качестве присадочного материа-
ла, были разработаны в Центральном институте сварочной техники
(г. Галле) [66- 70].
Основой паст служит смесь порошков металлов, ферросплавов,
карбидов и т.п. при расплавлении которой образуется износостой-
кий Fe-Cr-C- или Fe-Cr-V-Ni-C-сплав Для приготовления
паст используют органическую связку или растворимые в воде свя-
зующие вещества, например, карбоксиметилцеллюлозу
С6Н7О2(ОН3)3. Пасту готовят непосредственно перед употребле-
нием и наносят шпателем на очищенную от ржавчины и оксидов
поверхность изделия. Толщина слоя пасты 5- 8 мм. После нанесе-
ния пасту сушат на воздухе в течение 5-12 ч. Процесс сушки мож-
но ускорить за счет нагрева пламенем или инфракрасными лучами.
При наплавке больших поверхностей применяют следующий спо-
соб нанесения пасты: путем экструднрования из нее получают по-
лоски нужных размеров, которые затем укладывают впритык друг
к другу на наплавляемую поверхнос1ь. После сушки пасту расплав-
ляют плазменной дугой.
1.3.3. Наплавка по слою гранулированной
присадки (крупки)
Схема процесса плазменной наплавки по слою |ранулирован-
ной присадки приведена на рис 10 [71]. Присадочный материал в
виде гранул неправильной формы размером 0,5-3.0 мм в попереч-
ном сечении заранее насыпают равномерным слоем на наплавляе-
мую поверхность изделия или же подают на нее из специального
питателя в процессе наплавки Расплавляют ею плазмотроном, ко-
торый перемещается вслед за наконечником питателя и совершает
поперечные колебания с размахом, равным ширине насыпанного
слоя крупки. Тяжелые крупные гранулы не раздуваются дугой и
защитным газом, поэтому нет надобности закреплять их на наплав
лясмой поверхности каким-либо связывающим веществом.
Недостатки процесса — сложность наплавки криволинейных
или цилиндрических поверхностей (при малом радиусе кривизны
наплавка практически невозможна), необходимость применения
формирующих приспособлений при наплавке кромок, невозмож-
ность наплавки тонких слоев металла.
20
Рис. 10. Схема
наплавки пи
слою грану-
лированной
прис одни:
1 - источник
питании
2 — ограни-
чительное
сопротивление.
3 - мектрод,
4 - ввод защитного
саза.
5 — eeoil
плазмообразующесо
газа; 6 — сопло
плазмотрона;
7 питатель пооачи крупки, 8 - крупка, 9 - наплавленный металл
1.3.4. Центробежная плазменная наплавка
Этот способ является разновидностью плазменной наплавки по
слою порошковой или гранулированной присадки применительно
к наплавке внутренних поверхностей гильз, втулок и подобных де-
талей цилиндрической формы.
Сущность его заключается в следующем (рис. 11). Во вращаю-
щуюся с большой скоростью деталь цилиндрической формы при
помощи загрузочного устройства, например, поворотного лотка,
равного по длине наплавляемому участку детали, засыпают необхо-
димое ятя получения наплавленного слоя задан нои толщины коли-
чество порошка (крупки) Под действием центробежных сил поро-
шок равномерно распределяется по внутренней поверхности дета-
in. Затем в нее на длинной жесткой штате, внутри которой проло-
жены коммуникации для подвода тока, воды и газа, вводят плазмо-
трон и возбуждают дугу прямого действия После образования
кольцевой ванны расплавленною присадочного металла включают
продольное перемещение плазмотрона. Для наплавки детали с вну-
тренним диаметром свыше 150 мм можно применять несколько
плазмотронов, располагаемых по периметру кольцевой ванны,
С увеличением числа оборотов детали поверхность наплавлен
ного металла становится более ровной При достаточно большой
21
скорости вращения исключается раздувание присадочного порош-
ка дугой, уменьшается влияние давления дуги на проплавление ос-
новного металла, обеспечивается отличное формирование наплав-
ленного металла.
1.3.5. Микроплазменное оплавление предварительно
напыленного покрытия
Для восстановления и защиты от изнашивания деталей, у кото-
рых но условиям эксплуатации допускается небольшой линейный
износ, широко применяют термическое напыление самофлюсую-
щимися сплавами с последующим оплавлением напыленного слоя
для придания ему плотности и повышения прочности сцепления с
основным металлом [ 10]. Оплавление можно выполнять различны-
ми способами ацстилено-кислородным пламенем и плазменной
струей, с помощью индукционного и печного нагрева и т.д. Но во
всех случаях не только покрытие, но и саму деталь нагревают до
высокой температуры
Микроплазменную дугу можно применять для наплавки тонких
(0.2-1,0 мм) слоев путем расплавления напыленного покрытия.
Этим способом можно наносить не только самофлюсующиеся, но и
другие наплавочные сплавы независимо от температуры их плавле-
22
ппя Однако необходимо, чтобы температура плавления покрытия
была ниже, чем у основного металла.
1.4. Плазменно-порошковая наплавка
Плазменная наплавка с присадкой порошка в наибольшей сте-
пени отличается от других способов плазменной наплавки приме-
няемыми материалами, оборудованием и технологическими воз-
можностями.
Порошки могут быть получены практически из любою пригод-
ного для наплавки сплава независимо от его твердости, пластично-
сти, степени легирования и других свойств, поэтому с этой точки
(рения являются универсальным присадочным материалом. В ка-
честве присадки для плазменной наплавки применяют как собст
пенно порошки (под порошком обычно понимают тонко измель
ченное твердое тело с размерами частиц до 0.1 мм, в сварочной тех
нике - до 0,5 мм [73]). так и более крупнозернистые сыпучие ма-
териалы с размерами частиц до 2.5-3,0 мм
В данном разделе рассматривают способы плазменной наплавки
с подачей присадочного порошка или крупки при помощи транс-
портирующего газа в столб дуги или непосредственно в сварочную
ванну.
В отличие от плазменного напыления, при котором источником
нагрева порошка служит струя плазмы, генерируемая дугой кос
венного действия электрод сопло, а изделие является элскгричес
ки нейтральным, наплавку с присадкой порошка выполняют плаз-
менной дугой прямого действия или двумя плазменными дугами —
прямого и косвенного действия с общим электродом. При этом ис-
пользуют различные схемы ввода порошка в дугу, которые можно
разделить на две группы, отличающиеся тем, что в одной группе
порошок вводят в дуг)' внутри плазмотрона (рис. 12), а в другой —
вне его (рис. 13)
В плазмотронах с внутренним вводом порошка в дугу создают-
ся, как правило, более благоприятные условия для его нагрева
плазмой. При внешней подаче порошка его нагрев менее эффекти-
вен, зато надежность работы плазмотрона несколько выше.
Запатентованные [71 ] схемы ввода порошка в дугу через элект-
родную камеру плазмотрона (см рис. 12, а и б) не нашли практиче-
ского применения, так как вследствие попадания порошка на элек-
трод, последний быстро выходит из строя. Плазмотроны с подачей
23
Рис 12. Схемы плазменной наплавки с вводом присадочного порошка
в дугу внутри плазмотрона: а — вместе с плазмообразующим газом
[74J; б — через электродную камеру [74[; в — через боковое
отверстие в канале сопла [75 /; г - через воронкообразную щель
между соплами [12[ (1 — медный водоохлаждаемый электрод (а),
водоахлаждаемый с вольфрамовой вставкой (б), вольфрамовый (в, г);
2 — сопло; 3 — ввод присадочного порошка с транспортирующим
газом; 4 — ввод плазмообразующего газа; 5 - ввод защитного газа;
6 — источник питания дуги прямого действия; 7 — источник
питания косвенной дуги)
порошка через осевое отверстие в катоде |7. 75| также пока не на-
шли практического применения из-за трудностей изготовления
электродов с отверстием н сложностями, связанными с подачей по-
рошка через отверстие относительно малого диаметра.
24
Рис. 13. Схемы
плазменной
наплавки с
внешней
подачей
присадочного
порошка через
отверстие в
торце сопла
» углом назад»
(а), то же
еуглом вперед»
(6), по каналам
в сопле
плаз-
мотро-
на (в):
1 -
источ-
ник
питания дуги пряного действия: 2 - ввод плазмообразующего газа;
3 — ввод присадочного порошка транспортирующим газом; 4 - ввод
защитного газа; 5 — электрод; 6 — ввод дополнительного
присадочного порошка; 7 плазменная дуга; 8 — источник питания
косвенной дуги [15/
25
Радиальным ввод порошка через боковое отверстие в канале
сопла (см. рис. 12, в) типичен для напыления [7, 10|. но для наплав-
ки используется редко [76, 77]. При такой схеме ввода порошка
стабильная работа плазмотрона возможна лишь при сравнительно
больших расходах плазмообразующего газа и малых транспортиру-
ющего. Это условие легко выполняется при напылении, но при на-
плавке большой расход плазмообразующего газа нежелателен, так
как ведет к увеличению глубины проплавления основного металла.
Для наплавки эффективной оказалась схема ввода порошка в
дугу под углом 25-80 через воронкообразную щель, образуемую
сопрягаемыми коническими поверхностями внутреннего и наруж-
ного сопел плазмотрона (см. рис. 12. г) [ 12]. В этом случае двухфаз-
ный поток транспортирующего газа и порошка концентричен дуге,
поэтому не только не снижает, но и повышает се стабильность.
Чтобы при сравнительно большой длине внутрпсоплового участка
дуги электрод-изделие избежать шунтирования дугового разряда
соплами и появления так называемой каскадной дуги [78], внут-
реннее и наружное сопла электрически изолируют друг от друга.
Дуга косвенного действия горит между электродом и внутренним
соплом и служит в основном для обеспечения устойчивой работы
плазмотрона. Роль ее в нагреве порошка незначительна [79]. Более
мощная дуга прямого действия обеспечивает необходимый нап>ев
поверхности изделия, плавление присадочного металла и образова-
ние сварочной ванны.
При плазменной наплавке с внешней подачей присадочного по-
рошка (см. рис. 13), последний подают в зону наплавки через от-
верстия в торце сопла плазмотрона (их может быть от одного до
трех) или по трубке, расположенной сбоку сопла.
При наплавке сплавов на основе никеля, кобальта или железа
угол наклона этих отверстий (трубки), их сечение, расход транс-
портирующего газа и другие параметры режима выбирают такими,
чтобы порошок вводился в дугу на небольшом расстоянии от по-
верхности изделия и попадал в сварочную ванну под дугой. При
этом порошок можно подавать в дугу спереди, сзади и сбоку одно-
временно с нескольких сторон (см. рис 13, соответственно а-в).
Направление подачи порошка в данном случае, по-видимому, не
имеет решающего значения, на практике используют все эти вари-
анты [80-85].
При наплавке композиционных сплавов дополнительный канал
для подачи упрочняющих частиц карбида вольфрама чаще всего
26
расположен сзади дуги и имеет такой угол наклона, чтобы зерна
карбида попадали в сварочную ванну, минуя дугу (см. рис. 13, в).
Это позволяет устранить или, по крайней мерс, уменьшить их рас-
творение в расплаве. Сварочная ванна образуется за счет расплав-
ления основного металла |86], защитного покрытия, нанесенного
на зерна карбида вольфрама [87. 88), или порошка сплава-связки,
который полают вместе с карбидом либо отдельно от него по боко-
вым каналам [80, 85]. В любом случае наплавленный металл имеет
гетерогенную структуру, состоящую из относительно легкоплавкой
матрицы и не расплавившихся зерен карбида вольфрама.
Представленные на рис. 13 схемы подачи порошка являются
весьма распространенными при плазменной наплавке. В частности,
схема рис. 13, а и ее модификации (с большим числом каналов для
подачи порошка) используют в установках EuTronic фирмы
Castolin (Швейцария) - одного из ведущих поставщиков оборудо-
вания для плазменной наплавки [24,841.
По схеме рис. 13, в выполнены установки фирмы «Металлод-
жикл индастриз» (США), которые работают более чем на 200 пред-
приятиях США и Западной Европы [85]. Схема рис. 13, б, как и
схема рис. 12, г реализована в первых отечественных аппаратах мо-
делей А1105 и А1299, созданных в ИЭС им. Е.О.Патона для плаз-
менной наплавки порошками.
Очевидно, что с изменением режима работы плазмотрона и ус-
ловий ввода присадочного порошка в дугу изменяются как интен-
сивность, так и продолжительность нагрева его частиц плазмой.
Экспериментальных данных о температуре нагрева порошка в дуге
при наплавке нет. Предполагается [14, 89, 90, 911, что при подаче
порошка по схеме рис. 12, г, его частицы в момент соприкосновения
с поверхностью сварочной ванны или основного металла находятся
в жидком или твердо-жидком состоянии.
При внешней подаче порошка время его пребывания в дуге зна-
чительно короче, а нагрев не столь эффективен. По данным
В.II Ирмера [92, 93|. исследовавшего энергетический баланс про-
цесса плазменной наплавки, на нагрев порошка расходуется при
внутренней его подаче от 9 до 20% мощности дупь при внешней —
около 12%.
В зависимости от конструкции плазмотрона для наплавки приме-
няют присадочные порошки с размером частиц от 45 до 250 мкм [82,
92,94, 95|, реже — до 400 мкм [96. 97, 98]. получаемые, как правило,
путем распыления жидкого металла инертным газом или водой.
27
Плазмотроны с внутренней подачей порошка используют для
наплавки композиционных слоев, если присадочным .материалом
являются .механические смеси порошков сплава-связки и карби-
дов вольфрама, ниобия или ванадия [14, 75, 89. 99 103| Содержа
ние карбидов в смеси может достигать 75-80% по массе. Величина
их зерен от 20 до 200 мкм. В остальных случаях применяют раз-
дельную подачу порошков карбида и сплава -связки.
В качестве плазмообразующего и транспортирующего газов для
наплавки порошком применяют аргон. Как защитный газ исполь-
зуют аргон, смесь аргона с 5-8% водорода или азот 110, 23, 83, 89,
90. 104, 105]. Аргоно-водородная смесь может служить также и для
подачи порошка (23].
До недавнего времени плазменную наплавку порошком выпол-
няли исключительно на постоянном токе прямой полярности Хотя
идея наплавки плазменной дугой обратной полярности с присад-
кой порошка была высказана и запатентована Р.Гейджем и др [741
еще в 1959 г. (см рис. 12, а). ее удалось реализовать лишь в начале
1980 -х гг. Первые промышленные плазмотроны для наплавки по-
рошком током обратной полярности были разработаны практичес-
ки одновременно в Японии [100 103J и в СССР [106].
Производительность плазменно-порошковой наплавки порош
ком в зависимости от мощности плазмотронов составляет 4 10 кг
наплавленного металла в час Реальная производительность на-
плавки зависит от размеров и формы изделия, толщины наплавляе-
мого слоя, типа присадочного порошка и других факторов и нахо-
дится в пределах 0.8-6 кг/ч.
Минимальная толщина наплавленного слоя при внутренней по-
даче порошка равна 0,25 мм. при внешней - 0,5 мм [ 14, 80, 89, 1041.
Наибольшая высота однослойного валика в обоих случаях состав
ляет 5-6 мм. Возможность нанесения сравнительно тонких слоев с
малым проплавлением основного металла — важное достоинство
плазменной наплавки порошком.
При наплавке без колебаний плазмотрона наплавленные валики
имеют ширину 3 10 мм. при наплавке с колебаниями она может
достигать 40-50 мм [89.80, 104. 1о7|
1.5. Сравнительная характеристика основных
способов наплавки
В настоящее время разработано большое количество различных
способов наплавки, основанных на использовании различных ис-
28
гопников нагрева, электродных и присадочных материалов, защит-
ных сред, приемов формирования наплавленного слоя и т.д. Основ-
ные характеристики некоторых из них приведены в табл. 2. В по-
давляющем большинстве случаев одинаковые детали можно напла-
вить не одним, а несколькими способами.
Эти обстоятельства нельзя не учитывать при выборе перспек-
тивных направлений научно исследовательских и опытно-конст-
рукторских работ в области наплавки, в частности, работ, ориенти-
рованных на создание или освоение новых способов наплавки. Не-
избежно приходится считаться с наличием уже освоенных промы-
шленностью технологических процессов, сложившейся структурой
парка наплавочного оборудования, номенклатурой выпускаемых
наплавочных материалов, установившимися производственными
связями между предприятиями и поставщиками оборудования и
материалов для наплавки и т.п.
Очевидно, что любой новый способ наплавки может найти про-
мышленное применение лишь в том случае, если он удовлетворяет,
по крайней мере, одному из следующих требований:
дает возможность эффективно восстанавливать или упроч-
нять детали, которые из-за их формы размеров, материала
или по другим причинам нельзя наплавить известными и уже
освоенными способами,
• позволяет использовать для наплавки металлы и сплавы, ко-
торые ранее не наплавлялись, или же получать новые комби-
нации наплавленного и основного металлов;
основывается на применении новых, более доступных и де-
шевых видов наплавочных материалов;
• настолько превосходит по своим показателям (производи-
тельности. экономичности, качеству наплавленного металла)
известные способы, что замена им последних становится тех-
нически и экономически целесообразной.
Проанализируем с этой точки зрения, описанные выше основ-
ные способы плазменной наплавки.
Пламенная наплавка проволокой. При наличии соответствую-
щей проволоки или ленты наплавка сплава требуемого химическо-
го состава может быть выполнена многими более простыми, до-
ступными и экономичными способами. Преимуществами плазмен-
ной наплавки, определяющими возможные области ее применения,
в этом случае являются:
29
Таблица 2. Сравнительная характеристика некоторых способов наплавки [6, 9, 14, 18, 35, 71, 72, 74, 108, 109)
Способ наплавки Производи телыюстъ, Кг/Ч Доля основ- ного метал- ла в наплав- ленной, % Толщина наплавленного слоя, мм (один проход)
Газовая с присадкой прутков или проволоки 0,5-1,5 1 0.8-5,0
Газопорошковая 0.5-3,0 1 0,3-3.0
Аргонодуговая неплавящимся электродом 1.0-7,0 10-30 2.5-5.0
Плавящимся электродом в защитном газе 1,5-9,0 30-60 3.0-5.0
Ручная дуговая, покрытыми электродами 0,8-3.0 20-50 2.0-5.0
Под флюсом одной проволокой 2-12 30-60 3,0 5.0
Под флюсом многоэлектродная 5-40 15-30 5.0-8.0
Под флюсом лентой 5-40 10-20 2,5-5.0
Дуговая самоэащитной проволо- кой 2-9 25-50 2,5-5,0
Дуговая самозащнтной лентой 10-20 15-40 2,5-5,0
Электрошлаковая двумя элек- тродными лентами 10-60 5-15 1.5-5.0
Электрошлаковая электродны- ми проволоками 20-60 10-20 6,0-50
Электрошлаковая зернистым присадочным материалом 100- 200 5-10 15.0-50
Плазменная проволокой 4-12 5-15 3.0-6.0
Плазменная двумя проволоками 12-30 5-15 3,0-8.0
Плазменная горячими проволо- ками 12-27 5-15 3.0-6.0
Плазменная плавящимся хпек- тродом 8 30 5-15 3,0-6,0
Плазменная порошком 0,8-6.0 5-15 0,3-6,0
Плазменная по неподвижной присадке 0,2-15.0 5-20 0,2-4,0
Индукционная 2-15 5-15 0.4-3,0
малая глубина проплавления основного металла, что важно в
тех случаях, когда в наплавленном слое допускается лишь ма-
лая примесь железа, когда разбавление наплавленного метал-
30
ла основным нельзя компенсировать за счет повышенного со-
держания легирующих элементов в проволоке (ленте) либо
многослойной наплавки или когда оно приводит к существен-
ному ухудшению свойств металла в зоне сплавления, напри-
мер, вследствие образования хрупких кристаллизационных
прослоек;
меньшее, по сравнению с дуговой наплавкой, тепловложенис
в основной металл, что представляет интерес при наплавке
деталей из термически упрочненных или чувствительных к
перегреву сталей;
отсутствие при наплавке трудностей металлургического ха-
рактера, связанных с плохой отделимостью шлаковой корки,
наличием шлаковых включений и т.п. (важно для ограничен-
ного круга высоколегированных материалов).
По сравнению с наиболее распространенной дуговой наплавкой
для плазменной наплавки проволокой требуется более сложное и
дорогое оборудование, а также более высокая культура производст-
ва. Этот способ находит практическое применение при наплавке
сплавов на основе цветных металлов, и, в редких случаях, высоко-
легированных сталей. Широкое внедрение в промышленную прак-
тику высокопроизводительных процессов плазменной наплавки
двумя проволоками и плавящимся электродом наталкивается на
сильную конкуренцию со стороны дуговой и электрошлаковой на-
плавки лентами, которая обеспечивает еще более высокую произ-
водительность при достаточно малом проплавлении основного ме-
талла (см.табл. 2).
Плалиенная наплавка по неподвижной присадке эффективна
только для небольшого круга деталей, как правило, массового про-
изводства, поэтому и в будущем ее применение будет, по-видимо-
му, ограниченным.
Плазменпо-порошковая наплавка обладает всеми достоинства-
ми плазменной наплавки проволокой. Кроме того, применение в
качестве присадочного материала порошка, который, как уже отме-
чалось, может быть получен практически из любого сплава, незави-
симо от его твердости, прочности, степени легирования и других
свойств, значительно расширяет круг сплавов, наплавляемых меха-
низированными способами. Стоимость порошков на 10-30% ниже
стоимости прутков и проволоки аналогичного состава 1110). Каче-
ство порошков, в частности, их химический состав, контролировать
легче, чем качество порошковой проволоки и лент. При необходи-
31
мости порошки можно смешивать для получения требуемого соста-
ва наплавленного металла.
Важными достоинствами плазменной наплавки порошком яв-
ляются небольшая толщина наплавленного слоя (при необходимо-
сти) и хорошее его формирование, благодаря чему снижаются рас-
ход наплавочных материалов и трудоемкость механической обра-
ботки наплавленных изделий.
Таким обратом, среди рассмотренных способов плазменной на-
плавки наиболее универсальным и перспективным процессом яв-
ляется наплавка с присадкой порошка. В то же время этот способ
по своим технологическим особенностям и применяемому обору-
дованию в наибольшей степени отличается от дуговых способов
наплавки В частности, как уже упоминалось, плазменная наплавка
проволокой по технике и технологии близка к способам наплавки в
защитных газах неплавящимся и плавящимся мектродами В свя-
зи с этим основное внимание в данной монографии уделено плаз-
менно порошковой наплавке.
32
Глава 2. Теплофизические
характеристики плазменной
дуги и сварочной ванны
при плазменно-порошковой
наплавке
2.1. Исследование температуры и скорости плазмы
в столбе дуги
Плазменную дугу как источник на1рева присадочного порошка
характеризуют размеры столба дуги, распределение температуры и
скорости плазмы по ее объему, род плазмообразующего газа.
Решение системы уравнений, описывающих электродуговой
разряд, стабилизированный потоком газа, представляет большие
трудности, вследствие чего достаточно простые расчетные соотно-
шения. связывающие наиболее важные характеристики плазмотро-
нов (напряженность электрического поля, максимальная и средне-
массовая температуры газа, его скорость и др.) с силой тока, диаме-
тром сопла, родом и расходом газа, получены только за счет введе-
ния различных упрощений, справедливость которых часто остается
недоказанной, а единственным критерием достоверности этих со-
отношений служит степень совпадения расчетных данных с экспе-
риментальными 1111 112, 113].
Ниже приведены данные, полученные авторами при экспери-
ментальном исследовании температуры и скорости плазмы в стол-
бе дуги. Исследовалась дуга в аргоне, который является основным
рабочим тазом при плазменной наплавке.
2.1.1. Измерение температуры аргоновой плазмы
В общем случае электрический разряд в одноатомном тазе мож-
но описать с помощью четырех различных температур: электрон-
ной Т_. характеризующей кинетическую энергию электронов; газо-
3-7.1124
33
вой Гр характеризующей кинетическую энергию тяжелых частиц,
температуры возбуждения Г. определяющей заселенность различ-
ных уровней; ионизационной Гы, определяющей концентрацию
электронов 1114]. Соотношение между этими температурами силь
но зависит от условий разряда — плотности тока, давления и др.
Если газ в разрядном промежутке находится в состоянии термичес-
кого равновесия (речь идет, конечно, лишь о локальном равнове-
сии), то Т^Т-Т^Т^
В плазме свободной аргоновой дуги атмосферного давления
термическое равновесие устанавливается, начиная с силой тока
10 А [115]. В стабилизированной аргоновой дуге при силе гока
200 А и диаметре сопел 5 и 10 мм разница температур электронов и
тяжелых компонентов плазмы (атомов, ионов) составляет соответ-
ственно 2,2 и 1,3% |112] Таким образом, можно полагать, что при
характерных дтя наплавки конструкциях плазмотронов и режимах
их работы плазма находится в термически равновесном состоянии.
(Наличие локального равновесия означает, что свойства плазмы в
окрестности некоторой точки полностью определяют температура
и давление в этой точке)
Для измерения температуры дуговой плазмы предложено много
методов, большая часть которых основана на использовании собст-
венного излучения дуги, гак как оптические (спектральные) мето-
ды являются наиболее простыми и не вносят искажений в дуговой
разряд.
Температуру аргоновой плазмы можно измерить различными
спектральными методами- но абсолютным и относительным интен-
сивностям спектральных линий [111, 115 - -1201, по абсолютной ин
тенсивностп сплошного спектра (континуума) [111, ИВ, 121 122]
по относительной интенсивности линий и континуума [111 116]
по пггарковскому уширению линии (111, 116| и другим |111 114]
Эти методы измерений дают значения Те, Ти или Ги, которые в слу-
чае равновесной плазмы одинаковы и равны газовой температуре,
определяющей интенсивность теплообмена плазмы с частицами
порошка.
В опытах, проведенных авторами, температуру плазмы измеря-
ли но абсолютной интенсивности континуума. Использовали ме-
тод малой монохроматизапип [111, 121, 122], не требующий приме-
нения громоздкого спектрального оборудования (оно было замене-
но фотокамерой с набором светофильтров) и позволяющий по од-
ному снимку измерить распределение температуры по всему объе-
34
Рис. 14. Схема установки для измерение температуры и скорости
плазмы в дуге; 1 - фотокамера. 2 — светофильтры, 3 —
плазмотрон; 4 — анод; 5 рычаг с вольфрамовым прутком, 6 —
датчик; 7 — усилитесь; 8 - маятниковый подвес, 9 — осциллограф
му столба дуги. Схема экспериментальной установки для измере-
ния температуры и скорости плазмы в дуге показана па рис. 14.
|123|.
На установке изучали зависимость температуры плазмы от сле-
дующих параметров режима;
• тока дуги прямого действия / , который изменяли в пределах
100250 А:
• тока косвенной дуги/х в пределах 50 150 А;
расхода плазмообразующего газа в пределах
1,0-5,5 л/мин;
расхода транспортирующего газа в пределах 4- 15 л/мип
Лугу фотографировали через светофильтры ЖС 12 и СС-4,
выделяющие спектральную область 440- 480 нм, В качестве зтало-
па, необходимого для определения абсолютных значений интен-
сивностей излучения, служил кратер анода слаботочной угольной
душ. Снимки дуги фотомстрировали в семи поперечных сечениях,
О1СТОЯЩИХ от торца плазмотрона на расстояниях 0,5-11,5 мм. и по
ним находили распределение интенсивности излучения /(rJ.
Для построения температурных профи чей дуги эксперимен-
тально найденные поперечные распределения интенсивности излу-
35
чеиия 1 f должны быгь преобразованы в истинные распределения
излучательной способности плазмы по радиусу дуги / Для опти-
чески прозрачных источников с осевой симметрией, какими явля-
ются исследуемые дуга, это преобразование сводится к решению
интегрального уравнения Абеля:
где R — последняя точка на оси х в которой функция еще изве-
стна Отсюда
Так как аналитический вид распределения заранее неизвес-
тен, то дчя нахождения обычно применяют численные методы
1111|. Преобразование сравнения (3) включает операцию диффе-
ренцирования наблюдаемого распределения поэтому ошибка
определения !(1) значительно превышает исходную ошибку измере-
ния /,хГ Методы численного решения уравнений (2) и (3). предло-
женные в работах [124-126 и др ], различаются по величине вноси-
мых систематической и случайной ошибок, Как показан^ в работе
1124], часто применяемый на практике численный метод Пирса
1125]. использовавшийся в работе [123], качественно искажает рас-
пределение I(f) особенно вблизи осн источника излучения В связи
с этим в дальнейшем, следуя работе [124], при расчетах производи-
ли сглаживание экспериментальных данных при помощи полино-
мов.
Функцию 1(1) аппроксимировали полиномом п-й степени
/Г.<а0та1Г1'-6тят’Л
(4)
Параметры многочлена at находили методом наименьших квад-
ратов [127] Так как источник излучения осесимметричен, то рас-
считывали многочлены четных степеней:
/от-аота^+а^+...
(5)
В большинстве случаев достаточно хорошее приближение до-
стигалось уже при п-4 После дифференцирования полинома (5) и
подстановки dl(xi/d.v в интегральное уравнение (3) имеем
36
=— ~ a2y R —г2 при d“2 (6)
/Г
/<н =—— yR — г‘[3а2 + 2а4(Я +2r )] при n-4 (7)
Зя
^Л2-гг [15а, + 10а4(Л2+2г2) +
, при п-6
+ а6(3/?Ч4Я2г2+8г-)]
(8)
Пользуясь рассчитанными значениями 1^, температуру плазмы
определяли по известным температурным зависимостям излуча-
тельной способности аргоновой плазмы для участка континуума
Z>430 нм (4300 Л) [ 111 122 128,129]. Погрешность измерения тем-
пературы использованным методом не превышает 4%.
Па рис. 15- 19 представлены некоторые результаты измерений
температуры для плазмотрона с внутренним и наружным соплами
диаметром соответственно 4 и 7 мм
Анализ полученных результатов показал, что с учетом разных
условий горения дуг и погрешности измерений найденные значения
температуры аргоновой плазмы согласуются С данными работ [118,
121J. Несмотря на то. что наплавочные плазмотроны существенно
отличаются от сварочных своей конструкцией и режимами работы,
в частности наличием дополнительного сопла и концентричного
потока транспортирующего таза, расход которого обычно значи-
тельно превышает расход плазмообразующего газа, радиальное рас-
пределение температуры в исследованных дугах практически такое
же, как и в дугах сварочных плазмотронов (см. рис. 15 и 19). Темпе-
ратуру плазмы в открытом участке столба определяет в основном
сила тока дуги прямого действия (см рис. 17). Сила тока косвенной
дуги практически не влияет на нее: с увеличением eio от 80 до 150 А
наблюдалось лишь незначительное повышение температуры на оси
дуги, которое находилось в пределах погрешности измерений.
С увеличением расхода плазмообразующего газа в диапазоне
1.0- 5.5 л/мин осевая температура плазмы несколько возрастает
(см рис. 18). У среза сопла это выражено заметнее, у анода — весь-
ма слабо. I вменение расхода транспортирующего газа в пределах
1 15 л/мин нс оказывает существенного влияния на величину и
характер распределения температуры плазмы.
37
На основании результатов исследований для типичных режи-
мов работы плазмотрона построены температурные поля дуги
(рис. 20). Учитывая, что экспериментальное определение темпера-
туры плазмы довольно сложно и трудоемко, существует возмож-
ность использования полученных данных для опенки температуры
дуги при других режимах работы и конструктивных параметрах
плазмотрона.
В. М. Батенин и II. В. Минаев 11301 предложили анализировать
результаты измерении температуры на оси стабилизированных
станками дуг в координатах где I - ток дуги. <7( - диа-
метр стабилизирующего канала Если пренебречь излучением, то
указанная зависимость должна быть одинаковой для дуг. горящих
в каналах разного диаметра. Однако в действительности с увеличе-
нием диаметра канала из -за выноса энергии излучением темпера
гура на оси дуги при постоянном значении I/dc уменьшается.
38
На рис. 21 обоб-
щены наиболее на-
дежные резулыаты
измерений темпера-
туры аргоновой
плазмы на оси ста-
билизированных
дуг. Зависимость
осевой температуры
от диаметра канала
при токе 100 А нл-
тюстрирует рис. 22
Как видно из
рис 21 и 22, значе-
ния осевой темпера-
туры плазмы на
выходе из сопла на-
плавочного плазмо-
трона удовлетвори-
тельно описыва
ются обобщающими
кривыми, если в
качестве характер-
ного конструктив
пою параметра
плазмотрона при
пять диаметр канала
наружного сопла
Используя обобща-
ющие зависимости
T,/f{i/dc) и учиты-
вая, что Г„ практи-
чески ие зависит от
расхода плазмооб-
разующею и транс-
портирующею газов
при изменении его в
обычных для па-
т,ю
к 15
г, мм
Рис. 16. Распределение температуры вдоль
оси дуги и зависимости от расстояние г от
сопла при различной силе токи основной
дуги I (1K-80A; Q,n-2л/мин; 0^-9 л/мин)
т.ю
к
13
Рис. 17 Зависимость температуры платы
вдоль оси дуги на выходе из <апла от силы
тока о> ионной дуги I (Ik~80 А, (2ц ,"2 л/мин:
Qrp-9 t/мин; олина дуги 1а~12мм)
13
т,ю',
к
5 0_. п'мии
Рис. 18. Зависимость температуры лтты
Го на оси дуги на расстоянии от сопла
0,5 мм (1) и 11,5 мм (2) от расхода
плазмообразующего газа (I- 150 А, 1к~80А;
Q^-9 л/мин; I-12. мм)
плавки пределах, можно оценить с достаточной для практических
пе теп точностью осевую температуру плазмы .тля не исследован-
39
ных режимов работы плазмотрона при значениях параметра l/dc до
450 А/см.
Температура электронов аргоновой плазмы электрической дуги,
горящей в цилиндрическом канале, при аксиальной подаче газа хоро-
шо описывается следующей зависимостью [ 112]:
7^-5,461OJ(Z/<)OISI</ 007е,
(9)
Рш 19. Радиальное распределение
температуры плазмы в столбе дуги
сварочного плазмотрона на расстоянии
0,8 мм от сопла [121 /
Put 20 Температурные поля столба
дуги при сите тока основной дуги 100
(а): 150 (б): 180 (в) и 220 Л (г). 1К-8ОА:
Q^-2 л/мии; (^-9 л/мин; 1Д-12 мм
где единицами физиче-
ских величин являются;
для I — А, для d. — см,
для — К.
Выражение (9) спра-
ведливо для осевых зна-
чений температуры ус-
тановившегося участка
дуги при изменении ди-
аметра канала от 0.22 до
10 см и комплекса
/^1.5 от 2.0-10* до
4,5-102
В табл. 3 сопостав-
лены результаты расче-
тов по формуле (9) с
экспериментальными
данными В качестве dc
при расчетах использо-
ван! диаметр канала на-
ружного сопла 0,7 см.
Расчетные значения
Г, несколько занижены
по сравнению с экспе-
риментальными. что
особенно заметно при
силе тока >150 А и
обусловлено, по види-
мому, влиянием внут-
реннего сопла плазмо-
трона. имеющего значи
телыю меньший диа-
метр канала. К подобно-
40
Таблица 3. Расчетные и экспериментальные значения температуры плазмы Го на оси душ, К
Способ определения температуры Qua тика дуги. А
100 125 150 180
Расчетный 11870 12280 12620 12970
Эксперимента, тытый 124001400 127001400 133001500 14900:600
mv заключению при-
водит и анализ дан
ных, представлен-
ных на рис. 21 при
повышенных значе-
ниях I/dc, рассчитан
ных по диаметру ка-
нала наружного соп-
ла, эксперименталь
ные значения То сме-
щены в сторону
обобщающих кри-
вых, характерных
для канатов с мень-
шим диаметром. Это
обстоятельство не-
обходимо учитывать
при оценке осевой температуры плазмы по силе тока дуги и диаме-
тру канала сопла плазмотрона.
2.1.2. Измерение скорости плазмы в дуге
По сравнительно простым зависимостям, полученным из урав-
нения энергетическою баланса, условия неразрывности потока и
уравнения состояния газа можно рассчитывать лишь среднемассо-
вую скорость потока плазменной струи выделенной из столба дуги
[111.131- 133]. Расчет локальных значений скорости в дуге даже для
наиболее простых случаев (установившееся течение в дуге, стабили-
зированной цилиндрическими стенками) очень трудоемок, а его точ-
ность невысока из-за упрощений, принимаемых при расчетах [111,
ИЗ, 134, 135].
Для экспериментального определения скорости плазмы приме-
няют методы, основанные на измер' пни скорости перемещения
флуктуаций яркости, имеющихся в плазме [ 133, 136] или создавае-
мых искусственно при помощи искрового разряда, алектромного
41
пучка или луча лазе-
ра [137] Скорость
потока плазмы мо-
жет быт ь определена
также по допплеров-
скому смещению ча-
стоты спектральных
линии [117], по тре-
кам очень мелких
частичек, вводимых
в дугу [138, 139].
Указанные методы
измерений не вносят
возмущений в тече-
ние плазмы, что яв-
ляется их важным
достоинством. Однако большинство из них. например методы, ко-
торые применялись в работах [117, 133, 138|. позволяют опреде-
лять только средние значения скорости плазмы, а другие [136, 137,
139] сложны технически. К тому же многие из них не обладают до-
статочной точностью и разрешающей способностью.
Для измерения локальных значений скорости плазмы использу-
ют трубки полного напора — водоохлаждаемые стационарные [111.
140, 1411 и пеохлаждаемые, быстро перемещаемые через поток
плазмы [ill. 141-144]. Конструкции датчиков, способы регистра-
ции давления при нестационарных методах измерений и погреш-
ность измерений рассмотрены в работах 1111, 140. 142, 144].
При известной температуре и, следовательно, плотности и вяз-
кости плазмы скорость ее может быть определена по силе F, дейст-
вующей на внесенное в поток тело [ill 143, 145, 146]:
F-СД (ргюг/2) (10)
где С, - коэффициент лобового сопротивления, зависящий от фор
мы тела и условий обтекания, определяемых критерием Рейнольд-
са Re-p|jwr«6ir); р,, шг, рг -соответственно плотность, скорость и
вязкость плазмы (iaaa); 5М площадь миделева сечения тела; / —
характерный размер тела (для поперечно обтекаемого цилиндра
или сферы — диаметр).
Вследствие высокой температуры плазмы и малых размеров
столба дуги применение стационарных методов измерения скоро-
42
ста в условиях опытов было бы неэффективным. Авторы примени-
ли нестационарный способ определения скорости плазмы по реак-
ции поперечно обтекаемого цилиндра - вольфрамовою прутка ди-
аметром 1.0 мм, который перемещается через столб дуги иерпепди
кулярно се оси при помощи маятникового подвеса (схему экспери-
ментальной установки см рис. 14).
По экспериментально найденному поперечному распределению
си 1ы F(i) численным методом, изложенным выше, рассчитывали
радиальное распределение давления р.г), действующего на зонд.
Скорость течения плазмы находили методом последовательных
приближений из выражения
pw-Cg(p,.(r)co2<r)/2) (И)
При этом использо-
вали значения коэффи-
циента лобовою сопро-
тивления Cg-ft.Ro), по-
лученные при попереч-
ном обтекании цилиндра
потоком холодного газа
11471. Как показано в ]>а-
боте 1124]. они хороню
согласуются с результа-
тами измерений Сд в по-
токе аргоновой плазмы,
если за определяющую
температуру, по которой
выбираются теплофизн-
ческис свойства аргона,
принима гь температуру
невозмущенного потока.
Дтя расчетов использо-
вали значения плотнос-
ти, вязкости и других
свойств аргона, приве-
денные я работах ] 124,
125|
Погрешность опре-
деления скорости плаз-
мы рассмотренным ме-
о
скорости клалмы на расстоянии 1 ич
(а) и 6 чм (б) от сопла при разном
расходе пламсиобразующего газа Q,L1
(> ~ Опл- 1 1/мин, 2 - Цпл-2л/мии
3 — Qn i 5.5 л/мин; сила тока основной
дуги I -150 А; сила тока косвенной дуги
-80 Я; pat ход транс.портириющего
«тле Q^-9 л/мин; длина дуги /д-12 им)
43
тодом составляет ±8% на оси потока и ±10% на его периферии
[143]. Проверка результатов собственных измерений по материаль-
ному балансу показала, что расхождение между значениями расхо-
да аргона, полученными при измерении с помощью ротаметров и
найденными путем интегрирования распределения удельного мас-
сового расхода р^г по сечению столба душ, составляет от 6 до 30%
и обусловлено главным образом погрешностью измерений в пери-
ферийных областях дуги, где значение силы F(x> близко к порогу
чувствительности датчика, а значения температуры, по которым
определяли плотность и вязкость аргона, получены путем экстра-
поляции.
Измерения скорости плазмы показали (рис. 23 и 24), что в ис-
следованном диапазоне увеличение расхода плазмообразующего
газа приводит к значительному, но не пропорциональному повы-
шению скорости плазмы на выходе из наружного сопла плазмотро-
на. По мере удаления от сопла скорость плазмы падает (вследствие
расширения столба
дуги и снижения
температуры), а ее
радиальное распре-
деление становится
более плавным. При
увеличении расхода
транспортирующего
газа до опреде-
ленного значения,
зависящего от силы
тока дуги, диаметра
и длины канала соп-
ла, скорость плазмы
возрастает, но даль-
нейшее повышение
0^ не сопровожда-
ется ростом скоро-
сти плазмы в при-
осевой области душ.
Отмеченная зави-
симость скорости
плазмы от расхода
плазмообразующего
44
и транспортирующе-
го газов связана с ха-
рактерным для ста-
билизированных га-
зовым потоком дуг,
горящих в цилинд-
рическом канале, ра-
диальным распреде-
лением удельного
массового расхода,
который сохраняет-
ся и в открытой час-
ти столба дуги. В та-
ких дугах основная
масса газа протекает
не через столб дуги,
а вблизи стенок соп-
ла (рис. 25) [111,
144]. Через столб ду-
ги проходит только
та часть газа, подава-
емого в плазмотрон,
которая захватыва-
Т-10 -----г-—----------------------------------ют, 10'.
10 8 64 2 0 24 6 6г мм
Риг. 25. Радиальное распределение
температуры и уоельного массового расхода
гам в дуге на расстоянии 18 .им от катода
Диаметр канала 20 мм, длина оуги 45 чл.
Расход аргона; 1 — Q„.-11,2 л/мин 2 —
-22,5л/мин: 3 - <2^-45 л/мин [144/
елся катодной струей, образующейся за счет градиентов собствен
ного статического давления в дуге. Для остальной части газа дута
представляет собой как бы некий эластичный конус, обдуваемый и
сжимаемый этим газом.
В исследованных авторами дугах неравномерность радиального
распредетения удельного массовою расхода (рис. 20) усиливается
тем что поле скоростей в канале наружного сопла наплавочного
плазмотрона и в открыт ой части столба дуги, т.е. в тех областях, где
происходит нагрев порошка, формируется в результате взаимодей-
ствия двух концентричных потоков: центрального потока плазмы,
истекающего из внутреннего сопла, и переферийиого потока транс-
портирующего газа, расход которого при наплавке всегда в не-
сколько раз превышает расход плазмообразующего газа.
Наряду с расходом таза на скорость плазмы сильное влияние
оказывает сила тока дуги, определяющая значение статического
давления (линч- м|>фекта) в столбе дуги, которое, как известно,
пропорционально квадрату’ силы тока.
45
Рис. 26 Радиальное распределение удельного
масс иного расхода гола в дуге на расстоянии
1 мм от сопла (диаметр капам 20 мм, длина
дуги 45 мм: I-150 A: lK-80A; Q^-9 л/мин)
Расл од аргона, 1 - (£, “ л/мин,
2 Q^-2л/мин; 3 — Q^-5,5 л/мин
Как следует из
приведенных дан-
ных, при изменении
параметров режима
работы плазмотрона
скорость плазмы из-
меняется в значи-
тельно большем диа-
пазоне, чем темпера-
тура. Но, к сожале-
нию, для скорости, в
отличие от темпера-
туры, нет эмпиричес-
ких зависимостей,
которые бы описыва-
ли ее связь с этими
парамилами (о труд-
ностях теоретическо-
го определения ско-
рости плазмы уже говорилось). Поэтому при расчетах траектории
движения, скорости полета и температуры нагрева частиц порошка в
дуге можно ориентироваться лишь на экспериментально найденные
значения скорости плазмы
2.2. Тепловые характеристики плазменной душ
Основной характеристикой плазменной дуги как источника
теплоты является ее эффективная тепловая мощность
f/1(-0.24r1||W, (12)
где г|н - эффективный КПД нагрева изделия; U, I — соответствен
но напряжение и сила тока дуги.
Величина г),, в значительной степени зависит от конструкции
плазмотрона и параметров его работы — силы тока и напряжения
дуги, состава и расхода газов, диаметра сопла и др Плазменные ду-
ги и плазмотроны для сварки и резки изучены достаточно хорошо
[5. 7 148-152]. Однако использовать эти данные .тля определения
kH и </и применительно к плазменной наплавке порошком не тьзя.
46
так как плазмотроны лая плазменно-порошковой наплавки по
конструкции и режимам работы существенно от них отличаются.
Наиболее важной с рассматриваемой точки зрения особеннос-
тью наплавочных плазмотронов является наличие дополнительно-
го (наружного) сопла, которое вместе с внутренним соплом образу-
ет кольцевую камеру, обеспечивающую распределенный осесимме-
тричны* ввод порошка в дугу Вследствие этого дуга имеет сравни-
тельно длинный впутрпсопловый участок, Кроме того, большая
часть столба дуги наплавочного плазмотрона обдувается концент-
ричным потоком транспортирующего газа, расход которого намно-
го (обычно в 2-4 раза) превышает расход плазмообразующего газа,
что также должно сказываться на тепловых характеристиках дуги.
Эффективную тепловую мощность дуги эффективный КПД
натрева изделия т|н и коэффициент сосредоточенности теплового
потока дут к (терминология Н.Н. Рыкалнна [153]) исследовали в
зависимости от диаметра каната сопел наплавочною плазмотрона
п режимов его работы: силы тока дуги /д, расхода плазмообразую-
щего и транспортирующего (2ф газов и длины /д открытой час-
ти дуги (расстояния от плазмотрона до изделия).
Эффективную тепловую мощность дуги определяли методом
проточного калориметрирования на экспериментальной установке
(рис. 27), коэффициент сосредоточенности тепловою потока - с
Рис. 27. Схема экспериментальной остановки 1 — плазмотрон;
2 — калориметр, 3 — блок дифференциальных термопар;
1 — потенциометр: 5 — источник питания дуги. 6 ваттметр
47
помощью двухсекционного калориметра по методике, описанной в
работе 1154].
В опытах использовали плазмотрон Л1756 конструкции ИЭС
им. Е. О. Патона, измерения проводили при следующих сочетаниях
диаметров каналов внутреннего и наружного сопел (dB/dlt): 2,5/4,5;
3,2/6,0; 4,0/7.5 и 5,0/9,0 мм. Длину канала внутренних сопел брали
равным его диаметру, длина канала наружных сопел 0,25 dn. Диа-
метр электрода 4,0 мм, угол заточки 30°, диаметр притупления
0,4 мм Расстояние от конца электрода до торца сопла принимали
равным диаметру канала. В качестве плазмообразующего, транс-
портирующего и защитного газов использовали аргон Расход за-
щитного газа во всех опытах поддерживали равным 8 л/мин. Ис-
точник питания дуги выпрямитель ВДУ-504.
Эффективность нагрева изделия оценивали по значению тепло-
вого потока, воспринимаемого торцевой поверхностью водоохлаж-
даемого медного анода диаметром 40 мм.
(2,,-ерQfiT, Дж/с (13)
где с — теплоемкость воды, Дж/(г-К); р — плотность воды, г/см3;
Q - расход воды, см3/с; ДТ - разность температур воды на входе и
выходе из калориметра, 'С.
Расход воды через калориметр (секции калориметра) измеряли
ротаметрами РС-5, разность температур ДТ— с помощью диф<|)е-
ренциальных термобатарей, каждая из которых состояла из пяти
хромель-копелевых термопар и потенциометра КСII 4. Систему
измерения температуры градуировали по эталонным ртутным тер-
мометрам с ценой деления 0,1 С. Параметры дуги — силу тока и на-
пряжение — контролировали приборами класса 0,2.
Эффективный КПД нагрева изделия вычисляли как отношение
мощности теплового потока в анод к мощности дуги. Методика оп-
ределения мощности дуги описана в работе 1155]. Исследования
зависимости п„ и 1/д от параметров режима работы плазмотрона
проводили методами математического планирования эксперимен-
тов. Для каждой пары сопел были проведено по 25 опытов, каждый
из которых повторяли не менее трех раз.
Результаты экспериментов хорошо описываются регрессионны-
ми уравнениями в виде полиномов второй степени, например, для
di,/rfH-4.0/7,5 мм;
48
^-521,6+0,031/2+1,94/^+0,141/^+
0,19/д/д, Дж/с; (14)
г| и-84,1 -0,34/л+5,08(2пл-0.00064/2-
-0,480^+0,011 /л+0.014/л(2пл+0,0024/лОтр-
-0.088^-0,039^,%; (15)
U-19,27-1,22 0,^+0,29/^+0,000068/2+
+0,28^+0,019Q2,+O,017/1О11Л+0,0О053/д/л+
+0.0220^^,8 (16)
Рис. 28
Зависимость
эффективной
тепловой
мощное ти дуги
(а. 6),
эффективного
КПД нагрева
изделия (в. г) и
напряжения
дуги (д, е) от
параметров
режима
работы
плазмотрона
при
dl/dH-djO/7,5MM
4 7-1124
49
Как видно из гра-
фиков на рис. 28, по-
строенных на основе
регрессионных урав-
нений, эффективную
тепловую мощность
дуги определяет, в
основном, сила тока.
Эффективны 11
КПД нагрева изде-
лия в исследован-
ном диапазоне зна-
чений силы тока ду-
ги находится в пре-
делах от 55 до 80%.
Это близко к г|н
плазмотронов для
сварки и резки [5, 7,
148, 149, 151, 152].
При повышении си-
лы тока он заметно
снижается, что свя-
зано с возрастанием
потерь теплоты
(прежде всего, в соп-
лах плазмотрона)
вследствие увеличе-
ния диаметра дуги.
Коэффициент сосре-
доточенности тепло-
вого потока практи-
чески не зависит от
силы тока дуги
(рис. 29). Решающее
влияние на него оказывают диаметр каналов сопел (см. рис. 29) и в
меньшей мере расход плазмообразующего газа (рис. 30).
С увеличением расхода плазмообразующего газа все тепловые
характеристики дуги - (г/и, и к) улучшаются (см. рис. 28, б, г и
рис. 30), однако одновременно с этим возрастает давление дуги на
сварочную ванну, а с ним и проплавление основного металла.
50
Таблица 4. Тепловые характеристики душ при различной силе тока и диаметре сопел плазмотрона
Диаметры сопел Параметры режима наплавки Тепловые характе- ристики дуги
d.,. чч 4.г л/мин Огр* л/мин /л. л« <1И,Лж/с п Ое' Ц„. ZO
2.5 4.5 30 100' 30-90 0,2-2,0/ 0,5- 0,8 1-5/3-4 3 12/5-7 100-2550 53 83
3.2 6,0 30 150, 40-130 0,2-3,0 ' 0,8- 1.2 1-5/3 4 3-12/6- 8 380 4000 46 89
1.0 7,5 50- 250/ 80 230 0,5 5,0/ 1,5 2.0 2 10/ 4-6 5 20/8-12 850- 5900 45 81
5,0 9,0 50 250/ 100 280 0,5-5,0/ 2,0 3,0 2-10/ 4-6 5-21/8-12 700-6500 41-82
Примечание В числителе приведены пределы варьирования исследуемых парамет- ров, в знаменателе — рекомендуемые для практического применения значения этих параметров. Ди» параметров qn и пн даны минимальные и максимальные значения, полученные в ходе экспериментов.
Поэтому при наплавке расход плазмообразующего газа приходится
поддерживать на минимальном уровне, достаточном для обеспече-
ния стабильного горения дуги и надежной работы плазмотрона
(табл. 4).
Транспортирующий газ влияет на тепловые характеристики ду-
ги значительно меньше, чем плазмообразующий. При увеличении
его расхода несколько повышается снижается г)(1 и возрастает к
(см. рис. 24, б, г и рис, 30). Состав газа оказывает влияние на все
тепловые характеристики плазменной дуги (табл. 5).
Замена аргона как плазмообразующего газа гелием приводит к
шачительному снижению эффективного КПД дуги (от 74 до 46%).
так как вследствие более высокой теплопроводности гелия возрас-
тает отвод теплоты в сопла плазмотрона. В результате эффектив-
ная тепловая мощность дуги, при равных значениях силы тока,
снижается, а коэффициент сосредоточенности несколько повыша-
ется Применение гелия, как и азота, в качестве транспортирующе-
го газа дает обратный эффект. Являясь защитным газом, азот мио
влияет на эффективную тепловую мощность дуги, но чуть умень-
шает пятно нагрева
Наибольшую сосредоточенность теплового потока дуги обеспе-
чивает применение apiоно-водородной смеси, особенно в качестве
плазмеюбразуюааего газа. Однако из-за опасности иоявления пор и
51
Таблица 5. Влияние состава газа на тепловые характеристики плазменной душ
Газ Параметры режима наплавки Гепзиаые характеристики дуги
Плазма- ибра су- ющий Транс- порти - рующий Защит- ный I.A U.B Ч.Дж/с у, Дж,с п„.% к.ак 2
Аг Аз Ат 150 23 .3450 2560 74 2,40
Не Ат Аг 152 33 5016 2290 46 3,04
Ат Ат n2 152 27 4104 2838 69 2.82
Ат n2 n2 150 35 5250 3974 76 2,77
Ат Не Ar 150 30 4500 3566 79 2,12
Аг+Не Ат Аг 154 27 4158 2858 69 3,17
Аг Ат-Не Аг 150 25 3750 2409 64 2.46
Ат+5% н2 Ат Аг 150 30 4500 2509 66 4.39
Аг Атт 5% Н2 Ат 150 26 3900 2297 59 4,24
Ат Ат Ат+5% н2 150 24 3600 2108 59 3,53
Примечание. dt-4 мм. du-7.5мм 0^,-2л/мин: (1^-4л/мин, Q_-8л/мин
наплавленном металле и по ряду других причин аргоно -водород-
ные смеси как и азот, можно применять дтя плазменной наплавки
не всех сплавов.
Изменение расстояния между плазмотроном и изделием в пре-
делах от 5 до 20 мм мало сказывается на тепловых характеристиках
душ: с его увеличением наблюдается некоторое повышение qa при
одновременном снижении г|н и к (см. рис. 28, а, в и рис. 30).
Увеличение степени сжатия столба дуги стенками канала сопла
1гриводит к росту напряжения дуги, повышению аффективной теп-
ловой мощности дуги (рис. 31) и, как уже отмечаюсь, козффициен
та сосредоточен нос гп удельною теплового потока (см рис 29).
Как видно из рис. 32, при одинаковом значении силы тока (100 А)
максимальный удельный тепловой поток в изделие возрастает бо-
лее чем в 2,5 раза по мерс уменьшения диаметров каналов сопел.
52
и мощность q плсиченной дуги: 1 — d^/d-2,5/4,5: 2 —3,2/6.0;
3 - 4.0/7,5; 4 — 5,0/ 9,0 чм __ _
q, кДж/(см’с)
Рис 32 Распределение
53
При характерных для наплавки силе тока, диаметрах каналов
сопел и расходах газа дуги наплавочных плазмотронов имеют
меньший КПД naipesa изделия и мепыпую концентрацию теплово-
го потока по сравнению, например, с дугой проволочного электрода
под флюсом При сварке под флюсом П„-75.. 90%, к-6. 10 см 2
[ 156, 1571. Это одна из причин малого проплавления основного ме-
талла при плазменной наплавке.
2.3. Плавление основною металла
Тепловой поток в основной металл можно представить в виде
суммы
9 W„p. (17)
где qa эффективная тепловая мощность душ без порошка; 5пр —
среднее массовое теплосодержание порошка, поступающего в сва-
рочную ванну; Gnp — масса порошка, поступающего в сварочную
ванну в единицу времени
Тепловой источник эффективной мощности q расплавляет в
единицу времени количество основного металла [ 153]:
(18)
где ^пл.ои — теплосодержание основного металла при температуре
плавления включая скрытую теплоту плавления т|, — термичес-
кий КПД процесса проплавления, определяемый как функция без-
размерного критерия
£з“'?)7а:!р5а1ом, (19)
где V— скорость наплавки; а - коэффициент температуропровод-
ности: р - плотность основного металла.
Плавление основного металла происходит в головной части сва-
рочной ванны. Здесь подвод теплоты от дуги превышает ее отвод в
твердый металл. При плазменной наплавке сюда поступают части
цы порошка, температура которых может быть ниже температуры
плавления В этом случае порошок охлаждает головную часть ван-
ны и за счет этого уменьшает проплавление основного металла. На
naipeB и плавление присадочного порошка в сварочной ванне в
единицу времени расходуется количество тепла равное (5ц] 5 )
Цф' где ^in.np " теплосодержание присадочного металла при тем
54
пературе плавления, включая скрытую теплоту плавления. При-
ближенно можно принять, что это количество теплоты вычитается
из тепловой мощности обычно расходуемой на плавление ос-
новного металла. Тогда масса основного металла, расплавляемого в
единицу времени при наплавке с подачей порошка может быть най-
дена следующим образом.
Ч„=------------- (20)
^ПЛ.О.М
или, после подстановки q из выражения (17).
~ _ ЧЛ, ~ (,пр! ~ + J (21)
^о.ы — О
‘'алхт.м
Доля основною металла в наплавленном слое составляет:
<зы ______(22)
К ЧЛ,гОпр(5га.„-5^*5ч(1 + ^)]
(23)
Из уравнения (21) следует, что проплавление основного метал-
ла отсутствует (G'„M-0) при условии, что
G =______ ЯЛ
7., -SA\^q.)
пл. пр пр' ’<
В дальнейшем величину подачи порошка, отвечающую условию
(23), будем обозначать <7’р.
Из выражения (23) видно, что производительность плазменной
наплавки можно повышать либо за счет увеличения тепловой мощ-
ности дуги, либо за счет более эффективного iiaipcea порошка в ду-
ге При этом проплавление основного металла остается малым
если поддерживается соотношение между подачей порошка, ею
теплосодержанием и эффективной тепловой мощностью дуги.
Как показывают многочисленные наблюдения, уравнение (18),
несмотря на отсутствие в большинстве случаев численного совпа-
дения данных расчета и опытов, все же верно отражает качествен
ную зависимость G(lM от параметров режима, что позволяет пользо-
ваться ею, вводя эмпирические поправки [ 158|. Сказанное целиком
относится и к полеченным из этой формулы выражениям
(20)-(22)
55
u 0,25 ISO 0,75 1.0
Подача пооошка. г/с
Рш. 33. дависииость < кирости плавления
основного Сои и присадочного G четаллив от
массовой скора ти подачи присадочного порошка
6’пр; штриховая кривая - данные ра мета;
сплошная результаты опытов. Сила токи оуги
прямого деш твия — / 50 Л; скорость наптивки —
23м/ч; чах inoma колебаний п юлчотрона —
ьО 1/чин ра-счах колебании - 15 чч
Рис. 34. Даля основного металла
в наплавленном у0 в зависимости от массовой
скорости подачи порошка при различной силе
тока дуги. Штриховые кривые — данные
расчета; сплошные — результаты опытов
(параметры релсима см рис 33)
Из уравнения
(21) следует, что при
постоянных зна-
чениях 5пр и Пи
зависимость
Со.*Г/(6^) должна
быть линейной. В
действительности,
например, при на-
плавке Ni-Сг Si--
В сплавов на низко-
углеродистую сталь
ото имеет место
лишь при не-
больших скоростях
подачи порошка
(рис. 33). При вели-
чинах Gnp, близких
G*p наблюдаются от-
клонения от линей-
ной зависимости,
связанные с неучи
тывае.мымп расчет-
ной схемой измене-
ниями условий отво-
да тепла от свароч
ной ванны в твердый
металл,
Парис 34 показа
ны эксперименталь-
ные и расчетные за-
висимости доли ос-
новного металла в
наплавленном слое
от подачи порошка
Как видно из экспе-
риментальных дан
ных, при подаче по-
рошка равной G’p
проплавление основ-
56
кого металла мало
(уо<5. 10%), но не
равно нулю, т.е. при
ладанных условиях
максимальная про-
изводительность на-
плавки больше, чем
это следует из
уравнения (23). При
наплавке Ni-Cr-
Si- В -сплавов на уг-
леродистую стать
это увеличение со-
ставляет 20-50% и
может быть учтено
введением в форму-
лу (23) поправочно-
го коэффициента
К' 1,2... 1,5.
Рис 35. Диапазон силы тока в котором
доля основного металла в направленном у0
составляет 3 -8% (наплавка порошка
ПН АН34 на кобальтовой основе на
низкорслеродиетую сталь)
При плазменной наплавке с подачей порошка в дугу, в отличие
от дуговой наплавки, с повышением производительности облегча-
ется получение малой доли основного металла в наплавленном
слое, так как с увеличением подачи порошка расширяется диапазон
значений силы тока, обеспечивающих допустимое значение уо
(рис. 35).
2.4. Температура и геометрические размеры
сварочной ванны при плазменно- порошковой
наплавке
Знания теп тового состояния формы и размеров ванны жидкого
металла при наплавке открывают пути управления формировано
см слоев заданных размеров, а также структурой и свойствами на-
плавленного металла.
Вопросам изучения теплового состояния и геометрических раз-
меров ванны жидкого металла при различных способах сварки и
наплавки посвящено много работ (159-165 и др.], однако сведений,
характеризующих стадию ванны при плазменно -порошковой на-
плавке, мало, В то же время этот процесс выгодно отличается от
большинства других процессов наплавки возможностью недавней
57
мой подачи в ванну
присадочного по-
рошка, теплосодер-
жание и количество
которого можно ре-
гулировать в широ-
ких пределах [ 166|
Исследования
размеров и средней
температуры ванны
при плазмснно-по-
рошковой наплавке
|167] выполняли по
методике принуди
тельного выплески-
вания металла ван-
ны в калориметр в
процессе наплавки.
Использовали мо-
дернизированное ус-
тройство |16«] для
реализации этой методики (рис. 36). При выполнении эксперимен-
та платформу 5 с образцом 3 предварительно устанавливали в го-
ризонтальное положение. Наплавку производили от середины к
краю образца. После наплавки валика определенной длины плат-
форму с образцом освобождали от защелки 8, закрепленной на ра-
мс 1. Под действием пружины 7 платформа с большой скоростью
поворачивается вокруг оси и ударяется о неподвижный упор 6, ду-
га обрывается Во время поворота платформы и, част ично, при уда-
ре жидкий металл ванны под действием сил инерции выплескива-
ется и попадает в калориметр 2. Плазмотрон 4 остается при этом
неподвижным Время переноса металла ванны с пластины в каго-
риметр составляет 0,08-0,13 с.
Измерительная система установки, методик* определения теп-
лосодержания п средней температуры металла ванны, попавшего в
калориметр, аналогичны использованным в работе 1166] Размеры
сварочной ванны оценивали по кратеру, который обнажался при
выплескивании жидкого металла.
При выплескивании не весь металл попадает в калориметр,
часть его остается на поверхности образца в виде наплыва. С уче-
58
том теплосодержания наплыва средняя температура сварочной
ванны
Л. ’«'V'M- (24)
где ж„, Т„, mh, Гк — соответственно масса и температура наплыва и
металла, попавшего в калориметр.
Температуру наплыва определяли для каждого эксперимента
расчетным путем на основании следующих предположении Если
наплыв на стенах кратера очень мал, то его температура близка к
температуре плавления. Но. если бы весь металл сварочной ванны
остался на образце (в наплыве), то температура наплыва была бы
равна температуре ванны. Зависимость температуры наплыва от
его массы принята линейной:
(25)
где тп — масса сварочной ванны, которую приближенно опреде-
ляют
тВ'тк±т,1- (2«)
Потери теплоты за счет конвекции и радиации оценивали по ме-
тодике |167| - они составили соответственно 2.1 и 1,7 Дж/г Коли-
чество теплоты, передаваемой жидкой ванной основному металлу
за время поворота платформы с образцом, рассчитанное по уравне-
нию теплопроводности Фурье, равно 5,7 Дж/г. Учет теплоты, акку-
мулированной в слое невыплеснугого металла ванны, понижает зна-
чение удельного теплосодержания металла ванны на 4 Дж/г Коли-
чество теплоты, нс измеренное калориметром из-за повышения тем-
пературы последнего в процессе эксперимента, составило в среднем
0,2 Дж/г. Погрешность определения средней температуры ванны со-
ставила ±24 К, а погрепшос i ь определения массы ванны — ±0,4 г.
Исследовали влияние силы тока дуги I расхода порошка при
плазменной наплавке Gn, расхода электродной проволоки при арго-
нодуговой наплавке G3, грануляции порошка с/п, скорости наплавки
I' размаха /1 и частоты колебаний / плазмотрона на среднюю тем-
пературу металла ванны Тв. массу ти и длину ванны L. ширину на-
плавленного валика В, глубину h и площадь проплавления Е высо-
ту валика //, площадь зеркала ванны в плане F
С целью исключения влияния перемешивания основного и при-
садочного материалов при наплавке на свойства жидкого металла
ванны использовали основной металл и присадочный порошок
59
близкие по химическому составу, соответствующих стали
10Х18И10Т.
Анализ результатов измерении показывает, что размеры, масса
и средняя температура ванны при плазменной наплавке с присад-
кой порошка существенно меньше, чем при аргонодуговой наплав-
ке плавящимся электродом (рис. 37, 38, 39). Поскольку сравнение
проведено на сопоставимых режимах (по мощности дуги и произ-
водительности подачи присадочного материала), имеющееся раз-
личие в значительной мере связано с тепловым состоянием приса-
f75 200 225 250 275 I, А
Рис 37. Средняя температура (а) и масса
(6) ванны при плазменно-порошковой
наплавке (1 - Gtt~25 г/мин; 2 —
Gn-50 г/мин: 3 ~ Gn-75г/мин)
и аргонодуговой наплавке плавящимся
электродом (4 — G3-50 г/мин, </ -1,6 ли/,
Ua~23-30 В)
дочного материала,
попадающего в сва-
рочную ванну.
При плазменной
наплавке с ростом
силы тока, а значит,
и эффективной теп-
ловой мощности ду-
ги, сварочная ванна
интенсивно увели-
чивается. ее теплосо-
держание и средняя
температура возрас-
тают.
С увеличением
скорости перемеще-
ния плазмотрона,
что эквивалентно
уменьшению погон-
ной энергии, сред-
няя температура
ванны повышается, а
ее масса и размеры
становятся меньше, в
основном за счет
хвостовой части
(рис. 40, 41).
При увеличении
размаха поперечных
колебаний плазмо-
трона средняя тем-
60
пература ванны
остается практичес-
ки постоянной, ши-
рина валика резко
увеличивается, с той
же интенсивностью
уменьшается длина
ванны (рис. 42), а
площадь зеркала
ванны и глубина
проплавления ос-
новного металла из-
меняются мало. Уве-
личение частоты ко-
лебаний плазмотро-
на приводит к усиле-
нию перемешивания
жидкого металла и,
как следствие, уве-
личению конвектив-
ной теплоотдачи
ванны. Ее темпера-
тура с ростом часто-
ты несколько снижа-
ется, уменьшается
глубина проплавле-
ния основного ме-
талла, остальные
размеры ванны поч-
ти не изменяются.
Увеличение рас-
хода присадочного
порошка влияет на
различные парамет-
ры ванны неодно-
значно (рис. 39 и 43):
масса ванны увели-
чивается, ее длина и
ширина остаются
практически пеиз-
О—Gn" 25 г/мин
•~Gn*75r/MUH
,0<75 20. ~ 250 Fb ГТ
Рис. 38 Влияние силы тока 1 на размеры
ванны и наплавленною валика при различных
способах шт заики и их произвоОите.’льны ти.
Плазменно порошковая наплавка 1,2 —
Олина панны L, 3,4 — ширина валика В (1,
3 — < трость подачи порошка 25 г/мин; 2,4 —
то же, 75 г/мин). Лргонодуговая наплавка
п швмцемся злектрода м: 5 — ширина валика
В: 6 — длина ванны (Gt-50 г/мин, d- 1,6 мм)
t?5 200 225 250 275 1г А
Рис. 39 Глубина проплавления основною
металла h и зависимости от силы тока
пап савки I при плаз меннои пап завке( 1 —
Gn~25г/мин, 2 — С>п-50г/мшс 3 - Gn-75 г/мин;
4 — Gn“0) и при арюнодуговои наплавке
шавящимся злектродам (5 — G -50 г/мин)
61
б
Рис 40 Зависимость температуры Тв (а), длины L сварочной панны
и ширины наплавленного валика В (б) от скоры ти плазменной
наплавки г>н. 1 - средняя температура, 2 — масса, 3 — ширина
валика, 4 — длина, 5 — глубина проплавления основного металла
а б в
Рис 41 Форма ванны при различной скорости плазменной наплавки:
а - 3,8 м/ч; б — 6’, 1м/ч, в — 12,1 м/ч
° 8 ™ « ?о дня колебаний плазмотрона Л на
массу тд (3). длину L (2), площадь зеркала F, (4) ванны, ширину
валики В (1), глубину проплавления основного мета.лла h (5)
62
Рис. 43. Зависимость средней
температуры Td и массы ванны
тв от расхода порошка и силы
тока плазменной наплавки
1 - 240 А, 2 - 300 А
Рис. 14 Средняя температура Т масса т , площадь зеркала ванны
F3 и глубина проплавления основного металла h при различной
граниляции присадочного порошка /7.,
менными, глубина проплавления и средняя температура сварочной
ванны снижаются. Общее теплосодержание ванны жидкого метал-
ла растет, очевидно, за счет более полного использования тепловой
мощности дуги.
Па рис. 44 показана зависимость темпера гуры и размеров ванны
ог гранулометрического состава присадочного порошка. При уве-
личении среднего диаметра частиц порошка средняя температура
ванны снижается. Незначительно уменьшается масса ванны и су
шественно снижается глубина проплавления основною металла.
Полученные результаты однозначно связаны с уменьшением на-
грева порошка в туп*.
В целом в исследованном диапазоне параметров режима наплав-
ки порошком стали 10Х18Н10Т зафиксировано относительно не-
большое изменение средней температуры сварочной ванны в преде-
ла* 1640- 1770 К, что составляет примерно (101 1,08) присадоч-
ною порошка или в среднем 1,05 Тп,
63
Глава 3. Движение и нагрев
присадочного порошка
в плазменной дуге
3.1 Математическая модель поведения
присадочного порошка в плазменной дуге
Важнейшие технологические особенности плазменно -порошко-
вой нап лавки, отличающие ее от других способов наплавки плавя-
щимся и неплавящимся электродами, обусловлены прежде всего
спецификой переноса, нагрева и плавления присадочного материа-
ла - порошка.
Исследованиям динамики движения и нагрева порошка в плаз-
менной сгруе при нанесении защитных покрытий, сфероидизации
порошков, восстановлению металлов при других плазменных тех-
нологиях, основанных на использовании дисперсных исходных ма-
териалов, посвящено большое количество теоретических и экспе-
риментальных работ [ io 111, 112, 169-177 и др.]. Однако для плаз-
менно-порошковой наплавки, для которой источником нагрева
служит плазменная дуга, результаты этих исследований не могут
быть использованы в полной мере.
Экспериментальное определение параметрон движения (траек-
тории, скорости) и температуры нагрева частиц порошка в плаз-
менной дуге высокого давления достаточно сложно. В связи с этим
на первом этапе для анализа указанных явлений целесообразно ис-
пользовать математические модели поведения частиц конденсиро-
ванной фаты в потоке плазмы с известными (найденными экспери-
ментально или с помощью критериальных или квазикритериаль-
ных зависимостей) полями температур и скоростей (см главу 2).
Целью молельни математических исследований поведения час-
тиц порошка в плазменной ду1е является получение исходных дан
ных для проектирования наплавочных плазмотронов, выбора раци-
64
опальных режимов их работы и оптимизации гранулометрического
состава присадочных порошков. Достоверность этих исс ледований
в решающей мере зависит от полноты учета в математической мо-
дели характеристик плазменного потока и частиц порошка, а также
от условий ввода последних в столб дуги и точности принятых до-
пущений о механизме процессов, протекающих при взаимодейст-
вии плазмы с порошком 11781.
В связи с этим для разработки математической модели процесса
нагрева и движения присадочного материала в плазменной дуге не-
обходимо, прежде всего, определить общие характеристики рассма-
триваемой системы, оценить условия протекания и возможные ме-
ханизмы физических процессов.
Плазменная дуга, содержащая частицы порошка, представляет
собой по классификации 3. Р. Горбиса (179) грубо дисперсную
проточную систему со структурно свободными частицами Важное
значение для физических процессов в таких системах имеет кон-
центрация дискретной среды (степень двухфазност и потока).
При плазменной наплавке подача присадочного порошка изме-
няется в пределах 0,5-10 кг/ч, а суммарный расход плаз.мообразу-
ющего и транспор тирующего газов составляет обычно 4-12 л/мин
При этом средняя объемная доля порошка 0, отнесенная к единице
объема холодного газа, равна (0,2—2,0> 1(1 3.
Расчеты, выполненные на основании экспериментальных дан-
ных по радиальному распределению температуры и удельному мас-
совому расходу газа в плазменной дуге (см. главу 2), показывают,
что среднемассовая температура газа на выходе из сопла п тазмо-
трона равна 6UUO-7000 К. При нагреве до этой температуры плот-
ность аргона уменьшается, а удельный обье.м увеличивается в
20-23 раза
Таким образом, значения средней истинной объемной концент-
рации порошка в плазменной дуге р лежат в диапазоне
(0,1-1.0)10 4 и, хотя в действительности распределение порошка
по объему дуги неравномерно и локальные концентрации его могут
быть значительно выше средней, с точки зрения теплофизики и ги
дромеханики дисперсных сквозных потоков 1158] столб дуги с по-
рошком в условиях наплавки можно отнести к слабо запыленным
потокам (О<р<0,00035). в которых стесненность движения частиц
настолько мала, что влияние стенок канала и соседних частиц от-
сутствует и гидродинамическую и тепловую обстановку в потоке
определяет независимое повеление отдельных частиц.
5-Т-О24
65
Отсюда следует, что построение математической модели пове-
дения присадочного порошка в плазменной дуге может быть сведе-
но к совместному решению уравнений движения и naipesa одиноч-
ной частицы порошка в потоке неизотермического газа.
Движение одиночной частицы в таком потоке определяется
суммарным действием на нее следующих сил [ 112. 171, 179 180]
1) силы аэродинамического сопротивления
F. = 0.5С,S.p, р - «J (с< - ^), (27)
где Cg — коэффициент аэродинамического сопротивления; 5Ж —
милелево сечение частицы, рь — плотность газа; <ог, юп — скорость
соответствен но газа и частицы;
2) силы тяжести
Л’уп<Рп -₽>•)«• (2*0
где vn — объем частицы, рп — ее плотность; v — ускорение свобод-
ною падения
3) силы, обусловленной градиентом давления в потоке;
f<“vnPr(<*°r/<ft): (29)
4) силы термофореза Fr обусловленной наличием температур-
ного градиента в потоке. Для случая, когда критерий Кнудсена
КпЧ/</„«1,
Fm—(3Kp-X/2prTr)(rfrr/rfn), (30)
где I - длина свободного пробега молекул пли атомоь в газе; d —
диаметр частицы; Г, р, — температура и динамическая вязкость га-
за; т| — координата в направлении максимального температурного
градиента в потоке газа, проходящая через центр частицы.
5) силы, обусловленной вращением частицы из-за градиента
скорости потока и направленной в сторону повышения скорости
(сила Магнуса):
6) силы, учитывающей ускорение прилегающих к поверхности
частицы слоев газа (присоединенной массы),
dcot
dr
(32)
66
7) силы, обусловленной песгационарностью процесса и завися-
щей от характера движения частицы за предшествующий отрезок
времени д' (сила Бассе):
Е = 65 jS’d <33>
“V я Дс/i dr рт-г
8) силы, обусловленной инерцией вытесненного часткмей объе-
ма газа:
с ос
Г = 0,51- р, ——-
“ 7г
(34)
Кроме перечисленных выше, па движение частицы оказывают
влияние силы, обусловленные ее испарением, электростатические
и другие силы. Анализ показывает, что в условиях наплавки основ-
ная роль в формировании траектории движения частиц присадоч-
ного порошка в плазменной дуге принадлежит силе аэродинамиче-
ского сопротивления Например, при осевых значениях параметров
аргоновой плазмы Т\ *-13500 К и шГо-160 м/с сила, действующая
на частицу порошка диамет ром 100 мкм и плотностью
8,0-103 кг/м3, находящуюся на расстоянии от оси, равном 1/2 ради-
уса канала сопла, составляет 2,5-10 5 Н сила тяжести частицы
равна 4.1-10 8 И, силы Магнуса и термофореза соответственно
9.7-10'9 Ни 6.910 16 Н
При вычислении силы наибольшие трудности представляет
определение коэффициента аэродинамического (лобовою) сопро-
тивления С. Анализ экспериментальных и теоретических зависи-
мостей Cg—j( Re) применительно к условиям плазменной обработ-
ки дисперсных материалов .тан в работах [113, 115] На его основа
нии для определения С авторы использовали следующие выраже-
ния,
Cs -24Re 1 три Re<0,2, (35)
С -24Re '+3,6 Re °-317 при 0,2s;Re<4.0. (36)
C^-24Re ‘+3,6 Re*8-333 при 4<Rc<400, (37)
в которых значения Re вычисляли по параметрам набегающего ио-
возмущенного потока плазмы.
Выражения (35) (37) относятся к частицам сферической 4юр-
мы В общем случае коэффициент аэродинамического сопротивле-
ния зависит не только от критерия Рейнольдса, но и от формы чаг-
s-
67
тип. шероховатости их поверхности, неизотермичности потока и
нагреваемого материала. Количественные данные для оценки влия-
ния этих факторов имеются только для формы частиц. Влияние от-
клонения фирмы частицы от сферы может быть учтено с помощью
динамического коэффициента формы 11791
V<9,Cu-)Rf-.^ <38)
где Cj и Сш — коэффициенты аэродинамическою сопротивления
соответственно частицы неправильной формы и тара, эквивалент-
ного ей по объему.
Для плазменной наплавки используются в основном распылен-
ные порошки с частицами округлой формы, для которых Кф= 1. По-
этому при описании как газодинамических, гак и тепловых процес-
сов частицы порошка можно считать сферическими.
При принятых допущениях расчет скорости и траектории дви-
жения частицы сводится к решению системы уравнений:
сг = -С 4 * А 1ч.х -Ча|(Чл -ч.Д (39)
= -С А ПУ, ПУ -<У„ 1 (40)
дт 4 ю РА
дт и4 -*' 1 т в А А< (41)
со следующими начальными условиями: при т-0, x-Rr, у-0, г-0,
“n.x““».uSlna ®n.y““r1.0sin₽- шп.г-в)п.оСО5а где “пи “ скорость По-
рошка, которую он приобретает в потоке транспортирующего газа
(скорость ввода порошка в дугу): Ля - радиус ввода порошка По-
ложение координатных осей, углы р и в показаны на рис. 45
Полагая со х»0 и шгу=0. уравнения (39) и (40) можно записать
следующим образом:
гг 4 *>„</„
^=_2с ,
От 4 «>,</„
Для определения входящих и уравнения (41) (43) коэффици
ентов аэродинамического сопротивления Cw-/(Re,). C^-fiRCy) и
(42)
(43)
68
используют со-
ответствующие значения
проекции вектора относи
тельной скорости частицы
на координатные оси: |»nJ,
“nJ-
Рассмотрим теперь ус-
ловия теплообмена между
плазмой дуги и присадоч-
ным порошком при на
плавке. Нагрев порошка в
потоке ионизированного
1аза происходит за счет пе-
редачи теплоты тсплопро
водностью, конвекцией и
излучением. Наряду с ней-
тральными атомами (моле-
кутами) в передаче тепло-
ты частицам порошка уча-
ствуют электроны и ионы.
В результате соударений
происходит передача час-
тице импульса энергии и
заряда. Так как электроны
плазмы обладают сущест-
венно большей тепловой
И
Рис 45 Схема к расчету
параметров движения частиц
порошка в дуге
скоростью чем скорость ионов, то частица получает избыточный
отрицательный заряд (потенциал), что приводит к принципиаль-
ным отличиям в протекании процессов переноса в плазме по срав
нению с молекулярным газом.
Как показано в работе [ 181 ], явления, связанные с переносом за-
ряда, в ряде случаев шрают важную роль в плазменных технологи-
ческих процессах и приводят к повышению эффективности нагре-
ва обрабатываемых дисперсных материалов Однако теория этих
явлений окончательно нс разработана, и большинство математиче-
ских моделей плазменной обработки дисперс ных материалов бази-
руется на представлениях о плазме как высокотемпературном мо-
лекулярном газе При этом особенности плазменного iiaipcea учи-
тывают, выбирая соответствующий коэффициент теплоотдачи
|Н1.112]
«9
В работе [123] было показано, что при плазменной наплавке
вклад излучения в нагрев порошка незначителен Так как применя-
емые для наплавки порошки имеют диаметр частно >50 мкм. а дли-
на свободного пробега молекул газа I при температуре дуги мень-
ше этой величины (например, при температуре аргоновой плазмы
10000 К и давлении 0.1 МПа (/ ~25 мкм). го критерий Кнудсена
Я„’//</п. характеризующий течение плазмы вблизи поверхности ча-
стицы и механизм теплообмена плазмы с порошком, при наплавке
всегда меньше единицы При этих условиях iiaipce порошка в дуге
определяется в основном конвективным теплообменом и может
быть описан на основе ньютоновской модели, согласно которой
тепловой поток в частицу
<7-аГ„(Т; -Т„), (44)
где а — коэффициент теплоотдачи; Fa — площадь поверхности час-
тицы: Гг — температура не возмущенного потока плазмы (газа);
Т„ - температура поверхности частицы.
Коэффициент теплоотдачи зависит от формы и размеров части-
цы, се температуры, а также от свойств газового потока — характе-
ра его течения, скорости температуры, теплопроводности, тепло
емкости, плотности, вязкости и других параметров. Для вынужден-
ного конвективною теплообмена эта зависимость обычно выража-
ется уравнениями, связывающими критерий Нуссельта (так назы-
ваемый безразмерный коэффициент теплообмена) с определяющи-
ми критериями Рейнольдса и Прапдтля:
h’u-f(Re, Рг), (45)
где jVu-’arfI1/Xr — критерий Нуссельта, характеризующий связь
между интенсивностью теплообмена и температурным полем в по-
граничном слое. /?ei-pr|wr-(o|(|r/n/pI — критерий Рейнольдса, харак-
теризующий режим обтекания частицы средой, 7¥-цг(сргДг) —
критерий Прандтля. яв.|яющиися мерой подобия температурных и
скоростных полей в потоке; Хг — коэффициент теплопроводности га-
за (плазмы); с — удельная тептоемкость при постоянном давлении.
Многочисленные эмпирические зависимости Nu-ftRe Рг)
получены на основании опытов с изотермическими низкотемпера-
турными потоками [111. 114 178 и др.] Правомерность примене-
ния этих критериальных соотношений для описания теплообмена в
потоке плазмы требует учета ряда особенностей, обусловленных
диссоциацией и ионизацией газа, а также обратными процессами
70
ассоциации и рекомбинации переносом энергии за счет диффузии
атомов, ионов и электронов через пограничный слой с последую-
щей рекомбинацией или ассоциацией в пограничном слое или на
поверхности нагреваемого тела, образованием электрического
слоя, наличием электрического тока в 1азоразрядноп плазме, от-
клонением от законов течения сплошной среды (Хп>1) и другими
факторами 1111 112,181].
В работе [112] показало, что теплоотдача при обтекании сферы
потоком аргоновой плазмы может быть описана критериальной за-
висимостью
№-2(Хгп/аг)-О,5/?ео-чМ4(р|ц1./(р,л,ргп)а2, (46)
если за определяющую температуру принять температуру невозму-
щениого потока (индекс «г.п» относится к свойствам газа при тем
пературе поверхности частицы).
Эту зависимость использовали для определения коэффициента
теплоотдачи при нагреве порошка в плазменной дуге.
Согласно расчетам по формуле (46), при движении частицы по-
рошка в дуге значения критерия Нуссельта изменяются примерно
на порядок: от 3-8 на участке ввода до 0,2-0,8 вблизи оси дуги. В
высокотемпературной области дуги (7, >8000 К), где в основном
происходит нагрев порошка, для частиц размером 50-5О0 мкм
Vu<l В табл. 6 приведены значения критерия Био Bi a(dn/Xn),
где — коэффициент теплопроводности материала частицы, для
случая нагрева порошков некоторых сталей, наплавочных сплавов
и тугоплавких карбидов в аргоновой плазме.
При вычислении критерия Био, характеризующего отношение
внутреннего теплового сопротивления к внешнему сопротивлению
принято Т~ 10000 16000 К, Лгн"0,2. 0,5; 0,3...0,7; 0,4.. о,8 и 0,6.. 1 2
для частиц диаметром соответственно 50 100.20о и 500 мкм, значе-
ния Хп взяты для Тп“0,5Т1|Л.
Как видно из данных табл. 6. для всех материалов Вг«1, т.е.
теплопроводность частиц порошков, используемых для плазмен-
ной наплавки, и их размеры таковы, что теплоотвод с поверхности
внутрь частицы не играет существенной роли в се теплообмене с
аргоновой плазмой. В этом случае можно пренебречь градиентом
температуры по сечению частицы, тогда изменение температуры
сферической частицы при нагреве описывается уравнением
dTn/dx -ба/с^р/^ Т-Тц). (47)
71
Таблица 6. Критерий Био при нагреве порошков в аргоновой плазме
Материал порошка Коэффи- циент теплопро- водности К Вт/(м- К) Критерий Bi для частиц диаметром, мкм
50 100 200 500
10Х18Н10Т 21,5 0.012-0.030 0,015-0,040 0,020-0,056 0,029-0,085
10X13 33,8 0.008-0.019 0,010-0.026 0,013-0,036 0.017-0.073
Р18 25.0 0,010-0,026 0.013 -0,035 0.017-0,048 0,025-0.073
110Х28К65В4 14,7’ 0,018-0,044 0,022-0,059 0.029-0,082 0.043-0,125
WC 29,3* 0,009-0,022 0,011 0.030 0,015-0,041 0,022-0,062
NbC 32,2 0.008-0.020 0.010 0,027 0,013 0,037 0,020-0,057
VC 8,4* 0,031-0.076 0,039-0,104 0,051-0,143 0.075-0.218
'При те чпературе 300 К.
где сп — теплоемкость материала частицы.
При решении уравнения (47) учитывали зависимость теплоем-
кости материала частиц от температуры. Для сплавов значения
с,~/(Тп) и скрытой теплоты плавления рассчитывали по правилу
аддитивности по данным работы 1182]. Скрытую теплоту плавления
считали равномерно распределенной в интервале температур соли-
дуса и ликвидуса, а для чистых металлов и химических соедине-
ний — в диапазоне от температуры плавления до Т^+50.,.100 К.
Температура нагрева частиц порошка в дуге при плазменной на-
плавке во многих случаях не превышает и редко достигает тем-
пературы кипения ТЮ|П. Поэтому в математической модели учиты-
вали испарение частиц лишь при температуре кипения. Полагая,
что после достижения частицей ТЮ||1 вся передаваемая ей теплота
расходуется на испарение, изменение диаметра частицы описывали
выражением
-Ч/Л-2а/рпЛ£н<п(Тг-7-к11П). (48)
где £1|сп — теплота испарения.
Для более строгой оценки скорости испарения частиц в плазме
можно использовать зависимости, приведенные в работах [171, 176,
183|.
72
При разработке математической модели считали, что столб дуги
имеет коническую форму (см. рис. 45). Радиальные распределения
температуры и скорости плазмы задавали на основании экспери-
ментальных данных следующими соотношениями:
Тг(д г) / Tr(z. 0)-1-Кт(г/ R/z))4; (49)
шг(г, г) / wr(z, 0)-1 - Ka(r/R^))2. (50)
Здесь Тг(г, 0), a>r(z, 0) — осевые значения температуры и скоро-
сти в рассматриваемом сечении; Кт и Кт — эмпирические коэффи-
циенты (Кт-0,85...0,9; Кш»1); /?т(г) и Яш(г) — соответственно терми-
ческий и газодинамический радиусы дуги:
Яг(г)-ЯГ(.+К,(г-г1.) при г<гс; (51)
RT(z)-Rrc+K2(z-z<.) при г>гс; (52)
Лш<г)‘Ли1с+Кз(г-гс) п₽и <53>
Л<о<г)“Яш.с+К4<г-гс) ПР" 2>гс- <54>
где Ягс и — значения термического и газодинамического ради-
усов дуги на выходе из сопла плазмотрона (в большинстве случаев
их можно принять равными радиусу сопла Яс); К, и К3 — эмпири-
ческие коэффициенты, учитывающие расширение столба душ на
внешнем участке (К(=0,1; К3-0,15...0,20); К2 и — коэффициенты,
учитывающие изменение /?т(г) и Яш(г) на внутреннем участке (в за-
висимости от диаметра и длины канала сопел К2-0.10...0,15,
£,-0,05.0,15).
В промежутке Ят(г)£г5Яю r(z) принимали, что температура
уменьшается линейно от (1 £T)7r(z. 0) при г-Ят(г) до 300 К при
Как видно из рис. 46, рассчитанные по формулам (49) и (50)
профили температур и скоростей близки к экспериментальным, за
исключением периферийных областей дуги, вклад которых в уско-
рение и нагрев порошка незначителен.
Для внутрисоплового участка дуги (z£zc) величины Тг(г, 0) и
шг(г, 0) считали независимыми от г, равными экспериментально
найденным значениям этих параметров на выходе сопла плазмо-
трона. Изменение осевой температуры плазмы на участке соп-
ло-изделие (z>zc) принимали линейным (см. рис. 16), а значения
<ог(г, 0) определяли из условия неразрывности.
Таким образом, поля температур и скорости в дуге описывали
следующими выражениями
73
Tr(z, r)-Tr(O,O)[ 1 Кт(г/ЯДг))’] при z<zfl rsR/z); (55)
Гг(г, r)-Tr(O,O)( 1-К,)(Я „(г) гЛ (Я10(г)- Я,(г))+
+300(r-Rr(z)/(R.,(z) R/z)) npnz<z(_: Rr(z<zSRm(z); (56)
Tr(z, r)-Tr(O.O)(l -K^z-2'MR ) 11-
-Кт(г/Яг(г))’| при z<zc; r^R/z)-. (57)
Tr(z, r>-Tr(0.0)(l-^X1- К0(2-гс)/ЛсХЯи(г)-
-гЛ(Л,.,(г)- Я1(г))-300(г Яг(г)/(Я„,(г)-
Ят(г)) при z>z, RT(z)<rSRto(z) (58)
Tr-(z, r)-300 К при г>Ящ(г); (59)
шг(г. r)-w,(O,O)| 1 -(г/Яш(1))2] при г<г.; (60)
tur(z, г)-(шг(0,0)рг(0,0)Я2 ()/(Р[(0,0)Я2(г))[1-
-(Г/Яв(г))2] при z2zc; (61)
<Dr(z, г)-0 при r>Ra(z); (62)
где Гг(0,0), ыДО.О) — соответственно температура и скорость плаз-
мы при z-О, г™0. Ко-0.014...0,038 — коэффициент, учитывающий
изменение осевой температуры рг(0,0) и pr(z,0) — плотность плаз-
мы при температуре соответственно 7\(0.0) и 7'r(z.0).
Построенная модель поведения частиц порошка в плазменной
Рис. 46. Экспериментальный (I)
и расчетный (2) профили относительных
температур и скоростей в дуге
на расстоянии I ,ч.ч от сопла
дуге алгоритмизиро-
вана и запрограмми-
рована на языке
ФОРТРАН Для
численного интегри-
рования уравнений
(41) (43). (47) и
(48) использовали
метод Эйлера- Ко-
ши, обеспечиваю-
щий хорошее при
ближение во всей
области интегриро-
вания. Так как
подиитегральпая
функция в уравне-
74
пнях (41)-(43) не обладает непрерывными производными, то при-
менение теоретических оценок скорости сходимости приближен
иого решения к точному невозможно, н для выбора шага интегри-
рования использовали метод сгущения сеток.
/Хдеквалность модели подтверждается экспериментальной про-
веркой (см далее разде л 3.3) и непротиворечивостью полученных с
ее помощью данных.
3.2. Исследование движения и нагрева
присадочного порошка в плазменной дуге
с использованием математической модели
(’ помощью разработанной математической .модели исследован!
поведение частиц порошка в дуге в зависимости от их диаметра rfn,
параметров плазмы (Гг, мг), размеров рабочего участка столба (/, zc.
RT, Ra). параметров ввода порошка в дугу (®по. е, |). Яо), плотности
рп и теплофизических свойств материала частиц. Моделировались
три варианта ввода порошка в дугу (рис. 17)'
распределенный боковой через кольцевую щель между внут-
ренним и наружным соплами алазмотроыа;
локальный боковой через отверстие в торце сопла (z, -0);
аксиальный через отверстие в электроде (Яо~0)
Входные параметры модели варьировали в следующих преде-
лах: Тг(0.0)-12000...20000 К- (о,(0.0)-50...500 м/с; МО...25 мм
Рис 17 Модельные схемы ввооа порошки в аугу: а - распределенный
доковой ввод через кольцевую щель между соплами плазмотрона;
6 — локальный боковой ввод через отверстие в торце сопла;
в — аксиальный ввод через отверстие в электроде
75
01
Таблица 7. Химический состав исследованных порошков
Маркл (тип) парашка Маковая тлы цементов. %
С Si Мп В Сг W № Fe Другие
IIP-20X17 0,19 0,90 п.70 - 17.0 - 0.5 Остальное —
ПР 10Х18Н10Т 0,10 0.40 О.Ю — 20 0 - 10.7 0,3 Т1
ПР-10Р6М5 1.1 0,38 о„зо - 11 6.1 — 5,3 Мо; 1.8 V
ПН АН2 2 36 0.62 - - 18.6 - 2.83 3.0 Мо: 7.8 V
ПГ-С1 3.30 3.23 0,78 - 285 - 2.85 —
ПГ АН! 2,61 2,08 1.06 1,69 28,2 - - —
ПР ВЗК 1,16 1.59 - — 29.7 4,6 126 13 Остальное — Со
ПН-АН34 0.97 1.41 — 0,96 29.2 4.5 7.87 2.9
ПГ-СР2 0.35 2.24 — 1,80 12,4 - Остальное 3,0 -
ПГ-СРЗ 0.55 2.86 2,81 14.9 — 3.3 —
ПГ-СР4 0.86 4 28 — 333 16.3 - 3,6 -
ПГ-ХНС5Р 0 62 4.73 2,41 18,7 — 4,8 —
ПР-ЬрКМцЗ-1 — 2,55 1,19 — - — 1 06 0.1 Остальное • Си
ПР-БрАЖНМц 8-4-4-1 — - 1.62 - - — 1,65 4.2 9.1 А1. остшьное -- Си
Таблица 8. Плотность и теплофизические свойства некоторых сталей, сплавов и тугоплавких соединений, применяемых для плазменной наплавки
Марка (тип) порошка Плот поспи р, io-J. кг/м1 Теплоемкость сп, Дж "(кг К) Температура. К Теплота плавления L • 10~3, Ь/кг .Эитоль- пия при те.мперп тирс 7. Нр ю < Дж/кг Темпера- тура ки пения Теплота испаре- ния L 103, исп ’ Дж/кг
при 300 К при 7, в жидком состоя- нии ।олидус г, ликви- dycTL
ПР-20Х17 7.72 450 708 774 1573* 1723* 264 1195 3137 520.5
ПР 10Х18Н10Т 7.9 — - 759 - - 261 1208 3126 5191
ПР 10Р6М5 81 446 743 1713 261 1123 3331 5377
ПН-АН2 — 453 697 799 1483 1613 282 ИЗО 3162 5099
ПГ-С1 7Д 467 734 798 1453 1673 306 1246 3082 .5026
ПГ- АН1 75 472 746 616 1413 1628 318 1245 3067 5124
ПР ВЗК 8.3 467 701 712 1515 1648 291 1204 3034 5716
ПН-АН34 — 450 747 731 1423 1523 311 1111 3040 5634
ПГ-СР2 8.1 163 661 743 1243 1523 359* 1115 3118 5167
ПГ-СРЗ 7.8 472 687 603 1233 1543 387 1182 3113 5160
zrj=0. 10 мм; /?1г-2...5 мм;
Двс"’2.. 5 мм; <7П-25...5ОО мкм.
ыП( -0,5.. 8 м/с, Ra-0...8 мм;
е-15.. 1)0, 0-О...35 (для схе-
мы рис. 47, а); Е-30...60,
р -0. .15' (рис. 47, б): 6-0...15*,
р -0 (рис. 47, в).
Химический состав харак-
терных наплавочных порош-
ков их плотность и принятые
при расчетах значения тепло-
физических свойств приведе-
ны в табл. 7, 8. Для подавля-
ющего большинства сплавов,
применяемых для наплавки
нет данных об их теплофизи
чсских свойствах, в связи с
чем одни из этих характерис-
тик были определены экспе-
риментально, другие — рас-
считаны по известным мето-
дикам [184] или оценены по
имеющимся в литературе
данным для сплавов, близких
по химическому составу.
Плотность сплавов определя-
ли пикнометрическим мето-
дом, температуры солидуса и
ликвидуса — методом диффе-
ренциального термического
анализа. Образцы для иссле-
дований получали путем
«наплавки» в медную излож-
ницу.
Теплоемкость и теплоту
плавления сплавов рассчиты-
вали по методу аддитивности,
используя значения ср и Т|1Л
компонентой сплавов, приве-
денные в работах |182,
78
185 187|. Как уже упоминалось, в математической модели учтена
температурная зависимость теплоемкости сплавов в твердом состо-
янии: теплоемкость жидких сплавов принята постоянной, незави-
симой от температуры (при отсутствии экспериментальных дан-
ных ее считали равной ср при температуре 1,1 Т£).
Температуру кипения сплавов рассчитывали в предположении,
что при кипении сумма парциальных давлений паров компонентов
сплава равна внешнему давлению, а сами сплавы являются идеаль-
ными растворами и, следовательно, давление пара любого их ком
полента описывается уравнением Рауля. Теплоту испарения вы-
числяли методом аддитивности ио составу пара над расплавом при
температуре кипения Изменение химического состава частиц по-
рошка вследствие избирательного испарения не учитывалось. По-
дученные таким образом значения ГК11П и illcn являются, конечно,
не более чем оценочными что однако не внесли существенных ис-
кажений в результаты математического моделирования, гак как в
исследованной области входных параметров модели температура
частиц порошка лишь в редких случаях достигала ГЫ1П.
Численные эксперименты показали, что в условиях плазменной
наплавки траектории движения, скорость и температура частиц в
значительной степени зависят от параметров ввода порошка в дугу,
в связи с чем целесообразно рассмотреть результаты этих экспери-
ментов отдельно для каждой из представленных на рис. 47 схем.
3.2.1. Распределенный боковой ввод порошка в дугу
через кольцевую те ль .между соплами плазмотрона
При этой схеме создаются наиболее широкие возможности для
управления нагревом присадочного материала, так как в зависимо-
сти от диаметра, начальной скорости и угла ввода в дугу частицы
порошка движутся по сильно отличающимся друг от друга траек-
ториям (рис. 48 и 49), с разной скоростью (рис. 50) и, следователь-
но, находятся в столбе дуги неодинаковое время. Поэтому при не-
изменных параметрах дуги, температура, которую приобретают ча-
стицы порошка к моменту их соприкосновения с поверхностью ос-
новного металла, может изменяться в очень широком диапазоне —
согласно расчетам, от 400- 500 К до температуры кипения материа-
ла части ц (рис. 51).
Расчеты кинетики нагрева частиц порошка ПР-10X181 НОТ в
зависимости от их диаметра и начальной скорости (см. рис. 51) вы-
полнены для режима работы плазмотрона (7-150 А, л/мин,
С^р-9 л мин), при котором осевые значения температуры и скоро-
79
сти плазмы на выходе из сопла равны соответственно 13200 К и
165 м/с. Параметры ввода порошка в дугу: £-35", р-0, /<а-3,5 мм.
Расстояние от сопла до основного металла / -12 мм
Сильно изменяется также и расстояние от оси дуги до точки со-
ударения частиц с основным металлом (сварочной ванной), что
сказывается на величине потерь порошка и качестве наплавки не
расплавившиеся в дуге частицы порошка, достигающие поверхнос-
ти основного металла за пределами сварочной ванны, неизбежно
Рш. 48. Траектории частиц порошка ПР 10Х1811 KIT диали трои
50 мкм (а, г), 150 мкм (6,0) и 40() лоси (в, е) при разной начапьной
скироапио»ло. 1 — 0,5 м/с;2—1 м/с;3 — 2 м/с, 4 — 4 м/с; 5 — 8 м/с;
а, б. в- £- 35"; г, д.е-z- 70'; Tt(0.0)-13500 К;шг(0,0)-160м/с;р-0
80
Put 49. Траектории частиц порошка ПР- 10Х18Н10Т при начальной
скорости сог1 и, равной 0,5 (а); 2 (6); 8 м/с (в) и оиаметре 1-50 мкм;
2—100 мкм; 3—150 мкм: 4 — 200 мкм; 5 — 300 мкм; 6 — 500 мкм:
е-35’: Т/0,0)-135О0 К. со,(0,0)-160м/с; Р-О
Рис. 50. И ме-
чение скорости
частиц
порошка
ПР WX18H10T
диаметром,
им1. 1 — 50;
2 - 75, 3 - 100;
4 - 125; 5 -
150; 6 —200:
7-300; 8-
400:9 - 500;
е:пи-0.5м/с
(а):ы„„-2м/с
(<9;шпо- 8 м/с
(в), е-35’;
Т/0,0)-13500
К. <лг(0,0)-
-160 м/г. р -О
С 7 1124
81
теряются в результате упругого отскока; частицы, находящиеся в
жидком или твердо-жидком состоянии, схватываются с поверхно-
стью основного металла, но, если доля таких частиц, поступающих
в периферийные области или за пределы пятна нагрева дуги, будет
значительной, то это, как показывает практика плазменной наплав-
ки, может привести к появлению несплавленнй и других дефектов
по краям наплавленных валиков
В общем случае для обеспечения оптимального движения при-
садочного порошка при плазменной наплавке необходимо выпол-
нять следующие требования:
траектории м скорости движения частиц порошка в дуге
должны быть такими, чтобы обеспечивался наиболее эффек-
R2
тивный naipee порошка плазмой. Для этого частицы должны
пролетать через высокотемпературную область дуги, а время
их пребывания в этой области должно быть возможно боль
шим;
частицы пи|юшка должны попадать па поверхность основно-
го металла в пределах пятна нагрева плазменной дуги, не рас-
плавившиеся частицы — непосредственно в сварочную ванну;
для обеспечения стаби гьной работы плазмотрона в частнос-
ти для предупреждения образования настылей в канале соп-
ла, необходимо исключить попадание частиц порошка, осо-
бенно жидких и частично оплавившихся, на стенки канала
сопла.
Как показали эксперименты, при рассматриваемой схеме ввода
порошка в дугу управлять траекториями движения частиц можно в
основном за счет изменения диаметра последних и параметров вво-
да порошка в дугу, прежде всего <оп о и е.
Наиболее благоприятный спектр траекторий формируется, если
из сказанных трех параметров d„, сопп и е хотя бы два находятся в
диапазоне оптимальных значений. В этом случае влияние третьего
параметра оказывается минимальным (см рис. 48 и 49. а); ср. так-
же кривые 1,2 и 3 иа рис. 48. а, б, г, д, что позволяет, например, при
рационально выбранных значениях шП(1 и е успешно использовать
для наплавки порошки разной дисперсности (см. рнс. 49, а).
Для оптимизации траекторий движения частиц необходимо
применять сравнительно мелкозернистые порошки
(</„<150 ..200 мкм), вводить их в дугу с малой скоростью
(ю||о<2 м/с) и под углом е< 10. 45'. Последний, однако, не может
быть очень малым, иначе частицы порошка будут двигаться пре
имущественно по периферии дуги и плохо нагреваться (следует
учитывать также и конструктивные трудности, с которыми сопри
жепо обеспечение малых углов ввода полюшка в дугу через кольце-
вую щель между соплами плазмотрона).
Как видно из рис. 48 и 49, при больших dn и ш11о частицы по-
рошка мало изменяют траекторию своего движения под воздейст-
вием потока плазмы, поэтому при неудачно выбранном угле е они
либо ударяются о стенку канала сопла, либо «приземляются» на
поверхность основного металла далеко за пределами дуги На
52, а показана зависимость радиуса «приземления» от азиму
тальпого уг и ввода порошка. Влияние этого угла. как и угла t на
характер движения частиц возрастает с увеличением </,. н юио.
в*
83
Рис. 52. Зависимость ^радиуса» приземлении RK (а) и температуры
нагрева частиц порошка Ти(б) от азимута, итого угла ввода Р : 1 -
дп-50мкм, ыпи-2 м/с; 2 — дп-100мкм, шПи-2м/с; 3 dt-200 мкм.
ви0”2 м/с;4 — dn-400 мкм,<опо-2 м/с; 5 — dn-200 мкм,
<о,|0-Г м/с; 6 - dn-20U чкм, ыпо-8м/с;е-35'; Т/0,0)-13500 К;
шг(0,0) - 160 м/с; 1Л-12 мм, —— удар частицы о стенку сопла)
84
Организация движения порошка в дуге, как правило, улучшает-
ся с повышением скорости плазмы, однако использовать этот эф-
фект на практике нельзя из-за возрастания газодинамического
давления на сварочную ванну, что приводит к увеличению глубины
проплавления основного металла.
Параметры du, <оп о, е, |3 и сог оказывают влияние нс только на
траектории, но и на скорость полета частиц порошка, а следова-
тельно, на продолжительность их нагрева плазмой дуга. По дан-
ным расчетов при характерных для наплавки режимах работы
плазмотрона частицы порошка крупнее 200 мкм получают в дуге
лишь незначительное приращение вертикальной составляющей
скорости (см., например, рис. 50, кривые 8 10). Поэтому время их
пребывания в дуге определяется, в основном, начальной скоростью
и углом ввода порошка в дугу {табл. 9).
Конечная скорость и продолжительность пребывания в дуге
мелких частиц порошка (<100 мкм), напротив, мало зависят от £ и
шпо (см. рис. 50, табл. 9) и определяются, главным образом, параме-
трами плазмы. Обычно такие частицы разгоняются дугой до скоро-
сти 10-30 м/ч (за исключением частиц пылевидных фракций, ко-
торые присутствуют в наплавочных порошках как примесь и при-
обретают в дуге значительно большую скорость, соизмеримую со
скоростью плазмы).
На рис. 52, б, 53,54 показана зависимость температуры нагре ва час-
тиц порошка в дуге от £, 0 и coILO при тех же параметрах плазмы и дли-
не дуги /, а на рис. 55 — от диаметра частиц при разной величине /д.
Анализируя приведенные данные, необходимо иметь в виду, что
температура нагрева частиц порошка в дуге определяется в конеч-
ном счете двумя факторами - интенсивностью и продолжительнос-
тью их нагрева. Как видно из рис. 51-55, с увеличением диаметра
частиц их температура нагрева всегда снижается, так как, хотя вре-
мя пребывания частиц в дуге при этом обычно возрастает, особенно
при малых значениях <опо (см. табл. 9), интенсивность нагрева па-
дает быстрее. Для высокотемпературной области дуги
МгаОДКе0-5/^-4. из выражения (47) после подстановки в пего
u-<V«(Xr/r/n)- Яе-Р>г -“п|(<,/1‘г) и Р»~рг(сргАг) имеем.
-I |°.5 о,5 ,0.6 0.4
dT _ 3|a>r-a>„! Р Л сР.г 1Т _ т \ (63)
dr cvp„d,; р
85
Таблица 9. Расчетное время пребывания частиц порошка в ядре дуги с 7j>9000 К (параметры дуги: Тг(0,0)-13200 К; шг= 165 м/с; /,“20 мм)
</„. мкм £, град Время, 10 3 с, при начальной скорости частиц, м/с
0.5 1,0 2.0 4.0 8.0
50 15 0,86 0.91 0.93 0.96 0,85
25 0.89 0,94 1.01 1.04 0,95
35 0.91 0.95 1.06 1.09 0.97
45 0.94 0,97 1.07 1.13 1,01
100 15 1.64 1.72 1.76 1,69 1.31
25 1,78 1.89 1,86 1.77 1,46
35 1.84 1.93 1.95 1,81 1.12
45 t,90 2,00 2.03 2,00 0.81
150 15 2,45 2,57 2.52 2,21 1.55
25 2.59 2.68 2.65 2,34 1,63
35 2,73 2.89 2,77 2.38 1,02
45 2.77 2,93 2.87 1.84 0.81
200 15 3,25 3.32 3,16 2.59 1.68
25 3.48 3,53 3.31 2,77 1.63
35 3.61 3.64 3.47 2,34 1,05
45 3.76 3,80 3.62 1,73 0.77
300 15 4.74 4,61 4.14 3.07 1,81
25 4.98 4.96 4.37 3.35 1.53
35 5,21 5,15 4,63 2.16 1.02
45 5.39 5,34 3.54 1.63 _ •
-100 15 6,04 5.81 4.87 3,35 1.87
25 6.48 6.19 5,19 3.26 1,53
35 6.70 6,41 4,58 2.14 0.92
45 6,92 6.75 3.37 1,63 _ •
500 15 7.34 6.81 5.42 3.53 1.90
25 7.78 7.14 5.83 3.16 1.53
35 8.10 7,60 4.51 2.05 1.01
45 8.32 7.64 3,37 _ •
• Частица ударяется о стенку сопла.
т.с. при прочих равных условиях скорость нагрева частиц порошка
в дуге обратно пропорциональна величине d\f.
Зависимость температуры нагрева частиц от их диаметра наибо-
лее сильно проявляется при больших скоростях ввода порошка в
86
дугу (см. рис. 51, в), когда продолжительность пребывания частиц в
дуге мало зависит от dn (см. табл. 9).
Влияние параметров ввода порошка в дугу па его нагрев неод-
нозначно. Мелкие частицы (dn-50...75 мкм) при большей началь-
ной скорости проникают в более горячие области дуги (см. рис. 48,
а), поэтому нагреваются сильнее (см. рис. 54, кривые 1-2). Темпе-
ратура нагрева частиц диаметром ЮО 200 мкм с увеличением <и|1о
87
Рис. 54. Зависимость температуры нагрева Гп частиц порошка
ПР- 10Х18И10Тот их начальной скорости <о (а) и скорости плазмы
ыГ(б):1 — да-50мкм;2 — dn-75;3 — dn-100;4 — d-125;5-
dn-150;6-dn-200;7-dn-300;8-dn-400;9-d„-500MKM;a-o>
(0,0)-160 м/с; 6- а„и-4м/с; T/0,0)-13500 К; /д- 12.мм;e-35’;P-0
Рис. 55. Зависимость
температуры нагрева
Тп частиц порошка
ПР 10Х18Н10Т от их
диаметра dn при
расстоянии между
плазмотроном и
изделием: 1 — I -8 мм;
2 —1-12 мм;
3 — 1а-16мм:
Т,(О,О)-13500 К.
ш /0.0)-160 м/с;
шп.о~4м/с‘ е~35'.$-0
сначала несколько повышается, а затем, когда частицы из-за боль-
шой начальной скорости начинают вылетать из дуги, не достигнув
поверхности основного металла (см. рис. 48, б), падает (см. рис. 54,
кривые 3-6) Нагрев более крупных частиц, продолжительность
которого, как уже отмечалось, определяется в основном параметра-
ми ввода порошка в дугу, ухудшается с увеличением шпо во всем
исследованном диапазоне (см. рис. 54, кривые 7-9).
88
Аналогично начальной скорости частиц влияет на их нагрев и
угол е ввода порошка в дугу. Наиболее сильно это влияние прояв-
ляется при малых с/., (см рис. 53. а, б). В большинстве случаев
улучшение нагрева наблюдается при увеличении с юлько до опре-
деленного предела, зависящего от диаметра и начальной скорости
частиц, а также от параметров плазмы Анализ результатов матема-
тического моделирования показывает, что гффективиый нагрев и
оптимальные траектории полета частиц диаметром 150 200 мкм и
более обеспечиваются при с-30 40 Для частиц меньших разме-
ров. особенно при малых соп о, оптимальные значения угла е превы-
шают 70".
Влияние, оказываемое на нагрев порошка азимутальным углом
ввода |), становится значительным лишь при Р>J0 15'. причем оно
выражено тем сильнее, чем выше начальная кинетическая энергия
частиц, т.е. чем больше их масса и начальная скорость (см. рис. 52, б).
Увеличение расстояния между плазмотроном и наплавляемой
деталью существенно сказывается на нагреве присадочного мате-
риала только в тех случаях, когда частицы порошка вплоть до их
соприкосновения с поверхностью основного металла (сварочной
ванны) не вылетают за пределы столба дуги, т.е. когда конструкция
и режим работы плазмотрона обеспечивают формирование рацио-
нального спектра траекторий частиц (см. рис. 48 и 49). В связи с
этим влияние на нагрев порошка проявляется заметно лишь при
малых диаметрах частиц (см. рис. 55), а в случае применения для
наплавки крупноднсперсных порошков — при малых скоростях и
углах ввода их в дугу.
Зависимость температуры нагрева порошка от скорости плазмы
имеет сложный характер (рис. 54, б), так как с увеличением со, ин-
тенсивность конвективного теплообмена частиц с плазмой повы-
шается, а время их пребывания в дуге сокращается. При диаметре
частиц 100-200 мкм действие этих факторов уравновешивается и
нагрев порошка почти не зависит от скорости плазмы. Нагрев бо-
лее мелких частиц с увеличением со. ухудшается (в данном случае
преобладай влияние фактора времени), а нагрев более крупных
частиц улучшается (продолжительность нагрева в >том случае из-
меняется незначительно и решающим оказывается влияние скоро-
сти плазмы на коэффициент теплообмена)
В заключение рассмотрим особенности поведения в дуге частиц
порошков с разными плотностью и теплофизическими свойствами
Как уже отмечалось, нагрев порошка происходит в основном в вы-
B9
Риг. 56. Влияние начальной скорости wnd частиц порошков ПГ-СР4
(a); VC (6); ПР- БрАЖНМц 8-4-4- 1 (в) и U'C (г) на их нагрев
в дуге. 1 — dn~50 ик,и. 2 — dn-100мкм; 3 — dt-150 мкм; 4 —
ЛИ-200 чкч. 5 - d„-300мкм; 6 - d„^500 мкм; ТГ(0.0)-13500 К;
юг(0.0) -150 м/с, /д-10 мм: е - 35', р - О
сокотемпературиой области душ, где Т>Ти и. следовательно, тем-
пературный напор ЛГ-Г( -Г„, определяющий интенсивность кон-
вективной теплопередачи, мало зависит от 7\ По пому и количест-
во теплоты, получаемой здесь частицами при одинаковых услови
ях, слабо зависит от их теплофизмческих характеристик — тепло-
емкости, теплоты плавления и др. В результате частицы порошка
разного химического состава, но одинакового размера, двигавшие-
ся в дуге по одинаковым траекториям и с одинаковой скоростью,
независимо от их теплофизическпх свойств имеют примерно оди-
наковую энтальпию (при этом значения температуры разнородных
частиц могут существенно отличат ься друг от друга).
90
Таблица 10 Расчетное время пребывания частиц порошков
карбидов И'С н VC в области дуги с температурой выше 9000 К
(Тг(0,0)-15000 К; <иг(0,0)-150 м/с; Z -10 мм)
Диаметр частиц, мкм Время. 10 3 г при начальной скорости частиц карбидов, м/с
WC VC
0,5 1.5 3,0 0.5 1.5 3,0
50 1.25 1,52 1,99 0,54 0,66 0.73
100 2.51 2,74 2.38 1,16 1.33 1.32
150 3,99 3,74 2.83 1,79 1.94 1.81
200 4,27 4,51 2,65 241 248 2.18
300 7 42 5,55 2,65 3,54 3,37 2,69
500 10.97 5,40 2.65 5.58 4.63 2,71
Рис 57 Траектория
частиц порошков И'С
(сплошные пинии) и VC
(штриховые линии)
диаметром.
1 - dn-5(J.MK.M;
2 — dn-150 мкм;
3 — da-500 мкм;
T.(O,O)-135OU К;
ш,(0,0)- 150 м/с;
т„о-1,5 м/с; 1^ 10,5 мм
Е- 35 ,р -0
91
Наплавочные сп ,авы на базе железа, никеля, кобальта, меди близки
по плотности (см. табл. 8), так чти рассмотренные выше закономер-
ности движения и нагрева порошка ПР 10Х18Н10Т типичны для
подавляющего большинства порошков, используемых для плазмен-
ной наплавки (см например, рис. 54 и 56, а, в).
На рис. 57 представлены траектории полета, а в табл. 10 дли-
тельность пребывания в высокотемпературной области дуги час-
тиц карбидов IVC и VC, сильно отличающихся друг от дру)а по
плотности. Как следует из данных табл. 10. продолжительность на-
грева частиц тем заметнее зависит от их плотности, чем меньше dn
и <опо. Мелкие частицы карбида вольфрама, обладающего большой
плотностью, легче проникают в высокотемпературную область ду-
ги, поэтому при прочих равных условиях для них нужны меньшие
начальные скорости, чтобы обеспечить максимальный нагрев
(см. рис. 56, б, г).
3.2.2 Локальный боковой ввод порошка в дугу
Основные закономерности движения и нагрева порошка в дуге,
в частности, характер зависимости температуры частиц от их дна
метра и начальной скорости, параметров плазмы и ряда других
факторов, при локальном боковом вводе такие же, как и при рас-
пределенном. По так как в этом случае точка ввода порошка н дугу
расположена значительно ниже и. следовательно, путь частиц по-
рошка в дуге (рис. 58) намного короче, чем в плазмотронах с внут-
ренней подачей присадочного материала, то нагрев порошка менее
эффективен. Например, согласно расчетам, при вводе порошка в
дугу через канал в корпусе сопла, расположенный под углом 45' к
оси плазмотрона так. что расстояние между его выходным отвер-
стием и осью плазмотрона Яо-6 мм (рис. 58. a-в), до температуры
плавления стали 10Х18Н10Т могут быть нагреты лишь частицы
мельче 50 мкм (рис. 59). а в случае ввода порошка через кольцевую
щель между соплами при тех же параметрах плазмы и одинаковом
расстоянии между плазмотроном и изделием в дуге плавятся час-
тицы намного больших размеров - до 150 мкм (см рис. 54).
Другие особенности рассматриваемой схемы ввода порошка, су-
щественно отличающие ее от предыдущей, — это натичие локаль-
ной струи зранспортирующею газа, оказывающей неблагоприят-
ное воздействие на столб дуги, большая неоднородность нагрева
порошка и более сильная зависимость температуры нагрева порош-
ка от расстояния между плазмотроном и изделием.
92
Put. 58. Траектории час тиц порошка IIP - 10Х 18Н ЮТ при «жальном
боковом вводе в дугу (е- 45 , 1/0,0)^13500 К, шг(0,0)-160 м/с;
1Д-12мм):а - Ru-6 мм и го„о-0,5м/с; б - Ro-€ мм и ш -2 м/с;
в — R -6 лсм и шп, -8м/с; г - R^-8 мм и ыпо’2 м/с (1 -<1^50 мкм;
2 — аП-100мкм; 3 - d„-150 мкм: 4 — dt-200 мкм; 5 — d-ЗОО мкм;
6 — d„-500 мкм)
Чтобы обеспечить направленный ввод порошка в дугу канал
для порошка должен иметь на выходе возможно меньшее сечение
(обычно </к-1,5...2.5 мм). Поэтому при одинаковом расходе транс-
нор трующего газа скорость струн газа н частиц порошка на выхо-
де из такого капала значительно выше, чем на выходе из кольцевой
щели. Обладая большим скоростным напором, струя холодного
транспортирующего газа глубоко проникает в столб дуги, деформи-
рует его н снижает температуру плазмы в зоне нагрева порошка.
Отрицательное влияние этих эффектов (в математической модели
они ш учитываются) несколько уменьшается, если ввод порошка
93
Рис. 59.
Зави. имость
температуры
нагрева Тю
частиц порошка
ПР-10Х18Ш0Т
при локальном
боковая вводе в
дугу от иг
начальной
скорости сопо (а)
и расстояния
между выходным
отверстием
канала для
подачи порошка
и дугой R,(6)
(г-45'i
Т/0,0)-13500 К:
шг(0,0)~160 м/с:
la~ 12 леи, р -0):
а — R0-6mm, б -
шио~4,0м/с
осуществлять через два канала, расположенных в одной плоскости
симметрично относительно оси дуги
По ряду причин прежде всего конструктивного характера, рас-
стояние между выходными отверстиями каналов для дуги и для
порошка нс может быть сколь угодно малым. 1 1а практике толщина
перемычки между стенками канатов составляет не менее
2,5-3,0 мм, так что выходное отверстие каната для порошка распо-
лагается на значительном удалении от дуги. С увеличением зтого
расстояния нагрев порошка в дуге ухудшается (рис. 59.6), уснлпва
ется его зависимость от угловых параметров ввода сир (рис. 60),
что является основной причиной неоднородности нагрева порошка
в дуге при данной схеме ввода.
На рис. 61 в одинаковом масштабе изображены столб дут и
струя транспортирующего газа с порошком при характерных значе-
ниях rfc, </k, Ло, е и р, что наглядно показывает, в каком широком ди
апазопе изменяется положение точки ввода в дугу, а с ним и темпе-
ратура нагрева отдельных частиц порошка вследствие отклонения
94
их траектории от оси струи (по экспериментальным данным, угол
раскрытия струи с порошком 0-10.. 15"). Неизбежный разброс зна-
Рис. 60. Влияние
угловых
параметров
виола порошка
£ и Р на
температуру
нагрева Та
частиц порошка
ГГР-10Х18Н10Т
различного
аиаметра
(Тг(0,0)г13500 К;
ыг(0,0)-1Ы) м/с;
«„.о-АЯи/с;
Ru-6mm —
сплошные
линии,
Ro-8mm —
штриховые
линии)'а —
$-0;б- £-45’
Рис 61. Столб
дуги и струя
транаюрти
рующего газа
с порошком при
локальном
боковом вводе
95
Put 62. Зависимость температуры нагрева Т частиц порошка
ПР- 10Х18И Ю Г при локальном боковом ввоое в оугу от их диаметра
dl при различном расстоянии между плазмотронам и изделием
(е-4У Т/0.0)- 13500К;ш.(0,0)-160м/с; Я, -6мм;1-12мм;
ГО м/с; р-0)
некий начальной скорости частиц, полидисперсносгь наплавочных
порошков еще больше увеличивают неоднородность нагрева
Так как участок дуги, в котором происходит нагрев порошка,
при локальном боковом вводе обычно в 2 3 раза короче, чем при
остальных двух схемах ввода, то изменение расстояния между
плазмотроном и изделием сказывается на naipeBe порошка значи-
тельно сильнее (см. рис. 62 и 55), что требует более точно выдержи-
вать этот технологический параметр в процессе наплавки
3.2.3. Аксиальный ввод порошка в дугу
Несмотря на отдельные сведения об удачных эксперименталь
ных попытках реализации этой схемы в плазмотронах для напыле-
ния |7, 1911 аксиальный ввод порошка через отверстие в катоде,
как и ввод порошка в лугу вместе с плазмообразующим газом
(см. рис. 47. в), пока не нашел практического применения ни при
напылении 11121. ни при наплавке Поэтому его анализ представля-
ет интерес главным образом для выявления предельных возможно-
стей плазменного нагрева порошка в условиях наплавки и для бо-
лее дифференцированной оценки влияния отдельных параметров
на температуру нагрева частиц порошка в дуге, гак как в данном
случае они (частицы) независимо от их размера, плотности, на-
чальной скорости движутся по очень близким граекториям и, сле-
96
довательно, находятся в дуге практически в одинаковых, наиболее
благоприятных условиях с точки зрения теплообмена.
Полагая, что частицы порошка движутся по оси душ. рассмот-
рим зависимость их температуры нагрева от шп., и параметров
плазмы
В отличие от бокового ввода порошка, распределенного и ло-
кального, при котором зависимость температуры нагрева частиц от
их начальной скорости имеет сложный характер (см. рис 54, а и
рис. 59, а), для аксиального ввода характерно монотонное сниже-
ние температуры нагрева с увеличением шпо (рис. 63, а), вызванное
тем, что при этом траектория движения частиц не изменяется а
время нагрева сокращается.
Влияние скорости плазмы на нагрев порошка при аксиальном
вводе принципиально такое же, как и при вводе через кольцевую
щель: с увеличением <иг нагрен мелких частиц ухудшается вслед-
ствие сокращения времени их пребывания в дуге, а нагрев крупных
частиц, продолжительность которого изменяется незначительно,
улучшается благодаря повышению интенсивности теплообмена
(рис 63, б).
Как следует из рис. 63. в, нагрев порошка в аргоновой плазме на-
иболее аффективен при температуре 14000- 1601)0 К Это объясня-
ется тем, что скорость нагрева, описываемая для приосевой области
выражением (65), зависит не только от температурного напора
д7'-7’|-7'п. но и от теплопроводности, теплоемкости гг других
свойств плазмы яв.гяюшихся в свою очередь функцией температу-
ры На рис.ь4 приведены значения параметре
о.’7 . полущенного из уравнения (65) гг обобщающего влияние
температуры плазмы на скорость нагрева порошка (так как в прп-
осевой области дуги Тт»Т„, то принято ГГ-ГЖ»ТГ). Максимальных
значении этот параметр достигает при Гг_14000 1601)0 К. Дальней-
шее повышение температуры аргоновой плазмы с точки зрения на-
грева порошка нецелесообразно.
Таким образом математическое моделирование поведения дис-
персных частиц в щгазыепиой дуге показало, что все рассмотрен
ные схемы ввода порошка позволяют, в принципе, сформировать
приемлемый для практических целей спектр траекторий частиц.
Однако при боковом вводе (как локальном, так и распределенном)
он сильно зависит от размера частиц, их плотности и параметров
ввода, что требует гщатетьной оптимизации грануломг-тричеекого
7 7-1124
97
состава порошков, конструкций наплавочных плазмотронов и са-
мого процесса наплавки.
Максимальный размер частиц, которые могут быть расплавле-
ны в аргоновой плазме при характерных для наплавки режимах ра-
боты плазмотронов, в большой мере завишп от схемы ввода приса-
дочного материала в дугу. Так. при самых благоприятных условиях
(аксиальный ввод с небольшой начальной скоростью), в дуге могут
бы!ь нагреты до плавления частицы порошков легированных ста-
лей, чугунов, никелевых и кобальтовых наплавочных сплавов диа-
метром до 250 300 мкм, при вводе порошка через кольцевую шел*
между соплами диаметром до 150-200 мкм. а при вводе через от-
верстие в торце сопла диаметром до 80 100 мкм. Следует подчерк-
нуть, что эти данные относятся к частицам, движущимся по наибо-
лее благоприятным для нагрева траекториям в плоскости, проходя-
щей через ось дуги В то же время, для применяемых на практике
У8
схем ввода — распре-
деленного и. особен-
но, локального боко-
вого — характерна
сильная неоднород-
ность нагрева по-
рошка. Поэтому в
реальных условиях
значительная часть
порошка, даже опти-
мального грануломе-
трического состава,
может поступать в
сварочную ванну не
расплавившимся.
Рис. 64. Н зияние температуры арсоновой
плазмы на значение параметра Ка
В качестве интегральных тепловых характеристик порошка, по-
ступающего в сварочную ванну, могут служить его средняя (сред-
немассовая) температура или энтальпия. Если известна распреде-
ление частиц порошка по их размерам, начальной скорости и углам
ввода в дугу, то. используя вероятностные подходы, можно оценить
их среднюю температуру с помощью разработанной математичес-
кой модели поведения одиночной частицы в столбе дуге Однако,
учитывая приближенность самой модели, сложность и трудоем-
кость расчета ее многочисленных входных параметров, прежде все-
го Г,(г, г) и ыг(г, г), для определения средней температуры порошка
и, особенно, для нахождения ее зависимости от технологических
параметров процесса наплавки (а именно эта зависимость пред-
ставляет наибольший практический интерес) целесообразно ис-
пользовать прямые измерения, несмотря на значительные методи-
ческие трудности и сложность постановки модельного физическо-
го эксперимента.
3.3. Экспериментальное исследование нагрева
присадочного порошка при плазменной наплавке
Существующие методики пирометрии частиц в плазменной
струе на фоне излучения аргоновой плазмы с температурой до
10000 К позволяют надежно измерять температуру поверхности
ыстиц лишь с уровня 1500 К [192], С достаточной точностью зави
99
снмость энтальпии порошка от его гранулометрического состава,
силы тока дуги расхода плазмообразующего и транспортирующего
газов и других факторов можно исследовать с помощью колоримет-
рирования
Методики калориметрирования, которые применяют для опре-
деления энтальпии и температуры капель электродного (присадоч-
ного) металла при дуговой сварке, отличаются главным образом
способом выделения капель из дуги и улавливания их в калори-
метр. а также конструкцией последнего [35, 156, 167. 193, 194] В
наиболее совершенных из них, обеспечивающих близкие к реаль-
ным условия горения дуги и минимальные потери теплоты на пути
капли в калориметр, луга горит между электродом и кромками
круглого отверстия в графитовой пластине [194] или прорези в
плоском металлическом образце, перемещаемом под дугой [167]
Однако, как показали эксперименты, при горении в таких условиях
плазменной дуги, которая отличается более высокой температурой
и в несколько раз большей скоростью потоков плазмы, на выходе
из отверстия образуется протяженный (до 200 мм) факел, дополни
только нагревающий прошедший через дугу порошок (из-за боль-
шой протяженности факела этот нагрев может быть сопоставим с
нагревом порошка в самой дуге) и вызывает сильный нагрев кало-
риметра. Не дали положительных результатов также попытки вы-
вести порошок из душ в калориметр с помощью быстро вращаю-
щегося медного анода, выполненного в форме цилиндра и диска
В связи с этим использовали методику калориметрирования
[ 166]. предусматривающую отбор порошка из душ в калориметр 10
(рис. Ь5) при помощи медною водоохлаждаемого анода 2 специаль
ной конструкции и объединенной с ним в одно целое газовой каме-
ры 11. Анод имеет осевое отверстие, диаметр которого примерно
равен диаметру столба дуги. Струи аргона, формируемые соплами
4 и S газовой камеры препятствуют образованию протяженного
плазменного факела и проникновению потока плазмы в калори-
метр. Горячий газ отводится из камеры в основном через сопло 3
(отсасывается эжектором или вытесняется под действием избыточ-
ного давления в камере). Для уменьшения i tai рева калориметра ду-
гой камера снабжена диафрагмой 5 и выпускными отверстиями 6,
сечение которых можно регулировать с помощью поворотной
шторки 7. По окончании отбора порошка калориметр опускается
вниз, отделяясь от газовой камеры, и закрывается теплоизолирую-
щей крышкой Я
100
Коиструктивно
анол и газовая каме-
ра выполнены таким
образом, чтобы воз-
можно лучше вос-
производились усло-
вия горения дуги в
процессе наплавки
Расход аргона через
сопло 4. необходи-
мый для подавлени
ям факела дуги, за-
висит от силы тока,
расстояния между
плазмотроном 1 и
анолом, расхода
плазмообразующего
и транспортирующе-
го газов и составляет
5 40 л/мин При ка-
лориметрических
измерениях его вы-
бирали оптималь-
ным для каждого ре-
жима работы плаз
мотрона, основыва-
ясь на статистически
обработанных ре-
зультатах предварительных методических экспериментов, а расход
аргона через сопло 8 поддерживали в пределах 10-20 л/мин. При
этом нагрев калориметра, тугой составлял в зависимости от режима
4,5- 30% от общего нагрева дугой и порошком
Температуру калориметрического тела массой 9.Н07 кг, изготов-
ленного из электролитической меди, измеряли хромель-копслевои
термопарой. Холодный спай термопары помещали ч термостат
(точность статирования нс хуже 0,015 К). ТсрмоЭДС усиливали
(усилитель И37 класса 0,2) и регистрировали самопишущим по-
тенциометром КСП-4 класса 0,5 Тарировали калориметрическую
систему по величине энтальпии жидких металлов (цинк, олово,
свинец) при температуре плавления. Постоянная калоримет-
101
рмческой системы, т.е. количество внесенной теплоты, вызыва-
ющее приращение температуры калориметра на один градус,
5-3959? 43 Дж, К.
При проведении экспериментов калориметрическое тело, со
гласно рекомендациям [195], предварительно охлаждали ниже
комнатной температуры Тк„м таким образом чтобы переохлажде-
ние было примерно равным половине предполагаемого изменения
температуры калориметра (рис. 66). Действительное изменение
температуры калориметра (отрезок гР) находили экстраполяцией
ею начального и конечного температурных ходов до вертикали,
проходящей через точку D. соответствующую половина наблюдае-
мого изменения температуры 6.
Изменение энтальпии порошка при его охлаждении до темпера-
туры калориметра Г_
ДЯн-5(ДТк ДГк)/жп, (61)
где ДТк — действительное изменение температуры калориметра
(отрезок rP); ATk — поправка на нагрев калориметра дугой (отре-
зок ti); тп — масса порошка.
Среднюю температуру порошка Тп в зависимости от его агре
гатного состояния вычисляли по следующим формулам.
при АНпгАНл (порошок находится в жидком состоянии)
Гаер-(^п (65)
при АНс<АНв<ЛНл (порошок находится в твердо-жидком состоя-
нии)
7'П.ер-<Д//п-^.)Лгв Ж+Ъ (66)
при АН^&НС (порошок находится в твердом состоянии)
(67)
Здесь АНЛ и Д/(г — изменение энтальпии присадочного сплава в
интервале температур соответственно Тк-Тя и Тк-Тг; 7 Тг - тем-
пература соответственно ликвидус и солнду сплава; сж и ста сред-
няя теплоемкость соответственно жидкого и твердого сплава в ин-
тервале температур Тя -Тп и Тк 7(1, ств ж — условная средняя тепло-
емкость сплава в интервале Тс-Тп, учитывающая теплоту плавле-
ния £,к1 жидкой фазы Значение поправки на теплоту плавления
принимали равной Тг).
102
r * начальный ход
калориметра к
конввргенционмой температуре Г ; ВС — нагрев калориметра
дугой; СК — нагрев ка юриметра дугой и попадающим в него
присадочным порошком; С1 — линейная экстраполяция нагрева
калориметра т/гои при подаче порошка КЕ — выравнивание
температуры по объему калориметра после прекращения пооачи
порошка и включения дуги, ЕЕ — охлаждение катриметра
до конвергенционной те мпературы ГК1)Ы
Учитывая зависимость теплоемкости сплавов от температуры
значения Т ( вычисляли методом последовательных приближе-
ний.
Погрешность определения энтальпии порошка связана, глав
пым образом, с дополнительным нагревом частиц в факеле дуги и с
потерями теплоты в» время их дальнейшего полета в калориметр.
Для оценки нагрева частиц порошка факелом дуги использовали
описанный выше математический аппарат (см, разделы 3.1 и 3.2). а
для расчета поправок на охлаждение за счет рахимиши и конвек-
ции — подходы, изложенные в работе [ 1561 В зависимости от диа-
метра частиц и режима работы плазмотрона, максимальная систе-
матическая ошибка определения Л//„ колеблется от минус 10.6
(для частиц малого диаметра) до плюс 3 .< (для крупных частиц).
С помощью описанной методики был проведен шестифактор-
ный эксперимент по оценке влияния основных параметров пронес
са плазменной наплавки на нагрев порошка П1 10Х18Н103
V>3
Таблица И. Диапазон изменения параметров процесса
Параметр Значение параметра
минимальное рег/яее максимальное
Сила тока дут I. А 100 200 300
Диаметр частиц порошка dn, мкм 60± 10 225±25 360±40
Подача порошка G„, г/мин 20 40 60
Расход плазмообразуюшего газа л/мин 1 2 3
Расход транспортирующего газа Qrp, л/мин 2 6 10
Расстояние от плазмотрона до анода /д, мм 5 10 15
(табл. 11). В опытах использовали плазмотрон А-1756.05 с сопла-
ми диаметром 4 (внутреннее) и 7,5 мм (наружное). Каждый опыт
дублировали не менее трех раз.
В результате статистической обработки экспериментальных
данных получено следующее уравнение регрессии:
ДЯ„-ехр( 0,4864+0.0127/-0,6046-10 Ц+0,2514-10 5Л/П
-0,1241-10 ,+0.3657-10 3G„L 0,1942-10 2G О +"
л п Д п мл
+0,633-10 ЧОгр 0.7934-10 ^„0^-0,331610 2Q,pl +
+0,02015-10 2QОгр-0.1784-10'4/2+0,6264-10 5d2-
-0,3933-10 2/2-0.021880^)-Дж/г. ‘ (68)
Коэффициент корреляции К-0,96; среднеквадратичное откло-
нение а-0,138.
По данным калориметрических измерений, наибольшее влия-
ние на нагрев порошка оказывают сила тока дуги, размер частиц и
расстояние между плазмотроном и анодом (рис. 67). Массовая ско-
рость подачи порошка, расход плазмообразующего и транспорти-
рующего газов сказываются меньше.
В исследованной области режимов с увеличением силы тока эн-
тальпия порошка интенсивно повышается (до 2-3 раз) при любых
значениях остальных параметров (см. рис. 67, а. д-е), что связано с
определяющим влиянием силы тока на температуру дуги.
104
i
Характер изменения энтальпии порошка при увеличении диа-
метра частиц (рис 68) хорошо согласуется с теоретическими
представлениями и с результатами численных экспериментов
(см. рис. 55).
250 /// / \/ \ -1 9пл> Л/ими п //( 1
2.0 f 1 ш
ISO ' ✓ Z 8‘ I £ / 1 / /
•7 II Рис 67.
а д
Л|мим 1 | ш Отл. Л|М1М Г 1 / Влияние силы шока дуги I, среднего диаметра порошка dn, поОачи порошка Gn, расстояния между плаз- мотроном и анодом /д, расхода плазмообра- зующего Q,u и транспор- тирующего 0^ газов на энтальпию
1 §1 9 £ 6 4 t / /
/
2 М1_ г 1 / / /
6 е
L*' 1 1 1 ми I / 12.5 74 /«. 10.0 у/ 11 ! la. ММ 12,5 Ю.0 7,5
Ши \ \ ж
U V ч''
/ / \\ \\ч
в ,ж порошка.
I 1 г/нин 1 | \ \ \ 6flt 50 ! Дж/г. Базовый
11 \ 1 11 11 1 i / режич: 1-200 Л.
.V) 152-- \ АО ! dlt-150 мкм, СП-40г/мин,
го -LL. \\ |\ 30 / / 1-10.мм. Q^-2 л/мин.
60 35 2Ю 2в5с/Я|«гн г Ю0 150 200 250 Т.А 3 Q^-6 л/мин
105
300----------------------------------800
О 100 200 300 с/п.мхм
Рис. 68 Энтальпия ЛН, и температура Тп
нагрева в дуге частиц порошка различного
диаметра. Режим наплавки-1-200.4,
G„-40t/Mun, 1^-10 мм, (2П,”2 л/мин
(2-р ‘6 л/мин
Рис. 69 Зависимость энтальпии Slln и
средней температуры нагрева Тп порошков
ПР- 10Х18Н ЮТ (1)и ПР- БрЛЖНМц
8 4 4 1 (2) от силы тока дуги. Режим
наплавки dn-150 мкм, С„-40г/мин.
I-10 W.W, Q*,-2 л/мин, Q^-бл/мин
В физическом
эксперименте обна-
ружена большая за-
висимость энтальпии
порошка от расстоя-
ния между плазмо-
троном и анодом,чем
в численных экспе-
риментах (см. рис. 67-
а, ж и рис. 55). При-
чина этого— конст-
рукшвные отличия
плазмотронов
А1756.05 и А1105.05,
первый из когорых
использовали при
калориметрических
измерениях, а вто-
рой — в численных
экспериментах; у
первоп> намного ко-
роче канал сопла, в
результате чего оди-
наковые изменения /д
у него сильнее ска-
зываются на време-
ни пребывания час-
тиц порошка в дуге.
Согласно экспе-
риментальным дан-
ным. энтальпия по-
рошка практически
не зависит от рас-
хода плаямообразу-
ющего газа (см.
рис. 67, б). Это объ-
ясняется тем, что
оказывает суще-
ственное влияние
только на скорость
1U6
дуговой плазмы нс изменяя температуры последнем, а скорость
плазмы, как было показано на математической модели,
в определенном диапазоне слабо влияет на конечную температуру
нагрева порошка, особенно фракции 100-200 мкм (см рис. 54, б
и 63, б).
С увеличением расхода транспортирующего газа изменяются
условия нагрева порошка: увеличивается протяженность зоны сме-
шивания холодного транспортирующего газа с плазмой дуги, повы
шается начальная скорость частиц порошка, изменяется поле ско-
ростей плазмы в рабочей части столба дуги. В результате происхо-
дит небольшое (до 12-18%) снижение энтальпии порошка
(см. рис. 67, б и е).
Зависимость энтальпии порошка от скорости его подачи
(см. рис. 67, г, з) также сравнительно невелика -- например, при
увеличении скоро< ти подачи с 20 до 60 r/мин, т.е. в три раза, эн-
тальпия снижается всего на 14-17%, но заслуживает быть отмечен-
ной, гак как она нс могла быть обнаружена на математической мо-
дели. нс учитывающей влияние порошка на параметры плазмы
(температуру и скорость).
Как видно из рис. 69, при одинаковых условиях naipcea энталь-
пии порошков ПР -10Х18Н10Т и ПР БрЛЖНМц 8-4-4-1 равны,
хотя теплофизические свойства стали и бронзы существенно отли
чаются (см табл. 8). Эти данные подтверждают высказанное ранее
предположение о том, что приращение энтальпии порошков вслед-
ствие их теплообмена с плазмой дуги практически не зависит от
теплофизических свойств материала частиц. Отсюда следует, что
регрессионное уравнение (68), описывающее зависимость энталь-
пии присадочного порошка ПР- 1018Н10Т от технологических па-
раметров процесса наплавки, справедливо и для других наплавоч-
ных порошков (за исключением материалов, сильно отличающихся
отстали 10Х18Н10Т по плотности).
1 la put:. 70 для трех характерных сплавов с существенно разны
ми теплофизическими свойствами показано агрегатное состояние
частиц порошка, прошедших через столб дуги, в зависимости от
техно.юшческих параметров процесса — I dn и /д, оказывающих на-
ибольшее влияние на нагрев присадочного материала. Для порош-
ков ПР-ЮХ181И0Т и ПР БрЛЖНМц 8-4-4-1 положение границ
областей твердого, твердо-жидкого и жидкого состояний, рассчи
тайное по уравнению (68), хорошо согласуется с данными кон
тральных калориметрических и >.мерений
107
Рис. 70. Агрегатное состояние порошка, прошедшего через столб
плазменной дуги I — твердое состояние: И — твердо-жидкое, 111 —
жидкое: а, г — Пр - 10Х МИ ОТ, б, д — ПГ-СРЗ: в,е —
ПР БрАЖНМц 8- 4-4 1. а, б. в- 1Я~ 10 мн; г,д,е - d„- 150 чки
Таким образом. результаты как численных, так и физических
экспериментов показывают, что при плазменной наплавке приса-
дочный порошок поступает в сварочную ванну преимущественно в
твердом или твердо- жидком состоянии Полное расплавление час-
тиц порошка в аргоновой плазме обеспечивается только в ограни-
ченной области режимов. Дальнейшего повышения интенсивности
нагрева порошка в плазменной дуге можно добиться за счет приме-
нения в качестве плазмообразующей среды вместо аргона двух- и
многоатомных газов и их смесей с более высокой энтальпией.
3.4. Анализ особенностей движения и нагрева
присадочною порошка при плазменной наплавке
При сопоставлении основных характеристик процессов нагрева,
плавления и переноса металла при плазменно -порошковой и дуго-
вой наплавке плавящимся электродом можно отметить следующее.
108
Прежде всего, при плазменно-порошковой и дуговой наплавке
ход этих процессов определяют разные факторы. Так, при дуговой
наплавке характер переноса электродного металла (крспнокапель-
ный, мелкокапельный, струйный и т.д.) зависит от совокупности
многих сил, действующих на жидкую каплю на торце электрода
Основные из них — сила тяжести, сила поверхностного натяжения,
электромагнитная сила, реактивное давление паров аэродинамиче-
ская сила, давление газов и паров, образующихся внутри капель и
др. [156, 178|. Значение этих сил и направление их равнодействую-
щей в значительной степени зависят от режима горения дуги, со-
става электродного металла и защитной среды, состояния поверх-
ности и диаметра электрода, характеристик источника тока и др.
По этим причинам масса отрывающихся от электрода капель ме-
талла и частота их перехода могут изменяться в очень широких
пределах (табл. 12).
При плазменной наплавке, напротив, характеристики движения
порошка в плазменной дуге никак не связаны с силой тока и напря
жением дуга, физическими свойствами присадочного материала, а
однозначно определяются гранулометрическим составом и массо-
вой скоростью подачи порошка. Масса частиц порошка в 3-5 раза
меньше массы капель электродною мета.гла, а частота их перехода
при равной производительности наплавки настолько же больше
(см. табл. 12). Поэтому при плазменной наплавке имеет место ис-
ключительно равномерный и мелкодисперсный перенос присадоч-
ного металла через дуговой промежуток. Это обстоятельство, наря-
ду с высокой стабильностью самой плазменной дуга, способствует
хорошему формированию наплавленного металла. Если наплавку
выполняют без колебаний плазмотрона, то наплавленный валик
практически не имеет чешуек, характерных для дуговой наплавки.
Параметры переноса определяют время взаимодействия капель
электродного металла с атмосферой дуга и их удельную поверх-
ность В качестве кинетического показателя этого взаимодействия
обычно принимают произведение указанных величин [35|. При
сварке электродами с рутил-карбонатным покрытием оно равно
0,024-0,200 е/мм [35], при сварке порошковой проволокой
0,2-0.45 с/мм [196[
Удельная поверхность порошков, применяемых для плазменной
наплавки, на 1-2 порядка больше удельной поверхности электрод-
ных капель, но время пребывания и дуге частиц порошка значи-
тельно меньше времени существования капель. Поэтому значение
109
Таблица 12. Характеристика переноса электродною (и металла при некоторых способах сварки и наплавки рисадочного) [35.65. 156)
Способ сьарки (пап юани) Частота перехчва капе ть, с ' Масса перехо- дящих капель, г
С варка под флюсом АН 20 низкоуглсродис- той проволокой. /д-450...900 А, 1'д-40 В. пря .мая полярность 5-10 0,4 0.5
То же. обратная полярность 5-20 0,15 0,70
Сварка покрытыми электро,ими. обратная полярность: УОНИ-13/45, rf-4 мм. /-130...165 A, U-24...26 В Л л 1,4-1 7 0.2 -0,3
То же, </-8 мм. 1 -210 4О0А, U -26 ..27 В 0.6 1.1 1.4 2 0
Сварка покрытыми электродами, обратная полярность: АНО- 4, </ 4 мм / -150 ..220 А. U -26 В Л 5,4- 13,7 0.04 -0,05
То же, d-ti мм, I,-27н .525 A, U -36 ..38 В 4,3-7,0 0,4-0.86
Сварка порошковой проволокой ПП АН1. </-2,8 мм /-185...460 A. U -22 32 В обрат- Д А 1 ная полярность 4,4-15,0 0.06 017
Сварка в аргоне проволокой типа Св-ЮГС, </-1,2 мм, / -100 А д — 03-0,4
То же. </-1,2 мм. /д-140...200 А — 0.025 0,120
Сварка в аргоне проволокой Св-06Х1ЭН9Т. </-2 мм. /д-150 А, Уд-24 В, обращая поляр- ность 5,5 0.23
Сварка в смеси Аг+1% О2 низкоуглсродис- той проволокой </-1,6 мм. / -150...240 А 8-15 0.095 0 100
То же, /4“260 .500 А 250 280 0,015 0.020
Сварка в СО, проволокой Св-)0ГС,</*0,а мм /д-60.. 145 А, /'д-17,.,24 В. обратная по- лярность 28-250 0,002-0.110
Плазменная наплавка сталей, никелевых и кобальтовых сплавов порошками фракции 50 150 мкм с пронзводитсльн-хтыо 3 кг/ч 2- 10s (0,05 -1,4)10 4
То же. порошком фракции 100 250 мкм 3.7 10' (0.4 6.5 Ь10 *
по
параметра взаимодействия при плазменной наплавке примерно та-
кое же, как и при дуговой наплавке.
При дуговой наплавке (сварке) нагрев электродного металла
происходит преимущественно за счет теплоты, выделяющейся в
нрпэлектродной области дуги [156, 197|. В диапазоне обычных ре-
жимов скорость плавления электрода пропорциональна силе тока
.туги. Температура капель электродного металла всегда значитель-
но превышает его температуру плавления. Например, при ( варке
низкоуглеридистой статьной проволокой под флюсом опа состав-
ляет 2270x100 К [341. маю изменяясь в широком диапазоне силы
тока и напряжений. При сварке покрытыми электродами темпера-
гура капель равна 2150 2500 К при сварке порошковой проволо-
кой — 2300 2900 К, стальной в СО2 — 2200-2970 К, а в аргоне —
2600-3460 К [35,156).
При плазменно-порошковой наплавке действует принципиаль-
но иной механизм переноса и нагрева присадочного металла, вслед-
ствие чего средняя температура частиц порошка, поступающих в
сварочную ванну, изменяется в более широком диапазоне, чем тем
пература капель электродного металла, — от (0,2...0.3)ГП1 до Тмт.
Причем управлять нагревом порошка, как и его массовой скоро-
стью подачи, можно, не изменяя мощности дуги.
Отсутствие жесткой связи между силой тока душ и производи-
тельностью распла&пення присадочного материала является одной
из важнейших особенностей плазменной наплавки порошком Сле-
дует также отметить, что, если при дуговой наплавке коэффициент
пропорциональности между силой тока и массовой скоростью плав-
ления электрода (коэффициент расплавления ар) зависит только от
свойств самого электрода и энергетических характеристик приэлек-
тродной области дуги, то при п низменной наплавке максимальная
производительность плавления присадочного металла (при задан-
ной силе тока) существенно зависит также от факторов, определяю-
щих тепловую обстановку в сварочной ванне: теплофизических
свойств и температуры подогрева основного металла, массы наплав-
ляемой детали, скорости наплавки и др. Объясняется это гем, что в
последнем случае часть тепловой мощности дуги вкладываемой в
основной металл, должна расходоваться па плавление присадочно-
го порошка, поступающего в сварочную ванну, нагретым ниже Тлг
Поэтому чем меньше интенсивность отвода теплоты от сварочной
ванны в основной металл, тем большее количество порошка может
быть расплавлено при неизменной силе тока дуги
111
Рис 71. Микроструктура металла,
наплавленного порошком 10Х18Н10Т:х250
Очевидно, что
удельную произво-
дительность плаз-
менной наплавки
(коэффициент на-
плавки а„) можно
изменять от нуля до
некоторой макси-
мальной для данных
условий величины,
определяемой грану-
лометрическим со
ставом и теплофизи-
ческими свойствами
порошка, конструк-
цией и режимом работы плазмотрона, а также характеристиками
наплавляемой детали.
Значительная неравномерность нагрева порошка в луге, нали-
чие в поступающем в сварочную ванну порошке не расплавивших-
ся частиц должны сказываться на размерах, массе и температуре
ванны, а также на характере ее кристаллизации
При сопоставлении результатов исследований нагрева порошка
в дуге и данных по температуре И геометрическим размерам сва-
рочной ванны (см раздел 2.4) установлена корреляция теплового
состояния присадочного порошка и парамегров ванны. Снижение
температуры частиц присадочного порошка, а также увеличение по-
дачи порошка в ванну, нагретого ниже ее температуры, приводят к
снижению перегрева жидкого металла и уменьшению проплавления
основного металла. Таким образом, возможность регулирования на-
грева порошка при плазменной наплавке создает предпосылки уп-
равления формой и размерами ванны, кристаллизацией наплавляе-
мого слоя.
Мелкие фракции, пролегая через плазменную дугу расплавля-
ются, а крупные успевают нагреться до температуры ь несколько
сот градусов и понадают в сварочную ванну в твердом состоянии В
головной части ванны они плавятся под действием теплоты плаз-
менной дуги, а в хвостовой ускоряют охлаждение, действуя как
микрохолоднльники. В этом случае имеет место подслуживание
ванны — уменьшаются средняя температура ванны и, что весьма
важно, глубина проплавления основного металла. Нсрасплавивши-
112
еся крупные частицы могул становиться дополнительными центра-
ми кристаллизации хотя на практике в закристаллизовавшемся
слое нерасплавившиеся частицы присадочного металла наблюда-
ются крайне редко [рис. 71).
Степень воздействия частиц присадочного материала на микро-
структуру наплавленного металла должна зависеть от размеров
(массы) частиц, их формы и температуры нагрева, а также от доли
крупных фракций в порошке. Влияние крупных фракций анало-
гично действию дополнительной присадки в форме крупки или
гранул, вводимых в сварочную ванну при дуговой сварке под флю-
сом и других процессах [19м 199|.
Образование дополнительных центров кристаллизации измель-
чает структуру и придает ей разориентированный характер что мо-
жет способствовать улучшению эксплуатационных свойств на-
плавленного металла.
в 7*1124
It3
Глава 4. Наплавленный металл.
Классификация и назначение.
Электродные и присадочные
материалы для плазменной наплавки
4.1. Наплавленный металл. Классификация
и назначение
Для плазменной наплавки в качестве присадочных и элекл род-
ных материалов применяют порошки, сплошную и порошковую
проволоку и кольца, что позволяет получать различные типы на-
плавленного металла, от нелегированных до высоколегированных
сталей, а также сплавы на основе никеля, кобальта, меди. В
табл. 13 приведена принятая Международным институтом сварки
(МИС) классификация наплавленного металла на основе железа,
никеля, кобальта и меди по химическому составу В данном разде-
ле приведена характеристика всех групп наплавленного металла,
но более подробно рассмотрены свойства сплавов на основе никеля
и кобальта, которые наиболее широко и успешно применяют при
плазменной наплавке.
4.1.1. Нелегированпые или низколегированные
стали с содержанием углерода не более 0,4%
Эти материалы после наплавки имеют низкую твердость, их в
основном используют для простого восстановления геометричес-
ких размеров деталей без упрочнения или придания наплавленно-
му слою каких-либо специальных свойств, а также применяют в
качестве подслоя при наплавке высоколегированных сталей со спе-
циальными свойствами.
Первичная структура наплавленного металла этого типа состо-
ит из столбчатых кристаллитов, ориентированных по нормали к
поверхности раздела наплавленного и основного металлов. Разме-
ры первичных кристаллитов благодаря большой скорости кристал-
114
Таблица 13. Классификация, химический состав и твердость
наплавленного металла
е тпабл. 13 Твердость HRC} 55-65 200-250 НВ 40-60 38-58 38-58 1 1
)должени 4) 3 1 О .„со ® Vl> СО Ю }3©7 -7 Fe; ,0; А1<3,0 В; <7 Fe 30 Fe 4) Um Ю Fe; <8,5 <5,0 Zn; Al; <2,5 <0,5 P; 0,6 В Fe;<l,5 <40 Zn; >,0Pb
£ «5 Z оо .YI ь тг ш Y1 2-5 VI VI о. . - O VI vi й viш <1,5 Sn;
in о о
о in
in ем 1 1 1 1
VI VI о о со о со
JO О; in СО 1 со со
я. § VI 1 00 1 VI VI 1 1
8 ID о
Е о о о 1 1 1 1
VI ^ч «Ч
о О
ф о ш ю
L7 <о гм 1 CN 1 гм 1 1
§ VI VI о со со
'О I > <4,0 1 Ct о и О S Ос- нова <20 со VI <5,0 1
1 $ Ю оо 1 оо оо см СП со 1 со со 1 1 1
о 1 о 1 со in in гм
с ш со со in
П in VI 1 гм VI VI 00 VI 1
о
00 •<* о о
1 1 1 о” о cd гм
L.O VI VI VI VI
о“
о о
tn гм о со со”
и 1 о о VI VI д 1 1 1
гм' о о
1 вы- чу- i ! I 4> 5 ни- е рем- i <L s о S
s ые ые 4> 3 О оз Я Cl. ве ны 1К| ф 03 я Q 03 с
* Р™ 22 О К X О X “ о О о
У = X л - I Л 2 X 5
2 я 1 1 2 S а 8. а. X X И а вы на ос легиров бденом t вы на ос легиров dm, боро: вы на ос а идные сг позиции вы на ос ронзы) вы на ос атуни)
й 3 5 Высо COKOJ Гуны Спла келя, моли S х s s 5 е; О £ с 3 о. s О а: х s Спла балы [Ком) gdeji Спла ди (б Спла ди (л
116
Таблица 14. Химический состав и твердость наплавленного
металла типа низкоуглеродистых или низколегированных
сталей с содержанием углерода не более 0,4%
Наплавлен- ный металл Массовая доля элементов, % Твердость наплавлен- ного метал- ла НВ
с Мп Si Сг
10Г2 0,10 2.0 0,4 — 230 260
10Г4 0,12 4.0 0,4 — 320-360
10Г2ХС 0,10 1,7 1,2 0,7 220-270
18ХГС 0,18 0,9 1,1 0,8 270-300
ЗОХГС 0,30 1,0 1,0 1,0 290 -350
30Х4Г 0,30 1,4 0,5 4,0 350-450
лизации очень малы, они во много раз меньше кристаллитов в от-
ливках стали того же химического состава.
Микроструктура наплавленного металла этого типа — ферри-
то-перлитная или перлитная. При содержании углерода более
0,25% возможно образование игольчатого троостита и мартенсита.
С эксплуатационной точки зрения наиболее благоприятная струк-
тура формируется в том случае, если скорость охлаждения металла
в интервале температур 540-550°С составляет 10-40°С/с [200].
Увеличение скорости охлаждения может вести к образованию в на-
плавленном слое и зоне термического влияния большого количест-
ва мартенсита, повышению твердости наплавленного металла и по-
явлению трещин.
При наплавке массивных деталей материалами этого типа необ-
ходим предварительный подогрев до 200 250’С. При наплавке де-
талей небольшой массы для подогрева достаточно теплоты дуги
(так называемый автоподогрев).
В табл. 14 приведены характерные составы наплавленного ме-
талла, соответствующие составам низкоуглеродистых или низколе-
гированных сталей с содержанием углерода не более 0,4% и их
твердость после наплавки.
4.1.2. Нелегированные или низколегированные
стали с содержанием углерода более 0,4%
С учетом повышенного содержания углерода и достаточно вы-
сокой твердости эти стали можно отнести к износостойким. При
117
Таблица 15. Химический состав и твердость наплавленного металла типа углеродистых или низколегированных сталей с содержанием углерода более 0,4%
Наплавленный металл Массовая доля элементов, % Твердость наплавленного металла HRC3
С Мп Si Сг Мо Прочие
40ХЗГ2МФ 0,4 1,8 0,5 3,5 0,4 0,2 V 37-42
50ХНМ 0,5 0.6 0,4 0.8 — 1,4 Ni 40 50
50ХФА 0,5 0,6 0,4 1,0 — 0,2 V 43-50
50ХЗСТ 0,5 0,5 1.0 3,0 — 0,2 Ti 40-50
60X3 0,6 0,4 0,2 3.0 — - 46-55
70ХЗГСМН 0,7 0,5 0,7 3,0 0,6 0,5 Ni 52-58
этом вследствие относительно низкого содержания легирующих
элементов (не более 5%) этот тип наплавленного металла имеет
сравнительно невысокую стоимость.
Структура наплавленного металла состоит, в основном, из мар-
тенсита и различного количества остаточного аустенита, присутст-
вует также игольчатый троостит и мартенсит. По границам столб-
чатых кристаллитов при повышенном содержании углерода и кар-
бидообразующих элементов могут появляться прослойки ледебу-
ритной эвтектики
Наплавочные материалы этого типа применяют для восстанов-
ления и упрочнения роликов рольгангов, валков правильных ма-
шин, тормозных шкивов, коленчатых валов, а также других дета-
лей, работающих при знакопеременных нагрузках. В некоторых
случаях такие наплавочные материалы используют при упрочне-
нии инструментов для горячего и холодного деформирования ме-
талла (ножи, штампы), рабочих органов дорожных и строительных
машин (ножи бульдозеров, скреперов, грейдеров и т.п.).
Вследствие больших структурных напряжений в результате об-
разования закалочных структур и наличия в структуре в некото-
рых случаях прослоек высокохромистой ледебуритной эвтектики
склонность наплавленного металла к трещинам велика. Если необ-
ходимо предупредить образование трещин, наплавляемую деталь
необходимо подогреть. После наплавки рекомендуют произвести
отпуск наплавленной детали либо замедленное охлаждение в тер-
мостате или во флюсе.
В табл. 15 приведены характерные составы наплавленного ме-
талла этой группы и его твердость после наплавки.
118
4.1.3. Хромовольфрамовые, хромомолибденовые
и другие теплостойкие инструментальные стали
для горячей обработки металлов
Наплавленный металл этого типа используют для упрочнения
деталей металлургического оборудования, которые эксплуатиру-
ются в условиях циклических теплосмен, высоких динамических
нагрузок в сочетании с абразивным изнашиванием (валки станов
горячей прокатки, ножи горячей резки, штампы горячей штампов-
ки, ролики МНЛЗ, ролики рольгангов и т.п.). Характерные составы
наплавленного металла этого типа приведены в табл. 16.
Стали с высоким содержанием вольфрама обладают наиболь-
шей горячей твердостью и теплостойкостью [200]. В то же время
ударная вязкость и термическая стойкость таких сталей сравни-
тельно невысока. При замене вольфрама молибденом (полной или
частичной) теплостойкость стали несколько снижается, но сущест-
венно повышается ее термическая стойкость, что объясняется бо-
лее высокой ударной вязкостью.
Известно, что для получения удовлетворительных вязкости и
термостойкости необходима определенная степень коагуляции вы-
деляющихся карбидов. При отпуске вольфрамсодержащпх штам-
повых сталей из твердого раствора выделяются карбиды типа М6С
и М3С, тогда как при отпуске молибденсодержащих сталей наряду
с карбидами типа М6С выделяются карбиды М23С6 и М2С [200],
Таблица 16. Химический состав и твердость наплавленного металла типа хромовольфрамовых, хромомолибденовых и других тепло- стойких инстру метальных сталей
Наплавленный металл Массовая доля элементов, % Твердость наплавлен- ного метал- ла HRC3
С Мп Si Сг Мо IV V Ni
25Х5ФМС 0,25 0,8 1,0 5,0 1,1 — 0,5 — 42-48
30Х2М2НФ 0,30 0,7 0,8 2,0 2,0 - 0,4 1,0 44-50
ЗОХ4МЗВ2Ф 0,30 0,7 0,7 4,0 2,5 2,0 0,5 — 44-52
30Х5В2Г2М 0,30 1,8 1.0 5,0 0,5 2,0 - - 50 60
35Х7МФ 0,35 0,7 0,6 6,0 1,0 - 0,4 - 50-52
35В9ХЗСФ 0,35 0,8 0.9 3,0 — 9,0 0,3 — 44-50
50Х4ВЗФ 0.50 0,8 0,5 4,0 - 3,2 0,3 — 46-52
119
Карбиды вольфрама обладают меньшей способностью к коагу-
ляции, чем карбиды молибдена и хрома. По этой причине наличие
вольфрама в инструментальной стали не только задерживает рас-
пад легированного твердого раствора при отпуске, но и затрудняет
коагуляцию выделяющихся карбидов, что в свою очередь понижает
ударную вязкость. Большое значение имеют и условия выделения
карбидов. Легирование стали молибденом в значительной мере
влияет на состояние приграничных слоев зерна. Обогащая эти
слои, молибден затрудняет выделение карбидных частиц по грани-
цам зерен и повышает вязкость стали, а вместе с ней и термостой-
кость. В инструментальных сталях обычно содержится от 1,0 до
4,0% молибдена. Содержание хрома в них ограничивают 5,0%, в
противном случае возможно снижение теплостойкости [200].
Углерод увеличивает стойкость стали против абразивного изна-
шивания, но одновременно понижает термическую стойкость и
ударную вязкость, поэтому его содержание в теплостойких инстру-
ментальных сталях, как правило, составляет 0,3-0,5%. Для повы-
шения теплостойкости и стойкости против абразивного изнашива-
ния в сталях этого типа обычно применяют ванадий [200].
Легирование хромомолибденовой стали никелем повышает ее
вязкость и термическую стойкость. Однако при содержании нике-
ля более 2,0% встречаются трудности при наплавке: резко возраста-
ет вероятность появления кристаллизационных трещин в наплав-
ленном металле [34].
Структура наплавленного металла этого типа зависит от усло-
вий его охлаждения, но в общем случае представляет собой мартен-
сит, остаточный аустенит и карбиды различного состава.
Теплостойкие инструментальные стали при наплавке склонны к
образованию трещин. Наплавку материалами подобного типа ведут
с предварительным, а иногда и с сопутствующим подогревами. Тем-
пература подогрева может составлять 400-450’С; подогрев произво-
дят токами промышленной частоты, газовым пламенем или в печах.
После наплавки необходимо обеспечить замедленное охлаждение
наплавленной детали в печи, в термостате или во флюсе. При необ-
ходимости механической обработки резанием производят полный
цикл термической обработки: отжиг, механическая обработка, закал-
ка и отпуск [34]. Непосредственно после наплавки возможна обра-
ботка деталей шлифованием или электроэрозионным методом.
120
4.1.4. Быстрорежущие стали
Этот тип наплавленного металла преимущественно применяют
для наплавки режущего инструмента. Классическим примером та-
ких материалов являются быстрорежущие стали Р6М5, Р18, Р9 и
стали с более сложным легированием (кроме вольфрама и молиб-
дена — хром, кобальт, ванадий и др.). Быстрорежущие стали соче-
тают высокую теплостойкость (600- 700°С) с высокой твердостью
(>63 HRC3) и повышенным сопротивлением пластической дефор-
мации.
Теплостойкость быстрорежущих сталей обеспечивают специ-
альным легированием и закалкой с высоких темпера-
тур (1200-1300°С). Вольфрам или вольфрам с молибденом — ос-
новные легирующие элементы быстрорежущих сталей [200]. Со-
держание углерода составляет, как правило, 0,7-1,0%. Основным
карбидом при таком легировании является карбид М6С. Для обес-
печения высокой теплостойкости большая доля карбидов должна
перейти в твердый раствор при высокотемпературной закалке. По-
следующий отпуск повышает твердость до максимальных значений
вследствие выделения дисперсных карбидов, размеры которых зна-
чительно меньше тех, которые были в отожженной стали. Отпуск
на вторичную твердость вызывает также превращение остаточного
аустенита в мартенсит, в результате сталь приобретает мартенсит-
но-карбидую структуру.
При легировании быстрорежущей стали хромом в ее структуре
появляются карбиды М23С6. При закалке эти карбиды полностью
растворяются в матрице, что приводит к насыщению твердого рас-
твора хромом и углеродом, при этом улучшается закаливаемость и
прокаливаемость быстрорежущей стали.
Быстрорежущие стали, как правило, легируют ванадием. Он об-
разует карбид МС, а также входит в состав карбидов М6С и М23С6.
При нагреве под закалку и растворении карбидов ванадий перехо-
дит в у-фазу. При высокотемпературном отпуске ванадий выделя-
ется в виде карбида МС, что повышает вторичную твердость и теп-
лостойкость, но снижает вязкость стали.
Кобальт в быстрорежущей стали способствует повышению
твердости и теплостойкости за счет образования интерметаллида
Co7W6. Однако легирование кобальтом в значительной степени по-
вышает стоимость наплавочных материалов.
Наплавка быстрорежущих сталей сопряжена со значительными
трудностями из-за склонности наплавленного металла к образова-
121
иию трещин. Для борьбы с трещинами применяют предваритель-
ный и сопутствующий подогревы наплавляемых заготовок до тем-
пературы 300 -700°С и замедленное охлаждение в печи после на-
плавки.
4.1.5. Низкоуглеродистые хромистые стали
Эти материалы содержат до 0,2% углерода и более 5% хрома
(табл. 17). В зависимости от легирования они могут обеспечить на-
плавленной детали комплекс разнообразных свойств: износостой-
кость при различных видах изнашивания, стойкость против корро-
зии. высокую прочность при обычных и повышенных температурах
и др. Наплавленный металл этого типа находит применение для
восстановления и упрочнения плунжеров гидропрессов и гидроци-
линдров, роликов машин непрерывного литья заготовок, деталей
общепромышленной, энергетической и нефтегазовой арматуры
и др.
Микроструктура наплавленного металла этой группы может
быть ферритной, мартенсптоферрптной, мартенситоаустенитной с
различным количеством карбидов хрома.
Особых трудностей при наплавке материалов этого класса не
возникает, хотя в случае восстановления и упрочнения массивных
деталей необходим предварительный подогрев до 250-350°С и за-
медленное охлаждение после наплавки.
Таблица 17. Химический состав и твердость наплавленного металла типа низкоуглеродистых хромистых сталей
Наплавленный металл Массовая доля элементов. % Твердость наплавленного металла HRC3
С Мп 51 Сг Мо Прочие
10X13 0.10 0,8 0,6 13,0 — — 34-40
10Х13М 0,15 0,8 0,7 13.0 0,8 — 32 -35
10Х15НЗ 0,12 1,1 0,5 15,0 - 3,0 Ni 38 42
12Х13Н2МФ 0,12 0,8 0,6 13,0 0,8 0,2 V; 2,0 Ni 45-50
20X13 0,20 0,6 0.6 13,0 - - 42 -48
20X17 0 20 0,6 0,6 17.0 - - 45 -50
122
i. 1.6. Хромистые стали с повышенным содержанием
углерода
Таблица 18. Химический состав и твердость наплавленного металла типа хромистых сталей, содержащих более 0,2% углерода
Наплавленный металл Массовая доля элементов, % Твердость наплавленного металла HRC
с Мп Si Сг Прочие
30X13 0,30 0,6 0,6 13,0 — 45 50
35Х12ВЗСФ 0.35 1,2 0,5 12.0 3,0 W; 0,8 V 50-55
50Х9СЗ 0,50 3,0 06 9,0 — 52 58
65X11113 0,65 0,4 0,6 11,0 3,0 Ni 25 -32
200X12М 1,80 0,6 0,6 12,0 0,8 Мо 40-44
200Х12ВФ 1,80 0,6 0.6 12,0 1,0 W; 0.3 V 40-44
Наплавленный металл этого типа содержит от 0,2 до 2,0% угле-
рода и более 5% хрома (табл. 18). Структура наплавленного метал-
ла мартенситная или мартенсигно-аустенитная с включениями
карбидов хрома. При содержании углерода и хрома соответственно
более 1 и 10% в структуре появляется ледебуритная эвтектика.
В .зависимости от содержания углерода и хрома эти материалы
можно использовать для наплавки ножей холодной резки (30X13),
штампов холодной и горячей штамповки (50Х9СЗ), деталей, рабо-
тающих в условиях абразивного изнашивания (200Х12М,
200Х12ВФ), и др.
Наплавку такими материалами ведут с предварительным подо-
гревом. наплавленные детали должны замедленно остывать в тер-
мостате. Особые сложности вызывает наплавка сталей типа
200Х12М, 200Х12ВФ. Для надежного предупреждения трещин не-
обходим предварительный подогрев до 500' С. после наплавки из-
делие помещают в печь при температуре 700°С и охлаждают вместе
с печью 1201]. Для получения оптимальных свойств рекомендуют
производить термическую обработку наплавленных деталей по
полному циклу: отжиг, закалка, отпуск.
4.1.7. Высокомарганиевые аустенитные стали
Эти материалы содержат около 1% углерода и 13% марганца и
обладают свойством наклепываться под действием ударных нагру-
зок (табл. 19). В результате наклепа твердость поверхностного
123
Таблица 19. Химический состав и твердость наплавленного металла типа высокомарганцевых аустенитных сталей
Наплавленный металл Массовая доля элементов, % Твердость после на- плавки НВ Твердость после наклепа НВ
С Мп Si Ni Cr Мо
Г13 1.0 13,0 0.6 - - - 220-280 450-500
Г13Н4 0,8 13,0 0,5 4,0 — - 170-230 400-450
пзхшзмз 0,8 14,0 0,5 3,4 3,8 3,4 160 200 420- 460
ПЗХ25НЗ 0.6 13.0 0,5 2,6 24,5 - 250 310 450-500
слоя детали из стали Г13 повышается примерно с 180--250 до
450-500 ИВ. Он приобретает способность хорошо сопротивляться
абразивному изнашиванию с интенсивными ударными нагрузками.
После наплавки металл должен иметь чисто аустенитную струк-
туру. Это достигается только при достаточно большой скорости ох-
лаждения в диапазоне температур от 8U0 до 500 С, При медленном
охлаждении на границах зерен выделяется цементит и вязкость ме-
талла резко снижается. Для повышения устойчивости аустенита
применяют легирование наплавленного металла никелем. Для
обеспечения чисто аустенитной структуры наплавленного металла
применяют также режимы наплавки, обеспечивающие высокие
скорости охлаждения. Иногда даже используют охлаждение на-
плавляемой детали водой.
Материалы этого типа применяют для наплавки деталей, рабо-
тающих в условиях абразивного изнашивания с ударными нагруз-
ками высокой интенсивности: крестовин стрелочных переводов,
деталей дробильно - размольного и агломерационного оборудова-
ния и т.п. Применяют эти материалы и для исправления дефектов
литья из стали Г13Л.
4.1.8. Хромоникелевые, хромоникельмарганцевые
нержавеющие аустенитные стали
Материалы этого класса предназначены для наплавки коррози-
онно- и кавитациониостойких слоев. Оценку коррозионной стой-
кости металлов, в том числе и наплавочных материалов, произво-
дят по соответствующим стандартам по потере массы (пятибалль-
ная шкала — от нестойких ди весьма стойких) или по глубинному
показателю (десятибалльная шкала — от нестойких до совершенно
стойких)
124
Обладая общей высокой коррозионной стойкостью, аустенит-
ные стали подвержены межкристаллитной коррозии, особенно при
наплавке или сварке. После воздействия на аустенитный наплав-
ленный металл или аустенитную сталь критических температур
(500-800°С) в их структуре наблюдается выпадение комплексных
карбидов хрома и железа. Это ведет к обеднению хромом погранич-
ных слоев зерен или кристаллитов твердого раствора и потере на
этих участках коррозионной стойкости металла.
В процессе наплавки или сварки отдельные участки зоны тер-
мического влияния и соседних наплавленных валиков подвергают-
ся нагреву до температур, которые могут вызвать распад твердого
раствора и выпадение карбидов. Впоследствии па этих участках
может развиваться межкристаллитная коррозия.
Кардинальным средством борьбы с межкристаллитной коррози-
ей является снижение содержания углерода в наплавленном метал-
ле до 0,02-0,03%, т.е. до предела его растворимости в аустените.
При такой концентрации углерод остается в твердом растворе при
любой температуре, и карбиды не образуются. Хорошие результа-
ты дает легирование наплавленного металла сильными карбидооб-
разующими элементами — титаном, ванадием, ниобием, циркони-
ем. Эти элементы, связывая углерод в прочные карбиды, препятст-
вуют образованию карбидов хрома, и межкристаллитная коррозия
не развивается [202].
Структура наплавленного металла типа хромоникелевых и хро-
моникельмарганцевых высоколегированных сталей может быть оп-
ределена с помощью диаграммы Шеффлера (рис. 72) но соотноше-
нию элементов ферритизаторов (Ст, Si, Мо, Ti, Al, Nb, W, V) и ayc-
тенизаторов (Ni, Mn, Co, C. N, Си. В). Если принять эффектив-
ность действия хрома (ферритизатор) и никеля (аустенизатор) за
единицу, то эквивалентная концентрация хрома [Ст] и никеля [Ni]
может быть подсчитана по формулам:
[Cr]aKB-Cr+l,5Si+2Mo+JTi+2Nb+2Al+l,5W+V; (69)
1№1ЭКв=№+30С+30ь1+1иВт0’5Мп- (70)
Рассчитав содержание эквивалентного хрома и никеля, по диа-
грамме Шеффлера можно определить структурное состояние на-
плавленного металла.
При наплавке чисто аустенитных нержавеющих сталей относи-
тельно велика вероятность образования горячих трещин. Это объ-
ясняется следующими особенностями кристаллизации аустенитно-
125
Put. 72. Диаграмма Шеффлера для определения структурного
состояния стали
го наплавленного металла: сильно развитой транскристаллитной
первичной микроструктурой; увеличенной литейной усадкой крис-
таллизующегося металла; значительными растягивающими напря-
жениями, действующими на сварочную ванну в процессе ее затвер-
девания; многокомпонентным легированием, усиливающим веро-
ятность появления небольших количеств легкоплавких эвтектичес-
ких составляющих на границах дендритов в момент завершения
кристаллизации сварочной ванны [202].
При наплавке аустенитных сталей для борьбы с горячими тре-
щинами необходимо получить в наплавленном металле двухфаз-
ную аустенитно-ферритную структуру. Образование в наплавлен-
ном металле двухфазной структуры способствует ее измельчению,
в результате удается частично или полностью подавить трапскрис-
таллитную первичную структуру Такой наплавленный металл зна-
чительно более стоек против образования кристаллизационных
трещин чем однофазный чисто аустенитный.
126
Чтобы получить двухфазное аустенитно ферритное строение
наплавленного металла, в нем, используя диаграмму Шеффлера,
обеспечивают необходимое соотношение аустенизирующих и фер-
ритизирующих легирующих элементов (см. рис. 72). Удовлетвори-
тельная стойкость против образования кристаллизационных тре-
щин достигается при наличии в наплавленном металле 2-3%
8--феррита. Однако с учетом проплавления и разбавления наплав-
ленного металла основным содержание феррита в нем может до-
стигать 10%. Вместе с тем, наплавленный металл с повышенным
содержанием феррита подвержен сигматизации в интервале темпе-
ратур 450 850°С, что ведет к потере пластичности. Поэтому для от-
ветственных конструкций необходимо тщательно соблюдать требо-
вание по ограничению содержания феррита в наплавленном метал-
ле на уровне 2 3%.
Если необходимо производить наплавку сталей с большим запа-
сом аустенитности (в этих сталях трудно получить двухфазную
структуру), то для предотвращения образования кристаллизацион-
ных трещин следует ограничивать содержание в них вредных при-
месей (серы, фосфора, свинца и др.), а также элементов, способст-
вующих образованию легкоплавких эвтектик по границам кристал-
литов - кремния, алюминия, титана, ниобия [202].
В табл. 20 приведены характерные составы наплавленного ме-
талла типа хромоникелевых, хромоникельмарганцевых нержавею-
щих аустенитных сталей.
Наплавку материалов этого типа широко применяют в химичес-
ком. атомном и энергетическом машиностроении и в других отрас-
лях промышленности в тех случаях, когда необходимо обеспечить
коррозионную и кавитационную стойкость наплавленного металла.
4.1.9. Высокохримистые высоколегированные чугуны
Высокохромистыс высоколегированные чугуны — распростра-
ненный и весьма эффективный тип наплавленного металла
(табл. 21), который используют для повышения износостойкости
деталей, работающих как при обычных, так и при высоких темпера-
турах, когда ведущими видами изнашивания являются абразивный
и газоабразивный. Хорошо работают эти сплавы и в условиях гид-
роабразивного изнашивания.
Основными составляющими структуры наплавленного металла
этого типа являются остаточный аустенит, ледебуритная эвтектика
и карбиды хрома типа М7С3, М23С6 [34]. При легировании ниоби-
ем и вольфрамом в структуре наплавленного металла присутству-
ет
Таблица 20. Химический состав наплавленного металла типа хромоникелевых, хроминикельмарганцевых нержавеющих аустенитных сталей
Наплавленный металл Массовая доля элементов, %
с Мп Si Сг Ni Мо Ti Прочие
06X19Н9Т <0,08 1,5 0,6 19,0 9.0 — 0,5 —
07Х19Н10Б 0,08 1,5 <0,7 19,0 9.5 — — l,5Nb
05Х19Н9Ф.ЗС2 <0,07 1,5 1,5 19.0 9,0 — — 2,5 V
08Х20Н9С2БТЮ <0,1 1,5 2,0 20,0 9,0 - 0,7 0,8Nb 0,5 Al
10Х16Н25АМ6 0,1 1,5 <0,6 16,0 25,0 6,0 — 0 1N2
Г 07Х25Н13 <0,09 ’ 1,5 0.7 25,0 130 — — —
02Х20Н11Г2Б <0.02 1.5 <0.6 20.0 110 — — O.«Nb
04Х20Н14МЗ <0,04 1.5 <0.6 20,0 14,0 3,0 — —
ОЗХ23Н28МЗДЗТ <0.03 <0.55 <0.55 24,0 28.0 3,0 0.7 3,0Cu
Таблица 21. Химический состав и твердость наплавленного металла типа высокохромистых высоколегированных чугунов
Наплавленный металл Массовая доля элементов, % Твердость наплавлен- ного метал- ла HRC3
с Мп Я Сг Мо V Прочие
250Х10Б8С2 2.5 0,4 2.0 10,0 — — 8,0Nb 50-58
250Х30С2ГР 2,5 1,0 2,0 30,0 — — 1,5 В 50 58
250Х25ГЗСЗФ2Н2 2.5 1.0 3,0 25,0 — 1,6 1.6N1 52-56
300Х25СЗН2Г2 3,0 2,0 3,0 25,0 — — 2.0N1 50-56
300Х28С4Н4 з.о! 1,0 3.5 28,0 — — 4.0Ni 50 56
350Х10Б8Г2 3,5 2,0 1,0 10,0 — — 8,0Nb 54 60
350Х26Г2Р2 3,5 2,0 1,0 26,0 — - 2,0 В 58 63
400Х20Б7М7Н5В2Ф 4,0 0,4 0,4 20,0 7,0 1,0 7,0Nb; 5,0Ni 2,0W 54-60
400Х26Н2С2ВМ 4,0 1,0 1,5 26,0 0,1 - l,5Ni; 0.3W 53-58
400Х38ГЗ 40 3,0 1,0 38,0 — — - 50 54
450Х20Б7М6В2С2 4,5 0,4 2,0 20,0 6,0 1,0 7,0Nb; 2,0W 55 62
500Х38Н2Г2С2 5,0 2,0 2,0 38,0 — — l,5Ni 55 60
128
ют их карбиды. Положительно влияет на износостойкость наплав-
ленного металла легирование бором, обеспечивающее получение в
его структуре твердых боридов и карбоборидов.
Износостойкость наплавленного металла существенно зависит
от количества карбидов (при чрезмерном количестве карбиды вы-
крашиваются) и от их распределения. Чаще всего наплавленный
металл рассматриваемого типа работает с умеренным количеством
волосных трещин и применяется для упрочнения клапанов домен-
ных печей, контактных поверхностей конусов и чаш засыпных ап-
паратов доменных печей, деталей бесконусных загрузочных уст-
ройств доменных печей и др.
4.1.10. Сплавы на основе никеля
По назначению сплавы на основе никеля можно разделить на три
гриппы (табл. 22):
коррозионностойкие;
жаропрочные и жаростойкие с карбидным и интерметаллид-
ным упрочнением;
износостойкие с боридным и карбоборидным упрочнением.
Необходимую коррозионную стойкость никелевых сплавов до-
стигают легированием их хромом, молибденом, медью или кремни-
ем. Нихромы Х15Н60 и Х20Н80 используют для наплавки слоя
окалиностойкого металла [203]. Сплав 05Х20Н70ГЗБЗТ (инконель
60b) рекомендуют для наплавки деталей оборудования атомных
реакторов и химической аппаратуры, которые работают в окисли-
тельных средах [204, 205]. Наплавленный металл этого типа отли-
чается высокой пластичностью, стойкостью против общей и меж-
кристаллитной коррозии.
Сплав никеля с медью Д28Н70ГТ (монель-металл) наряду с от-
личной коррозионной стойкостью обладает также высокой прочно
стью и хорошей пластичностью при комнатной и повышенных тем-
пературах. Он стоек против действия крепких щелочей, большин-
ства органических кислот, дистиллированной и морской воды. Его
применяют в химическом и нефтяном машиностроении, судострое-
нии и других отраслях промышленности.
Наплавленный металл типа никельмолибденового сплава
М28Н70 (хастеллой В) обладает превосходной стойкостью в соля-
ной, муравьиной, фосфорной и других кислотах в широких преде-
лах температур и концентрации. Сплав Н85С12МЗК) (хастеллой
Д) отличается высокой коррозионной стойкостью в серной кис-
лоте.
9 7 1124
129
Таблица 22. Химический состав и твердость наплавленного металла на основе никеля [34, 203-212]
Наплавленный металл Массовая догя элементов. % Твердость HRC,
С Si Мп СУ В Fe Про- чие
Коррозионностойкие сплавы
Х15Н60 <0.15 0.8 1,5 16 — 25 —
Х20Н80 <0,15 0.8 - 21 - <3 —
05Х20Н70ГЗБЗТ <0,1 <0,5 3.0 20 - <3 2,5 Nb; 0,6 Ti
Д28Н70ГТ <0,2 <0,5 1,5 - - 2,5 0,4 Ti; 28 Си
М28Н70 0.1 1.0 — <1,0 — <6 28 Mo 200 HB
Н85С12МЗЮ 0,02 11,5 - - - 2,7 0,7 Al; 3,2 Си
X15M32C3 <0 08 3,5 — 15 — <3(Fe+Co) 32 Mo 52
Жаропрочные и жаростойкие сплавы с карбидным и интерметаллидным упрочнением
80Х38Н55С2 0.8 2.0 - 38 - <5 -
150Х25Н40В6 1,5 0,6 - 25 - <28 6,0 w
1Э0Х35Н60Ю6Т 1,3 <0,5 - 34 - <0,5 5.8 Al. 1.8 Ti
Износостойкие сплавы с боридным и карбоборидным упрочнением
Н97СР - 2,0 - - 1 2 <0,5 - HB 150 -180
Н96С2Р — 2,5 — — 1,5 <0,5 — HB200 250
Н94С5Р2 — 3,5 — — 20 <0,5 — 34-42
Н92С4РЗ — 4.5 — — 3.0 <0,5 — 59
25Х5Н90СЗР 0.25 3,0 — 5 1.25 <3,0 — 20-30
25Х8Н85С5РЗ 0,25 4,5 — 7,5 3,0 <3,0 — 56-62
40Х10Н80С2Р2 0,4 2,5 — 10 2,0 <5,0 — 35 40
50Х11Н65В16СЗР2 0,5 3,25 - 11.5 2,5 - 16,0 w 50
50Х16Н67С4Р 4МЗДЗ 0,5 4.0 - 16 4.0 2,5 3,0 Си; 3,0 Mo 60
60Х12Н70СЗР2 0,5 3,0 - 15 2,1 <5.0 - 35- 45
60X251155C5P 0.6 5.0 — 25 0,9 8- 10 — 45-48
80Х14Н70С4РЗ 0,7 3.5 — 16 2,8 <5,0 — 45-50
100Х17Н70С4Р4 1,0 4,0 — 18 3,8 <5,0 — 55-60
100Х26Н65С4Р4 1,0 4,0 — 26 3,5 <3,0 — 50 55
130
Коррозионностойкие сплавы на основе никеля для наплавки ис-
пользуют мало, хотя для большинства из них успешно решены во-
просы производства наплавочных материалов и технологии меха-
низированной наплавки [203 205].
Жаропрочные и жаростойкие сплавы с карбидным и интерме-
таллидным упрочнением предназначены для наплавки деталей,
работающих при повышенных температурах. Сплавы 80Х38Н55С2
и 150Х25Н40В6 применяю! преимущественно для наплавки выпу-
скных клапанов двигателей внутреннего сгорания |206. 207]. Они
сравнительно мягки (приблизительно 35 HRC3) и пластичны, лег-
ко обрабатываются. Наплавленный металл 150.Х25Н40В6 обладает
высокой жаропрочностью: при температурах выше 700°С его твер-
дость такая же, как и у кобальтового стеллита 110Х28К65В4 [206].
Весьма важным преимуществом его по сравнению со стеллитами
является меньшая чувствительность к наличию в сплаве железа.
Сплав 130Х35Н60Ю6Т обладает высокой жаропрочностью, обус-
ловленной интерметаллидным упрочнением. Свойства этого спла-
ва, применяемого для наплавки лопаток газовых турбин из сплава
ЖС6К. описаны в работе [208].
Третью, наиболее многочисленную группу составляют износо-
стойкие сплавы систем легирования Ni-Si -B и Ni-Cr-Si-B.
Последние впервые описаны в 1936 г. и получили широкое распро-
странение в 1950 -х гг. под торговой маркой «Колмоной» [211]. В
настоящее время известно более 80 составов сплавов этого типа.
Так как бор и кремний снижают пластичность сплавов, их со-
держание в никелевых и хромоникелевых сплавах обычно ограни-
чено несколькими процентами. Этого, однако, достаточно, чтобы
значительно понизить температуру их плавления. Большинство из
приведенных в табл. 22 сплавов третьей группы плавятся в интер-
вале температур 1050-115(ГС, а сплавы с высоким содержанием
бора и кремния плавятся в интервале 960- 1060°С [210 213J.
Концентрация бора и кремния в никелевых сплавах изменяется
в пределах от 1,5 до 5%, хрома — от 5 до 29%. Железо присутствует
как примесь в количестве не более 5%. Сплавы с хромом могут со-
держать до 1% углерода. Некоторые сплавы, легированные бором,
также содержат в небольших количествах вольфрам, молибден,
медь, марганец и другие элементы.
Проблемам наплавки и напыления хромоникелевыми сплавами
с бором и кремнием посвящено большое количество работ [34,
209-223 и др.]. Наплавленный металл этого типа имеет многофаз-
9*
131
Ci, % мае.
Рис. 73. Разрез диаграммы состояния сплавов системы
никель-хром кремнии бор при 850°С (2% В)
ную структуру. Некоторое представление об ожидаемом фазовом
составе можно получить из анализа диаграммы состояния, пред-
ставленной на рис. 73. Бор обладает ничтожной растворимостью
(не более 0,004-0,008%) в хромоникелевых сплавах, и поэтому на
ходится в сплавах в виде боридов [211,213, 224 232].
При низком содержании хрома (не более 14%) образуется борид
никеля Ni3B (0-фаза), в котором хром почти не растворяется. Весь
хром входит в состав твердого раствора на основе никеля (у -фаза).
При увеличении концентрации хрома до 16-18% в сплаве образу-
ется борид хрома СгВ (е фаза). Примечательно, что по мере увели
чения содержания хрома (при постоянной концентрации бора) со-
став боридов хрома изменяется от СгВ к Сг2В, т.е. они обогащают-
ся хромом. Аналогично влияют также добавки в сплав алюминия,
титана [224] и других элементов, образующих с никелем интерме-
таллиды и тем самым повышающих концентрацию хрома в твер-
дом растворе.
Наплавочные сплавы, содержащие 8-20% Ст и 1,5-4,5% В, име-
ют в основном трехфазную структуру у+0+е. При дополнительном
легировании их кремнием до 3,5% последний входит в состав твер
дого раствора и нс образует самостоятельных фаз [209]. По данным
[233], повышение концентрации кремния приводит к образованию
силицида хрома Cr5Si. Однако авторы работ [211, 234] считают, что
в Ni-Cr-Si В сплавах образуются силициды не хрома, а никеля
Ni3Si или Ni5Si2. В работе [234] образование силицидов никеля об
иаружено при содержании кремния примерно 8%. Калбертсон
132
Рис. 74. Микроструктура металла, наплавленного плазменно-
порошковым методом: а — 60Х12Н70СЗР2, б — 100Х17Н70С 5Р4;<320
[209] и Кнотек [211] установили, что эта граница лежит ниже (око-
ло 3.5% Si) и зависит от содержания бора в сплавах.
Кремний увеличивает активность хрома в твердом растворе, что
должно способствовать образованию боридов и, при наличии в
сплаве углерода, карбидов хрома. Углерод в Ni Cr Si-В- сплавах
находится преимущественно в виде карбидов типа М7С3 и М23С у, а
также карбоборидов ]209, 214].
Железо в основном входит в твердый раствор и при содержании
до 5% не влияет на структуру сплавов. По мере увеличения содер-
жания железа до 20% количество эвтектики уменьшается, что сви-
детельствует о повышении растворимости углерода и бора
Микроструктура наплавленного металла 60Х12Н70С ЗР2
(рис. 74, а) состоит из твердого раствора на основе никеля и слож
ной эвтектики, микротвердость которых соответственно равна
275 360 и 550-765 HV. В более легированных сплавах
80Х14Н70С4РЗ и 100Х17Н70С5Р4 структура состоит из твердого
раствора, эвтектики и первичных кристаллов (рис. / 4, б). Твердый
раствор имеет практически такую же микротвсрдость, как и в спла-
ве 60Х12Н70СЗР2 (300-375 HV), однако эвтектика значительно
тверже (650- 855 HV).
133
Твердость сплавов этого типа зависит от содержания легирую-
щих элементов и колеблется в довольно широких пределах: от 15
до 65 HRCS [211]. Как установлено исследованиями авторов [215],
наибольшее влияние на твердость оказывают углерод и бор
(рис. 75), что связано с образованием карбидов, боридов и карбобо
рядов. Кремний в количестве до 3% почти не изменяет твердости,
однако при более высокой концентрации его влияние становится
заметным. При увеличении содержания хрома твердость сущест-
венно понижается. Частичная замена никеля железом снижает
твердость незначительно, что обусловлено разупрочнением твердо-
го раствора, изменением количества и дисперсности боридных и
карбидных фаз.
При обычной термообработке твердость и свойства
Ni-Сг Si В -сплавов практически не изменяются. Однако, как ус-
тановлено в работе [218], выдержка 5000 ч при температуре 650°С
приводит к ухудшению износостойкости, хотя твердость остается
практически неизменной.
Углерод и бор оказывают сильное влияние также и на горячую
твердость рассматриваемых сплавов (рис. 76). Особенно это влия-
ние проявляется при температурах до 600°С. При более высоких
температурах жаропрочность определяется, в основном, свойства-
ми твердого раствора. Положительным свойством хромоникелевых
сплавов является очень малое изменение горячей твердости при
0 <0 20 30 40 00 Cr,Fe
Содержание элементов, %
Рис. 75. Влияние легирующих элементов
на твердость наплавленного металла
на основе никеля
наличии в них до
15% железа. Подоб
ное влияние легиру-
ющих элементов со-
храняется и после
старения при 600"С
в течение 1000 ч
(рис. 77).
На рис. 78 приве-
дена горячая твер-
дость некоторых
сплавов на основе
никеля и кобальта.
Как видно, при тем-
пературах до
600 650°С хромони-
келевые сплавы с бо-
134
Рис. 76. Влияние углерода (а), кремния (б), бора (в) и железа (г)
на горячую твердость сплавов на основе никеля [235]
HV
600
ром и кремнием не уступают кобальтовым стеллитам по жаропроч-
ности, однако при более высоких температурах их горячая твер-
дость ниже, чем у стеллитов.
Прочность Ni-Cr-Si-B-сплавов находится в пределах
250-400 МПа, что значительно ниже, чем у кобальтовых стеллитов
[211|. Рассматриваемые сплавы обладают отличной износостойко-
стью при сухом трении металла по металлу, высокими жаростойко-
стью и стойкостью при гидроабразивном и эрозионном изнашива-
135
ниях [232, 236-239). Наплавленный металл хорошо и быстро поли-
руется и совершенно не склонен к образованию задиров при темпе-
ратуре трущихся поверхностей до 580°С [233].
При высоких температурах износостойкость сплавов сильно за-
висит от содержания кремния и бора (см. рис. 77). Их положитель-
ное влияние является следствием образования в структуре боридов
и силицидов, которые, по-видимому, способствуют увеличению
сопротивления пластической деформации. Из технологических
свойств следует отметить их способность самофлюсоваться, что
особенно важно для газопламенной наплавки и напыления.
Ni Cr-Si В-сплавы обладают хорошей коррозионной стойкостью
в борной, хромовой, муравьиной, лимонной, уксусной и других
кислотах, в растворах хлоридов, каустической соде, ртути, жидком
свинце, расплавленном стекле и других агрессивных средах
Рис. 77. Влияние углерода (а), железа (б), кремния (в) и бора (г)
на стойкость сплавов на основе никеля против задира в исходном
состоянии ( О), то же после старения при 600°С в течение 1000 ч
(•); на твердость при 585°С после старения при 600°С в течение
1000 ч (Л) [235]
136
[210-212, 218[. В во-
де высокой чистоты
при давлении
140 МПа, температу-
ре 260°С и содержа-
нии кислорода
10-30 мл/кг они ус-
тупают по коррози-
онной стойкости ко-
бальтовым стелли-
там и подвергаются
незначительной то-
чечной щелевой кор-
розии.
Как видно из
рис. 79, рассматрива-
емые сплавы имеют
высокую жаростой-
кость на воздухе,
причем малые кон-
центрации легирую-
щих элементов спо-
собствуют сохране-
нию жаростойкости,
а для более легиро-
ванных сплавов она
существенно пони-
жается.
Многие иссле-
дователи [239-245]
отмечают низкую
жаростойкость
Ni Cr-Si-B-спла-
Рис. 78. Горячая твердость наплавленного
металла: 1—110К65Х28В4;
2 - 140К60Х29В8; 3 - 60Х12Н70СЗР2;
4 - 100Х17Н70С4Р4
Рис. 79. Влияние легирующих элементов на
жаростойкость никелевых сплавов
(Т~700"С, 1200 ч) [236]
вов в водяном паре. Авторами были изучены причины пониженной
жаростойкости хромоникелевого сплава с бором и кремнием в во-
дяном паре высоких параметров. Исследовали наплавленный ме-
талл, который находился в эксплуатации в водяном паре при тем-
пературе 545°С и давлении 25 МПа. Образцы имели следующий
химический состав (мае. доля, %): 0,32-0,36 С; 2,58-2,97 Si;
13,25-14,30 Сг; 2,35-2,60 В; 10,0-12,08 Fe; остальное - Ni.
137
Таблица 23. Химический состав наплавленного металла и оксидного слоя
Обра звц Массовая доля элементов, %
Si Сг В Fe №
Металл 2.88 1325 2,35 10,56 69.3
Оксид- ный слой 1.05 11.91 0.09 8.20 49,4
Металлографическим анализом окисленных слоев установлено,
что окалина состоит преимущественно из оксидной фазы, а также
из остатков неокислившихся зерен твердого раствора и кристаллов
карбидов хрома. Изменений в строении оксидного слоя с увеличе-
нием срока службы наплавленного металла не обнаружено. Наблю-
далось лишь увеличение толщины слоя:
Время эксплуатации, ч Средняя толщина оксидного слоя, мкм
7000.......................... 78
8125...........................124
15773......................... 159
31216..........................260
Как показали исследования на рентгеновском микроанализато-
ре фирмы «Камека» (рис. 80) и данные химического анализа
(табл. 23). оксидные слои обеднены бором и в меньшей степени
кремнием, никелем, хромом и железом.
При рентгеноструктуриом анализе установлено, что с увеличе-
нием срока службы наплавленного металла существенных измене-
ний в составе оксидного слоя не происходит. Поверхность оксид-
ной пленки грубая, неровная, имеет много микротрещин. На по-
верхности слоя много стекловидных шариков янтарного оттенка
преимущественно сферической формы диаметром 20 100 мкм
(рис. 81 — см. цветную вклейку).
Микрорентгеносиектральные исследования и полуколичествен-
ный химический анализ показали, что стекловидные шарики состо-
ят в основном из В,О, с примесью SiO,. В небольших количествах
содержатся оксиды хрома и никеля, тогда как железо отсутствует
(рис. 82). Последние придают борным стеклам желтый! (янтарный)
оттенок [246].
Для объяснения процесса образования этих частиц методом высо-
котемпературной металлографии исследовали окисление никелевого
сплава 60Х12Н80СЗР2. Опыты проводили на микроскопе фирмы
138
«Рейхерт» с нагрева-
тельной камерой «Ваку-
терм» в аргоне, содержа-
щем 0,1% О2. При
5о0 510“С на поверхно-
сти сплава наблюдаются
прозрачные капельки
жидкости, образующие-
ся на зернах борида ни
келя (рис. 83, а). Косое
освещение поверхности
образца или применение
поляризованного света
позволяет наблюдать их
более отчетливо: поверх-
ность капелек дает бли
ки
С ростом температу-
ры площадь, занимае-
мая капельками жидко-
сти, увеличивается. В
интервале 500-900 С
постепенно окисляется
вся поверхность образ-
ца. Твердый раствор,
эвтектика, карбиды и
бориды приобретают
различные цветовые от-
тенки. При 850°С начи-
нается заметное раство-
рение карбидов и посте-
пенно они полностью
исчезают из поля зре-
Рис. 80. Результаты
микрорентгеноспектрального анализа
распределения легирующих элементов
на границе раздела металл -окалина
после эксплуатации наплавленной
детали в течение 31216 ч
ния. При 900°С жидкость собирается в капли сравнительно круп
ных размеров (рис. 83, б). С течением времени капли сливаются
(рис. 83, в) и приобретают округлую форму. При вакуумировании
камеры до разрежения 0,27 Па оксиды возгоняются с поверхности
образца. Капли теряют прозрачность и становятся строго сфериче-
скими (рис. 83, г).
139
Рис. 82. Результаты микрорентгена-
спектрального анализа стекловидных
шариков в обратных электронах: а — SiKa,
б — СгКа; в — FeKu; г — NiKu; х 10U
Проведенные опыты подтверждают, что при окислении хромо-
никелевого сплава с бором и кремнием образуется жидкая фаза, со-
стоящая преимущественно из борного ангидрида и являющаяся
продуктом окисления борида никеля Последний факт подтверж-
дают термодинамические расчеты реакций окисления борида нике-
ля [247]. Наличие жидкой фазы на основе В2О3 в слое окалины, со-
стоящей в основном из NiO и шпинели, существенно влияет на вза-
имодействие окалины с водяным паром.
Хорошо известно, что борная кислота, образующаяся при воз-
действии воды на В2О3, летуча с водяным паром [248]. Вместе с
борной кислотой может улетучиваться и ортокремниевая кислота,
образующаяся из SiO2 [246].
Улетучивание бора и кремния, которое отчетливо видно из дан-
ных табл. 23, приводит к разрыхлению окалины, ухудшает ее за-
щитные свойства. Невысокое содержание хрома в твердом раство-
ре также ослабляет
защитное действие
оксидного слоя
[249]. В результате
облегчается доступ
кислорода к границе
металл-окалина, что
ускоряет коррозию.
Результаты про-
веденных исследова-
ний [244, 245] пока-
зали, что рацио-
нальное решение,
направленное на
увеличение жаро-
стойкости Ni-Cr-
Si В--сплавов в во
дяном паре, может
быть найдено подбо-
ром композиции ле-
гирующих элемен-
тов При одновре-
менном снижении
содержания бора и
увеличении количе-
140
Рис. 83. Образование жидкой фазы при
въи окотемпературном окислении
хромоникелевого сплава с бором и
кремнием: а — 510°С, 15 с; б — 900°С, 15 с;
в - 900°С, 120 с; г - 950°С, 20 с;*400
ства хрома исключа-
ется образование бо-
рида никеля Ni3B и
достигается повыше-
ние его активности в
1вердом растворе на
основе никеля.
В работах [242,
250] было изучено
влияние углерода,
кремния, хрома, бора
и железа на жаро-
стойкость сплавов в
водяном паре при
700°С и атмосфер-
ном давлении в тече-
ние 500 ч. Испыта-
ния приводили по
методике, изложен-
ной в работе [251 ]. Жаростойкость сплавов определяли по удель-
ной потере массы q, представляющей собой отношение потери мас-
сы образца к площади его поверхности. Результаты испытаний бы-
ли обработаны методами математической статистики, что позволи-
ло получить следующую математическую модель, которая устанав-
ливает связь между легирующими элементами и удельной потерей
массы
<7=6,59-3,34С-0.0070«Сг2-2, 47B-0.513B2-0.308Fe-t-0.00714Fe2+
+0,176CCr-0,0214SiCr+0,0294SiFe |1 10 3 г/см2], (71)
R- 0,911, а0 =0,76- 10 3 г/см2.
Анализ зависимости (71) показывает, что на жаростойкость на-
иболее эффективно влияет хром. Углерод и бор снижают жаро
стойкость. Кремний способствует повышению жаростойкости Же-
лезо слабо влияет на свойства наплавленного металла.
Расчетным путем был определен оптимальный состав наплав-
ленного металла и допустимые отклонения содержания легирую-
щих элементов (мае. доля, %): 0,5±0,1 С; 4,9+0,3 Si; 25+1 Сг: 0.9+0,2
В 10+2 Fe; Ni — остальное. На доверительном уровне р=0,95 ожи-
даемая жаростойкость металла типа 50Х25Н60С5Р находится в
пределах 0,0001<<?<0.0022 г/см2. Для сплава 6ОХ12Н70СЗР2 анало-
141
гичным образом был получен следующий результат:
0,0037sg<0,0068 г/см2. Сравнительные испытания наплавленного
металла этих двух типов показали, что уровень жаростойкости
сплава 50Х25Н60С5Р в четыре раза выше, чем у сплава
60Х12Н70СЗР2.
Рентгеноструктурный анализ сплава 50Х25Н60С5Р показал на-
личие карбидов хрома Сг3С2, боридов хрома СгВ и Сг5В3. Борид ни-
келя Ni3B отсутствует. Углерод в сплаве находится в карбидах хро-
ма. Хром преимущественно содержится в карбидной и боридной
фазах. Содержание хрома в твердом растворе составляет около 15%,
тогда как в сплаве 60Х12Н70СЗР2 его содержится всего лишь 3,5%.
Железо входит в твердый раствор, а также в количестве 4 6% же-
лезо содержится в карбидах хрома и 6 -8% в боридах хрома [252].
Фазовый состав оксидных слоев сплавов 50X25HG0C5P и
60Х12Н70СЗР2 практически идентичен. Они состоят из оксидов
никеля NiO и шпинели NiOCr2O3. Однако жаростойкость сплава
5ОХ25Н60С5Р выше. Этот факт можно объяснить, во первых, от-
сутствием в продуктах окисления этого сплава жидкой фазы, раз-
рыхляющей оксидную пленку и способствующей быстрому пере-
носу кислорода, и, во- вторых, более высоким сопротивлением
окислению твердого раствора благодаря повышенному содержа-
нию в нем хрома.
Характерные области применения никелевых сплавов, легиро-
ванных кремнием и бором — наплавка и напыление деталей, под-
вергающихся совместному воздействию изнашивания и коррозии,
нагреву до высоких температур. Это, например, детали арматуры
для пара, воды, нефти и газа, также клапаны двигателей внутренне-
го сгорания, детали водяных и кислотных насосов, шнеки детали
оборудования для прессования пластмасс, пресс - формы для стек-
ла и многое другое.
4.1.11. Сплавы на основе кобальта
Кобальт хотя и принадлежит к сравнительно дорогим и дефи-
цитным металлам, его довольно широко используют как основу на-
плавочных сплавов Так, в США на производство сплавов для на
плавки расходуется примерно i% всего потребляемого в стране ко-
бальта. Первые сплавы на основе кобальта были разработаны Эл-
вудом Хейнесом (США) в 1907-1908 гг. и описаны им в 1913 г.
[253]. Их применяют до сих пор под торговой маркой «стеллит».
Кобальтовые стеллиты сначала использовали как материал для
металлорежущего инструмента. С появлением спечепых твердых
142
Таблица 24. Химический состав и твердость наплавочных сплавов системы Co-Cr-W-C
Сплав Массовая доля элементов, % Твердость HRC3
с Сг IV
110К65Х28В4 0.9 1.4 25-31 3,0 6.0 38-45
140К60Х29В8 1,2-1,7 26-32 7,0 9,5 46-53
230К55Х30В12 2,0-2.7 27-33 11,0 14,0 51-56
250К48Х32В18 2,0 3,0 28-34 14.0-20.0 55-60
сплавов значение стеллитов как материала для режущего инстру-
мента упало, однако применение их для наплавочных работ, начав-
шееся в 1922 г. с наплавки бурового инструмента и выпускных кла-
панов двигателей внутреннего сгорания, постоянно расширялось. В
настоящее время кобальтовые сплавы применяют для наплавки
разных деталей, а количество их марок исчисляется десятками
Наиболее распространены сплавы системы Co-Cr-W C, среди
которых можно выделить четыре характерных состава (табч. 24),
отличающихся содержанием углерода и вольфрама [34, 232]. Про-
чие элементы могут присутствовать в виде примесей (до 3% Fe и до
3% N1) или их вводят в небольших количествах для улучшения сва-
рочно-технологических свойств сплавов (0.5-2,0% Si, до 1% Мп).
Сплавы первых грех типов стандартизованы в США
(ASTM А399-56Т; AWS А5 13-567), ФРГ (DIN EN ISO 17633 и
DIN EN 117и0) и других странах. Это хорошо известные, так назы-
ваемые «классические», соответственно Stellit № 6, Stellit № 12 и
Stellit № 1. Сплав Stellit № 20 имеет весьма высокую твердость.
Все эти стеллиты отличаются высокой износостойкостью при нор-
мальной и повышенных температурах, жаропрочностью и окалино-
стойкостью. Они стойки также против коррозии во многих агрес-
сивных средах.
Как известно, сам по себе кобальт не обладает высокой жаро-
прочностью. Это свойство придают ему присадки хрома. Согласно
исследованиям [254]. максимальная окалиностойкость двойных
сплавов Со-Сг достигается при содержании хрома приблизитель-
но 30% (рис. 84). При дальнейшем повышении концентрации хро-
ма жаростойкость снижается; одновременно вследствие появления
в структуре твердой и хрупкой составляющей на основе интерме-
таллидного соединения Со2Сг3 возрастает твердость (рис. 85) и
143
Рис. 84. Влияние хрома на константу
скорости окисления К хромокобальтовых
сплавив [254]
Рис. 85. Твердость Со-Сг-спчавов в зави-
симости от температуры и coi тава: 1 —
44.6% Сг; 2 - 50,7% Сг; 3 - 29,8% Сг; 4 -
9,86% Сг; 5 - 69,3% Сг; 6 - 100% Сг [255/
ухудшается пластич-
ность [255, 256]. По-
этому стыдит ы в
большинстве случа-
ев содержат около
30% хрома.
Как видно из
рис. 85, двойные
сплавы Со-Сг, отли-
чающиеся макси-
мальной окалино-
стойкостью, имеют
сравнительно невы-
сокую твердост ь, хо-
тя и сохраняю! ее
при нагреве пример-
но до 800оС. Высо-
кая твердость стел-
литов достигается за
счет легирования уг-
леродом и вольфра-
мом [257]. Присадки
вольфрама повыша-
ют также жаропроч-
ность сплавов. На
рис. 86 показана го-
рячая твердость
стеллитов с различ-
ным содержанием
углерода и вольфра-
ма.
Из примесей в
сплавах Со-Сг-
W--C в наибольших
количествах содер-
жатся никель, явля-
ющийся постоянным
спутником кобальта
в природе, и железо. Последнее неизбежно присутствует в наплав-
ленном металле вследствие перемешивания с основным металлом.
144
Рис. 81. Стекловидные
шарика на поверхности
наплавленных образцов
после длительного окисления
в водяном паре; х11)0
Рис. 127. Седла и шиберы фонтанных
задвижек Ду 50 мм, наплавленные
плазменно--порошковым методом
V
Рис. 154. Установка дм плазменно-порошковой наплавки червяков
экструдеров на базе аппарата А1756 (а), фрагмент наплавленного
червяка (6)
Кроме того, железо
представляет интерес
как возможный замени-
тель кобальта.
Многочисленные ис-
следования показан!,
что замена кобальта же-
лезом приводит к сни-
жению жаропрочности
и коррозионной стойко-
сти сплавив [259- 262].
При этом твердость
сплавов при комнатной
температуре остается
практически постоян-
ной, но при высоких
температурах резко
снижается [262]. Кроме
Рис. 86. [орячая твердость сплавов
Co-Cr- W -С: 1 - 110К65Х28В4;
2 - 140К60Х29В8; 3 - 230К55Х30В12;
4 - 250К48Х32В18 [258]
того, в сплавах, содержащих менее 30% Со, аустенит не вполне ус-
тойчив и при охлаждении с высоких температур частично распада-
ется, что сопровождается увеличением объема [259, 262]. Это об-
стоятельство может привести к вредным последствиям, если на-
плавленный металл ь процессе эксплуатации подвергается частым
изменениям температуры 1263].
По данным работы [255], легирование двойных сплавов
Со+30% С г железом приводит к значительному снижению их жа-
ростойкости. Скорость коррозии в растворах соляной и азотной
кислот у сплава типа 110К65Х28В4, содержащего 30% железа, в за-
висимости от температуры испытаний в 2-10 раз выше, чем у стел-
лита без железа [260].
Таким образом, железо, безусловно, является вредной примесью
в наплавочных сплавах Co-Cr-W-C. Поэтому его содержание в
присадочном материале обычно ограничивают 2-3%, а при наплав-
ке стеллитов на сталь применяют такие способы и режимы, кото-
рые обеспечивают минимальное разбавление наплавленного метал-
ла основным.
Структура наплавленного кобальтового стеллита состоит из
твердого раствора на базе кобальта с гранецентрированной кубиче-
ской решеткой и карбидов, преимущественно типа М7С3, М23С6 и
М6С, в состав которых наряду с хромом и вольфрамом входит так-
10-7-1124
145
Cr, % мае
Рис. 87. Изотермический разрез диаграммы кобальт-хром-
волъфрам-углерод -кремний при 1050°С (1% С и 1% Si) [264]
же кобальт. Как видно из рис. 87, характер структуры зависит от
концентрации углерода, хрома и вольфрама. Сравнительно мягкий
и пластичный сплав типа U0K65X28B4 имеет доэвтектическую
структуру с небольшим количеством карбидной эвтектики, распо-
ложенной по границам зерен твердого раствора, остальные сплавы
(см табл. 24) имеют эвтектическую и заэвтектическую структуры.
Появления <т фазы можно ожидать при содержании хрома более
35% [213, 264].
Непродолжительный нагрев до высоких температур практичес-
ки не сказывается на структуре и свойствах стеллитов, но более
длительные выдержки приводят к значительному изменению их
твердости и прочности. Например, старение при 800°С повышает
твердость наплавленного металла от 2 до 6-7 единиц HRC3, при-
чем в более легированных сплавах этот эффект выражен слабее
(табл. 25). Аналогичные результаты получены |265] для литого
сплава типа К65Х30В5: выдержка при 750°С в течение 12-36 ч
приводила к повышению твердости с 40- 41 до 52 53 HRC .
В результате аустенизации при температурах, близких к темпе-
ратуре солидуса, твердость Со-Сг- W-C-сплавов снижается и мо-
жет быть вновь восстановлена с помощью старения (см. табл. 25).
Повышение твердости при старении стеллитов связано с перехо-
дом метастабильного при температуре старения карбида Сг7С3 в
карбид Сг93С6, сопровождающимся выделением мелкодисперсных
вторичных карбидов [266].
Рассматриваемые сплавы системы Со-Сг W -С имеют доволь-
но высокую прочность при почти полном отсутствии пластичности
(табл. 26). Для повышения пластичности стеллиты дополнительно
146
Таблица 25. Влияние термической обработки на твердость наплавленною металла [262]
Тип Твер- дость HRC3 Старение при 800°С Аустенизация Аустенизация и старение
Время, ч Твер- дость HRC3 Т, °C Твер- дость HRC3 Время, ч Твер- дость HRC,
1 ЮК65Х28В4 45 72 51 1298 40 72 49
230К55Х30В12 50 10 56-57 1185 50 10 50
250К48Х32В18 57 10 58- 59 1185 54 10 58
Таблица 26. Физические и механические свойства сплавов системы Со-Сг-W-C [211,212, 215, 265]
Но мер сплава Тип Т , ‘С пл’ КТР в интервале 50 600° С, 1/град-10° МПа 5, % V, % Модуль упругости, МПа
1 110К65Х28В4 1290 14.9 740 1 1 20,7-20,9
2 140К60Х29В8 1285 14,4 530 1 0 20,0-22,6
3 230К55Х30В12 1265 13,8 330 1 0 23,2- 24.9
4 250К48Х32В18 1270 13,5 320 1 0 24,5-25,1
легируют никелем {табл. 27, сплавы V» 7 и 8), снижают содержа-
ние в них углерода, частично или полностью заменяют вольфрам
молибденом или ниобием (сплавы № 5, 6). Например сплав Nb 6
имеет 5=10%. Сплав №5 еще более пластичен; он, как и сплав
110К65Х28В4, подвергается наклепу, в результате чего его твер-
дость повышается до 45 47 HRC3 [267, 2681.
Хотя кобальтовые сплавы обладают хорошей коррозионной
стойкостью, в сильно агрессивных средах она оказывается недоста-
точной. Исследования поведения стеллитов в растворах кислот по-
казали, что в окислительных условиях (например, в растворах
азотной кислоты) происходит разрушение преимущественно кар-
бидной фазы, а в восстановительных (например, в растворах соля
нои кислоты) матрицы сплава [260]. Легирование стеллитов ни-
келем, медью и молибденом, которые растворяются в матрице, поз-
воляет повысить коррозионную стойкость сплавов в восстанови
тельных средах, а замена вольфрама ниобием, образующим хими-
чески более стойкие карбиды, улучшает стойкость против корро
ю-
147
Таблица 27. Химический состав и твердость наплавочных кобальтовых сплавов Co-Cr-W-C с повышенной пластичностью и коррозионной стойкостью [211,260. 268]
Номер сплава Тип Маа овая доля э чементов, % Твер- дость HRC3
С Сг W Мо Nb Ni Си
5 25К60Х28М6ПЗ 0,25 28 - 6 - 3 - 30 35
6 40К60Х2.5Б6Н5В2 0.4 25 2 - 6 5 - - 1
7 40К55Х26Н10В8 0.4 26 7,5 - - 10,5 - -
8 160K35X28H33B4 1,6 28 4 - - 33 - -
9 120К55Х28Н6В4М4Д2 1.2 28 4,5 3,5 - 6,5 1 5 42-45
10 190К48Х28В10Н7М4Д2 1.9 28 10 3,7 - 6,5 1,5 48 52
И 190К50Х28Н7В6М4Д2 1,9 28 - 3,7 5,5 6,5 1,6 45-48
Таблица 28. Характеристика борсодержащих наплавочных сплавов на основе кобальта [211, 258
Номер сплава Тип Массовая доля элементов, % Интервал затверде- вания, °C Твер- дость HRC,
С Сг IV 51 В Ni
12 70К45Н40Х9Р4С 0,7 9 - 1,1 3,7 38,5 1070 62
13 100К55Х19Н13В9С2Р2 1,0 19 9 2,5 1,5 13 1060 1150 44 50
14 100K50X19H13B13C3P3 1,0 19 13 3 2,5 13 1070-1180 54- 58
15 150К45Х19Н13B15C3P3 1,5 19 15 3 3 13 1010 1215 60 62
16 15ОК4ОХ251I30B4P2 1,5 25 4 - 1,5 30 — —
17 К65Х27В5Н2Р2С 0,07 27 4,5 1.4 1,5 1,5 1260 1360 40
18 260К50Х27В14Н2Р2С 2,6 27 14 1 2 2 1070 55
19 20К40Х18Н27М6С4РЗ 0,2 18 6 Мо 3,5 3 27 — -
зии в окислительных средах. На этом принципе построены сплавы
№ 9-11 (см. табл. 27).
Обширную группу составляют борсодержащие сплавы на осно-
ве кобатьта, используемые для наплавки и напыления в виде по-
рошков (таб.1. 28). В системе Co-В уже при небольших количест-
вах бора образуется эвтектика с температурой плавления 1095°С
148
всего низкой температурой плавления, что весьма важно для таких
хнологических процессов, как газопорошковая наплавка и напы-
псние с последующим оплавлением покрытия. Кроме того, присад-
ки бора придают сплавам способность самофлюсоваться, улучша-
ют смачиваемость жидким металлом поверхности изделия, облег-
чают получение порошков.
Сплавы № 12-15 и 19 с пониженным содержанием хрома пред-
назначаются для газопламенной наплавки и напыления. С целью
повышения пластичности и улучшения технологических свойств
они. как и сплав № 16, дополнительно легированы никелем. Сплав
№ 12 используют также как легкоплавкую связку при наплавке ли-
того карбида вольфрама [211]. Сплавы № 16-18 содержат обычные
для стеллитов количества хрома и других легирующих элементов,
149
однако углерод в них
может быть почти
полностью заменен
бором. Раствори-
мость бора в кобаль-
те ничтожно мала:
при температуре
максимальной рас-
творимости она не
превышает 0,03%
[269]. Поэтому прак
тически весь бор в
стеллитах находится
в виде боридов По-
явлением новых
твердых фаз в струк-
туре обусловлены
повышенные твер-
дость и износо-
стойкость борсодер-
жащих стеллитов
[270, 271]. Особенно
заметно влияние
бора на твердость
при температурах
550- 600°С (рис. 88).
При более высоких
температурах его
влияние ослабевает.
Износостойкость
определяет в значи-
тельной мере кон-
центрация углерода
(рис. 89).
Жаростойкость
стеллитов тина
110К65Х2ЙВ4 при
легировании их бо-
ром в количествах до
2,6% почти не изме-
150
пяегся, но коррозионная стойкость в растворах кислот [272] сни-
жается вследствие структурной неоднородности (рис. 90).
Износостойкость, жаропрочность и жаростойкость, стойкость
против коррозии, стабильность структуры, низкий коэффициент
трения, нолируемость — основные служебные свойства стеллитов
определяющие области их применения. Характерные объекты для
наплавки стеллитами: уплотнительные поверхности арматуры, вы-
пускные клапаны двигателей внутреннего сгорания, инструмент
тля горячей обработки металлов, подшипники скольжения, детали
насосов для агрессивных сред и т.п.
4.1.12. Наплавочные сплавы на основе карбидов
(карбидные композиции)
Карбидные композиции характеризуются отсутствием строго
определенного химического состава и при их затвердевании карби-
ды не кристаллизуются из рагплава, а вводятся в сплав-связку в
виде заранее приготовленных зерен нужного размера и формы В
процессе наплавки зерна карбидов лишь частично растворяются в
жидком металле и в основном сохраняют в наплавленном слое свой
исходный состав и структуру.
Изнашивание карбидных композиций протекает, как правило,
избирательно: матрица сплава изнашивается быстрее и выступаю-
щие зерна карбидов принимают на себя основную нагрузку. По ме-
ре выступания карбидов над поверхностью матрицы они испыты-
вают все большую изгибающую нагрузку, которая приводит к их
излому и выкрашиванию. Для обеспечения высокой износостойко-
сти карбидной композиции необходимо, чтобы карбиды имели вы-
сокую твердость и прочность, а матрица -связка должна обладать
высокой стойкостью против абразивного изнашивания и обеспечи-
вать прочное закрепление зерен карбидов. В качестве матрицы
зачастую используют сплавы на основе никеля или, реже, железа.
Наибольшее распространение получила наплавка карбидных
композиций с использованием в качестве упрочняющей фазы ли-
того карбида вольфрама (релита), который представляет собой эв
тектический сплав карбидов WC и W2C. Релит используют в виде
зерен различного размера либо в качестве наполнителя в стальных
трубках или в шпощенке («ленточный» релит). В последних случа-
ях масса оболочки составляет примерно 40%, карбидных зерен —
около 60%. Кроме релита в качестве твердой составляющей в таких
композициях могут применять карбиды хрома [87], карбиды вана-
дия и тигана [273].
151
Карбидные композиции используют для наплавки замков бу-
рильных труб, шарошек буровых долот, засыпных аппаратов до-
менных печей, других деталей, подвергающихся интенсивному аб-
разивному изнашиванию [87, 274-276].
Свойства наплавленного металла в виде карбидных компози-
ций определяются нс только его химическим составом. В зависи-
мости от режимов наплавки, температуры предварительного подо-
грева и термической обработки после наплавки свойства наплав-
ленного металла одного и того же состава могут отличаться. Поэто-
му выбор наплавленного металла в конечном счете осуществляют
на основе анализа условий службы конкретной наплавляемой дета-
ли и проведения, как правило, стендовых и натурных испытаний.
4.1.13. Сплавы на основе меди
Медные сплавы по химическому составу подразделяют на брон-
зы (сплавы меди с оловом, алюминием, бериллием, кремнием и
другими элементами) латуни (сплавы меди с цинком и некоторы-
ми другими элементами) (см. табл. 13). Медные сплавы, сохраняя
положительные свойства меди (высокие теплопроводность, элект-
ропроводность, коррозионную стойкость) имеют по сравнению с
медью повышенную прочность при хороших технологических
свойствах.
В промышленном производстве наибольшее распространение
получила наплавка бронзы на сталь и, в меньшей степени, наплавка
латуни на сталь. В соединениях медных сплавов со сталью различа-
ют три зоны: наплавленный металл, зона сплавления и основной
металл. Структура наплавленного металла в основном соответству-
ет структуре присадочного (электродного) металла, но некоторое
влияние на нее оказывает количество перешедшего в наплавлен-
ный металл железа. При большом проплавлении, т.е. при значи-
тельной доле основного металла в наплавленном, в структуре
последнего могут наблюдаться включения структурно свободного
железа [9].
Механические свойства наплавленной детали во многом опре-
деляет структура зоны сплавления, которая отличается перемен-
ным химическим составом. Размеры этой зоны определяют глуби-
на проплавления основного металла и длительность контактирова-
ния сварочной ванны с твердым металлом.
При наплавке некоторых медных сплавов на сталь может наблю-
даться проникновение меди в сталь по границам зерен. В последую-
щем это может привести к появлению трещин по границам зерен.
152
Таким образом, главная проблема при наплавке меди и медных
сплавов на сталь заключается в том, чтобы ограничить переход же-
леза в наплавленный металл и предотвратить проникновение меди
в основной металл - сталь.
Материалы на основе меди применяют для наплавки деталей
пар трения и деталей запорной арматуры морских судов [9].
4.2. Наплавочные материалы для плазменной
наплавки
Каждому типу наплавленного металла может соответствовать
несколько конкретных составов наплавочных материалов в виде
проволоки, лент, порошков и т.д. Как указывалось выше, основны-
ми присадочными и электродными материалами для плазменной
наплавки являются порошки, сплошная и порошковая проволока.
Кроме того, для плазменной наплавки замков бурильных труб при-
меняют «ленточный» релит — порошковая лента с оболочкой из
холоднокатаной ленты из стали 08кп и сердечником из зерен кар-
бида вольфрама (релита) [87], либо смеси из сплавов на основе ко-
бальта, никеля или железа, карбидов вольфрама, ванадия или тита-
на [273]. а для плазменной наплавки клапанов двигателей внутрен-
него сгорания используют спеченные кольца ПК HX35C3 из спла-
ва на основе никеля [13, 206. 207].
4.2.1. Присадочные порошки для плазменной наплавки
Для плазменной наплавки применяют порошки сплавов на ос-
нове железа, никеля, кобальта и меди. Порошок является универ-
сальным наплавочным материалом, так как может быть получен
практически из любого наплавочного сплава, независимо от проч-
ности, твердости и других свойств последнего.
При выборе порошков для плазменной наплавки руководству-
ются их химическим составом и физико-технологическими свой-
ствами. В первую очередь порошок характеризует его химический
состав, т. е. содержание легирующих элементов, примесей и газов.
К физико-технологическим свойствам порошков относят: насып-
ную массу, пикнометрическую плотность, форму частиц, удельную
поверхность и ее состояние, гранулометрический состав и теку-
честь.
Насыпная масса — масса единицы объема свободно насыпанно-
го порошка, она отражает плотность укладки частиц порошка и сте-
153
Рис. 91. Насыпная масса порошков
сплава НХ16СРЗ, полученных
распылением: 1 — воздухом: 2 — амтом:
3 — аргоном [97]
пень его пористости.
Она тем больше, чем
мельче частицы порош-
ка и чем более компакт-
ной и правильной ша-
ровидной формой они
обладают. Зависимость
насыпной массы по-
рошков от их грануло-
метрического состава
иллюстрирует рис. 91
I97]
Пикнометрическая
плотность — это ио сути
плотность металла порошка. Пикнометрическая плотность позво-
ляет судить о пористости порошков. Определяют эту характерис-
тику с помощью пикнометра — специального мерного сосуда с из-
вестным объемом (10--50 мл). Пробу порошка помещают в высу-
шенный и взвешенный пикнометр, который после заполнения по-
рошком примерно на две трети объема повторно взвешивают. По-
сле этого оставшийся свободный объем пикнометра заполняют
пикнометрической жидкостью — одноатомным спиртом. Пикно-
метр с порошком и жидкостью вновь взвешивают и по следующей
формуле рассчитывается пикнометрическая плотность порошка у :
ук=(ш2 -«1)/У-(Лз-л2)/уж,
(72)
где Mt — масса пикнометра, г; м2 — масса пикнометра с порошком,
г; л<3 — масса пикнометра с порошком и жидкостью, г; V — объем
пикнометра, см3; у — плотность пикнометрической жидкости,
г/см3.
Текучесть порошков определяет время вытекания навески по-
рошка из стеклянной воронки с конусностью 60° и выходным от-
верстием диаметром 4 мм [277]. Текучесть зависит от формы час-
тиц порошка и состояния их поверхности. Максимальной текучес-
тью обладают порошки с частицами сферической или округлой
формы. Такие порошки наиболее пригодны для плазменной на-
плавки. Существующая техническая документация не всегда регла-
ментирует это важное свойство порошков. Так, в ГОСТ 21448 75
«Порошки из сплавов для наплавки» этой характеристики нет, и
только в ТУ 14-22-33-90 «Порошки самофлюсующихся сплавов
154
l 1Я газотермического напыления и наплавки» указывается, что
текучесть порошков в зависимости от фракции должна быть не
более 22-30 с.
4.2.1.1. Основные требования к наплавочным
порошкам
Требования к порошкам для плазменной наплавки обусловлены
необходимостью обеспечения длительной и бесперебойной работы
оборудования (порошковых дозаторов и плазмотронов) и получе-
ния доброкачественного наплавленного металла. Бесперебойная
работа оборудования зависит от текучести и гранулометрического
состава порошков, а качество наплавленного металла во многом оп-
ределяется химическим составом, содержанием газов, гигроскопич-
ностью, отсутствием вредных примесей в порошке [96]
Текучесть порошков должна быть достаточной для равномер-
ной и бесперебойной работы дозирующих устройств и плазмотро-
нов. Опыт показывает, что для нормальной работы барабанных до-
заторов, которые наиболее широко применяют для плазменной на-
itлавки, предпочтительнее порошки с текучестью 4-10 с. Хорошая
текучесть важна также для нормальной работы наплавочных плаз-
мотронов. в которых порошок, прежде чем попасть в дугу, должен
пройти через систему канатов малого сечения. При малой текучес-
ти возможно забивание порошком транспортирующей трубки и ка-
натов в плазмотроне, а при большой — наблюдается самопроиз-
вольное высыпание порошка при неподвижном барабане дозатора
вследствие вибрации оборудования.
Кроме хорошей текучести, порошки не должны комковаться и
слеживаться в процессе хранения. Влажность наплавочных порош-
ков должна быть минимальной. Несмотря на то, что по требовани-
ям технической документации (ГОСТ 21448-75, ТУ 14-22-33-90)
влажность готового порошка контролирует изготовитель (она не
должна превышать 0,1%), после длительного хранения порошок пе-
ред наплавкой необходимо просушить.
Как показывает опыт, для плазменной наплавки целесообразно
применять порошки гранулометрического состава 0.06 0,315 мм
(допускается увеличение максимального диаметра частиц до
0,4 мм) [80, 82, 86. 278]. Оптимальный гранулометрический состав
порошка для плазменной наплавки определяется, главным образом,
конструкцией плазмотрона и в меньшей степени зависит от свойств
материала частиц порошка. При использовании плазмотронов с
внутренним вводом порошка наличие в подаваемом порошке час-
155
гиц размером меньше 0,06 мм приводит к частым нарушениям про-
цесса наплавки вследствие образования «настылей» на стенках фо-
кусирующего сопла в зоне ввода порошка в дугу. Но слишком круп-
ные частицы не успеваю! расплавиться в плазменной дуге и в сва-
рочной ванне, что ведет к большим потерям порошка в процессе на-
плавки и к появлению дефектов в наплавленном металле.
Наплавочные порошки должны содержать возможно меньше га-
зов, как растворенных в металле, так и в виде оксидов на поверхнос-
ти частиц. Повышенное содержание газов в порошке может вызвать
разбрызгивание металла при наплавке и появление в наплавленном
слое пор и неметаллических включений. Высокая концентрация кис-
лорода приводит также к образованию на поверхности наплавлен-
ных валиков шлака, затрудняющего многослойную наплавку.
4.2.1.2. Важ нейшие способы получения легированных
порошков для плазменной наплавки
В промышленности нашли применение следующие способы по-
лучения металлических порошков для наплавки: механическое из-
мельчение; распыление струи жидкого металла водой или газами
под давлением; центробежное распыление вращающегося электро-
да, нагреваемого дугой или плазмой.
Механическое измельчение (дробление и размол в дробилках,
мельницах, валках и пр.) достаточно широко распространено в
практике порошковой металлургии |277. 279]. При дроблении
твердых тел затрачиваемая энергия расходуется в основном на де-
формацию и нагрев Работа же на диспергирование, т.е. на увеличе-
ние поверхности раздела твердого тела мала. КПД различных раз-
малывающих устройств, если его выразить отношением энергии
образования новых поверхностей к потребляемой энергии, обычно
не превышает 1%. Этим объясняется низкая производительность и
достаточно высокая стоимость получения порошков с помощью
механического измельчения. Для порошков, полученных механи-
ческим измельчением, характерна осколочная форма частиц
(рис. 92, а). Частицы такого порошка имеют крупнозернистую
структуру (рис. 93, а).
Легко подвергаются механическому дроблению хрупкие мате-
риалы Однако получение этим методом порошков сравнительно
пластичных сплавов связано с большими трудностями.
Наиболее распространенным методом получения наплавочных
порошков механическим измельчением является способ, разрабо-
ланный Одесским ЦКТБ [72]. Особенность этого способа заключа-
156
Рис. 92. Внешний вид
частиц наплавочных
порошков,
изготовленных
различными
методами: а — ЛП -8
(дробление литой
ленты);
б - ПР НХ16СРЗ {.распыление азотом); в — ПР НХ16СРЗ
(распыление аргоном); г — ПГ-С1 (распыление водой); д — ИГ С1,
легированный 0,14% алюминия (распыление водой) [97]
Рис 93. Микроструктура порошков Ni- Cr-Si -В-сплава. дробленого
(а) и распыленного водой (6) и азотом (в); х300
елся в том, что измельчению подвергаются не компактные куски
сплава, а тонкий лист, получаемый непосредственно из жидкого
металла путем прокатки. Лист дробят в специальном агрегате, со-
стоящем из валковой дробилки, сит и элеваторов. На ситах соот-
ветствующих размеров производится рассев порошка на необходи
мыс фракции Некондиционные фракции отправляются на повтор-
ный переплав. Таким способом ежегодно производилось до 300 т
порошков сормайта и других железо-хром-углеродистых сплавов,
которые использовали для индукционной наплавки, в основном,
рабочих органов сельскохозяйственных, дорожных и строительных
машин и механизмов [280].
157
Дробленые литые порошки из-за их относительно низкой теку-
чести целесообразно применять для плазменной наплавки по слою
крупки. Значительно реже их используют для плазменно-порош-
ковой наплавки.
Распыление струи жидкого металла потоком газа (аргон, азот,
воздух) или воды высокого давления является одним из наиболее
производительных и широко распространенных методов получе-
ния порошков металлов и сплавов [281. 282, 283].
Распыление применяют для изготовления порошков как легко-
плавких металлов и сплавов (алюминия, свинца, цинка, олова, ме-
ди, латуни, бронзы), так и порошков на основе железа, никеля, ко-
бальта и др. Предельная температура плавления распыляемых ме-
таллов и сплавов ограничена стойкостью огнеупоров и не превы-
шает 1600’С [277].
Частицы порошков, полученных распылением, могут иметь раз-
личную форму и величину (см рис. 92, б д). Поскольку распылен-
ный порошок состоит из частиц разного размера, это вызывает не-
обходимость отсева частиц некондиционных размеров и последую-
щего переплава этих отходов Форма частиц зависит от поверхно-
стного натяжения и вязкости расплавленного металла, содержания
в нем легирующих добавок и раскислителей, а также от условий
распыления. Изменив эти факторы, можно получить наплавочные
порошки одинакового химического состава, но с разной формой ча-
стиц — от неправильной до сферической (см. рис. 92, г, д'). Частицы
распыленных порошков могут иметь внутренние поры, заполнен-
ные газом (см. рис. 93, б). При наплавке такие частицы «взрывают-
ся», что приводит к неустойчивой работе плазмотронов. Это явля-
ется серьезным недостатком распыленных порошков.
В отличие от порошков, полученных механическим измельче-
нием (см. рис. 93, а), распыленные порошки имеют более мелкозер-
нистую структуру (см. рис. 93, в).
На практике применяют технологию распыления жидкого ме-
талла водой; инертным газом, азотом или воздухом с охлаждением
в воде; инертным газом, азотом или воздухом с охлаждением в сре-
де того же газа.
Распыление водой - самая экономичная технология получения
порошков, но она не всегда обеспечивает необходимое качество по-
рошков. Приемлемое качество обеспечивается при распылении по-
рошков самофлюсующихся Ni-Cr-Si-B-сплавов с относительно
низкой температурой плавления. При распылении тугоплавких
158
сплавов получается порошок с частицами неправильной формы.
Распыление газами дает лучшие результаты как с точки зрения вы-
хода порошка требуемого гранулометрического состава, так и его
качества (форма частиц, газонасыщенность и т.д.).
Как указывалось выше, основным недостатком метода получе-
ния порошков распылением струи жидкого металла потоком газа
или воды высокого давления является его газонасыщенность При
садочные порошки вследствие большой удельнот“1 поверхности мо-
гут абсорбировать значительные количества газов и влаги. При их
распылении в окислительной атмосфере поверхность частиц окис-
ляется. При распылении азотом порошки могут насыщаться азо-
том. Крупные частицы порошка имеют внутренние поры, запол-
ненные газом. Общее содержание газов в порошках разной грану-
ляции приведено в табл. 29.
Авторы [97] исследовали содержание газов в порошках разных
фракций в зависимости от химического состава и температуры рас-
пыляемого металла, а также от применяемой распыляющей среды:
азот, аргон, воздух, вода. Большинство опытов было выполнено с
Ni Cr-Si--B- сплавами, порошки которых изготавливаются в боль-
ших объемах и находят разнообразное применение. Содержание га-
зов в порошках определяли методом вакуумной плавки. Перед ана-
лизом порошки высушивали при 110°С до постоянной массы и за-
прессовывали в ампулы из стали У8.
Установлено [97], что присадочные порошки, полученные рас-
пылением жидкого металла водой, аргоном и азотом, содержат
практически одинаковое количество кислорода, в то же время, при
Таблица 29. Содержание газов в наплавочных порошках, полученных распылением жидкого металла азотом (ПИ--АН31) и водой (ПГ-У30Х28Н4С4)
Марка Ромеры частиц, мм Содержание газов, %
10] W /у;
ПН-АН31 <0,1 0,034 0,001 0.141
0,16-0,30 0,080 0,011 0,102
0.315 0,40 0,056 0,011 0,065
0,56-0,63 0,035 0.009 0,061
ПГ-У30Х28Н4С4 0,315 0,40 0.036 О.005 0„088
0,56 0,63 0,065 0,002 0,111
1,0-1,6 0,045 0,004 0,139
159
Рис. 94. Зависимость содержания кислорода [О]от диаметра
частиц d (а) и величины 1/d (б) для порошков Ni-Cr-Si-В -сплавов,
порученных распылением: 1 — водой; 2 — азотом; 3 — аргоном;
4 — воздухом
распылении воздухом концентрация кислорода в порошке пример-
но в два раза выше. Следует отметить, что эти показатели справед-
ливы для порошков любой грануляции (рис. 94, а).
Независимо от распыляющей среды максимальное содержание
кислорода наблюдается в порошках мелких фракций, что связано с
их большой удельной поверхностью. С увеличением диаметра час-
тиц содержание кислорода уменьшается и стремится к некоторому
постоянному значению, характеризующему, по -видимому, пре-
дельную концентрацию кислорода в металле Дополнительное ко-
личество кислорода содержится на поверхности частиц порошка в
виде оксидной пленки.
Общее содержание кислорода в порошке можно выразить
М=[О]
(73)
где |ОМ] — концентрация кислорода в металлическом ядре части-
цы, {0}пк — концентрация кислорода в оксидной поверхностной
пленке; 6 — толщина оксидной пленки, мм; ум, уок — плотность
соответственно металла и пленки, г/мм5; d - диаметр частиц, мм.
Из формулы (73) следует, что при постоянной толщине оксид-
ной пленки и неизменном ее составе, зависимость [О]=/(1/с/)
должна быть линейной. Графики функции [О]=/(1/</), построен
ные по экспериментальным данным, представляют собой прямые
линии при </>0,16-0,18 мм и значительно отклоняются от прямой
при меньших диаметрах частиц (рис. 94, 6). Это позволяет считать,
что в порошках одной и той же плавки толщина оксидной пленки
160
на частицах диаметром более 0.16 мм примерно одинакова и, как
показывают расчеты, составляет 0,12 0.3 мм В порошках фракции
0,06 0,1 мм толщина пленки в 2-3 раза меньше, что обусловлено
высокой скоростью охлаждения мелких частиц. В порошках ко-
бальтового стеллита (ПН -АН31) и сормайта (ПГ-У30Х28Н4С4)
зависимость содержания кислорода от 1ранулометрического соста-
ва выражена менее четко (см. табл. 29).
Повышение температуры распыляемого металла сопровождает-
ся более интенсивным его окислением при распылении газами
(рис. 95, а) и практически не сказывается на содержании кислорода
в порошке при распылении водой (рис. 95, б).
Известно 1284. 285J, что при сварке нераскисленных никелевых
сплавов наблюдаются поры, вызванные выделением водяных па-
ров, образующихся в результате взаимодействия водорода с окси-
дом никеля по реакции
[NiO]+[H]«->Ni+H2OT (74)
В порошках наплавочных сплавов на основе никеля кислород
связан в термодинамически более прочные, чем NiO, соединения
(бораты, силикаты и др.), восстановление которых в сварочной
ванне водородом маловероятно. Поэтому, несмотря на одновремен-
ное присутствие в присадочных порошках значительных количеств
водорода (до 100 см3/100 г) и кислорода, поры наблюдаются толь-
ко при наплавке порошком, распыленным воздухом, и связаны, ве-
роятнее всего, с образованием оксида углерода СО.
Содержание остаточного водорода в порошках мало зависит от
гранулометрического состава и условий распыления и колеблется
в пределах 0.001- 0,011% (см. табл. 29).
В исследованных порошках содержание азота практически не
зависит от распыляющей среды, при этом максимальная концент-
рация азота, как и кислорода, наблюдается в порошках тонких
фракций (рис. 96).
Азот, содержащийся в присадочных порошках в количестве
0,061 0,141% (см. табл. 29), не вызывает пор в наплавленном ме-
талле. Это подтверждают положительные результаты эксперимен-
тов по наплавке никельхромкремнийбористых и железохромугле-
родистых сплавов с защитой сварочной ванны азотом.
Содержание легирующих элементов в распыленных порошках
наплавочных сплавов практически не зависит от размеров частиц.
Наблюдавшиеся отличия в химическом составе разных фракций
11 7-1124
161
О 0,2 0,4 0,6 0,9 d,MM
б
Рис. 95. Зависимость концентрации
кислорода в порошке ПР-НХ16СРЗ
от температуры металла при
распылении азотом (а) и водой (6)
Рис. 96. Зависимость концентрации
азота в порошке ПР-НХ16СРЗ от
диаметра частиц: 1 — при распылении
водой; 2 — при распылении азотом
порошка не превышали
точности анализа.
Лишь при распылении
сплава НХ16СРЗ возду-
хом четко заметен по-
вышенный угар углеро-
да в мелкозернистых
фракциях.
В металле, наплав-
ленном плазменно-по-
рошковым методом, со-
держится 0,003-0,019%
кислорода [123], что на-
много ниже, чем в при-
садочных порошках.
Это свидетельствует об
энергичном раскисле-
нии металла сварочной
ванны углеродом, крем-
нием и другими элемен-
тами, содержащимися в
присадочном порошке.
При повышенном со-
держании кислорода в
сварочной ванне этот
процесс сопровождает-
ся сильным разбрызги-
ванием, появлением
пор и неметаллических
включений в наплав-
ленном валике, а также
образованием на его по-
верхности значительно-
го количества шлака. В
связи с этим содержание кислорода в присадочных порошках хро-
моникелевых сплавов с бором и кремнием не должно превышать
0,10-0,12%, а в порошках кобальт-хромовых и железоуглеродис-
тых сплавов — 0,06-0,08%. Этим требованиям отвечают порошки,
полученные распылением водой или инертным газом [97, 123].
162
Высококачественные порошки с низким содержанием газов мо-
гут быть получены методом расплавления вращающегося стержня,
верхний конец которого нагревается дугой или плазмой [283]. Рас-
пыление происходит за счет разбрызгивания центробежной силой
капель жидкого металла. Затвердевшие капли жидкого металла со-
бираются в камере, заполненной инертным газом. Этот метод поз-
воляет получать сферические частицы диаметром 0,03 -0,5 мм. Сто-
имость производства порошков этим методом существенно больше,
чем при распылении газом. Однако в случае распыления тугоплав-
ких материалов (карбид вольфрама) или высоколегированных
сплавов этот метод может дать существенные преимущества.
Анализ показывает, что распыление жидкого металла струей во-
ды или газа высокого давления — наиболее простой и производи-
тельный метод получения легированных порошков, и он наиболее
широко применяется в промышленном производстве порошков как
для плазменной наплавки, так и для металлизации и газопламен-
ной наплавки. В зарубежной практике для производства порошков
наплавочных сплавов преимущественно используют распыление
расплавленного металла азотом и охлаждение получаемого порош
ка в воде.
4.2.1.3. Состав и назначение порошков для плазменной
наплавки
Наибольшее распространение получила плазменная наплавка
порошками никелевых и кобальтовых сплавов [89. 95, 96, 110, 218|.
В меныпих объемах для плазменной наплавки используют порош
ки сплавов на основе железа |81, 96, 286-290], а также медных
сплавов [106, 291,292].
За рубежом порошки для плазменной наплавки выпускают
фирмы «Кастолин-Эвтектик», «Колмоной», «Делоро Стеллит»,
<-Мессер Грисхайм» и некоторые другие. По химическому составу
порошки производства различных фирм одинакового назначения
практически мало отличаются. Для зарубежной практики харак-
терно более широкое, чем в Украине и России, применение порош-
ков на основе кобатьта, никеля, а также сплавов на основе туго-
плавких карбидов вольфрама, ванадия и др. Большинство из этих
материалов хорошо известно специалистам, которые занимаются
плазменной наплавкой и напылением.
Из материалов на основе никеля наибольшее распространение
для плазменной наплавки получили порошки самофлюсующихся
Mi Сг Si В С-сплавов (табл. 30, сплавы № 1-13). Их применя-
п- 163
164
Таблица 30. Химический состав порошков сплавов на основе никеля и кобальта и твердость
наплавленного металла
Но- мер по- рошка Марка Массовая доля элементов, % 7 вер- дость HRC3 ГОСТ или ТУ
с Сг Si Fe Ni Со в Прочие
1 ПГ-СР2 0,2-0,5 12-15 2,0-3,0 <5.0 Основа — 1,5-2,1 — 35-45 ГОСТ 21448 75
2 ПГ-СРЗ 0,4-0.7 13- 16 2,5-3,5 <5.0 — 2.0-2,8 — 45-50
3 ПГ-СР1 0.6-1.0 15-18 3,0-4,5 <5.0 — 2,8-38 — 55-60
4 ПГ ЮН 01 0,6 1,0 14-20 4,0-4,5 3-7 — 2,8-4,2 0,8-1 2 А1 56 -63 ТУУ 322-19- 004 96
5 ПГ 12Н -01 0,3 0.6 8-14 1,2-3,2 2-5 — 1.7-2.8 0.8 AI 36-46
6 ПГ 12Н 02 0 4-0.8 10-16 3-5 3-6 — 2-4 — 46-55
7 ПГ НЧЗ <0,2 - 0 5-0 9 <0,3 — 0,6-1.0 38-42 Си -
8 ПР-НХ13СР 0,2-0,4 12-14 2.0 2,8 <5,0 - 1.2-1.8 - 25- 35 ТУ 14 127-309- 01
9 I1P-HX15CP2 0.35 0.60 14-16 2,8- 3,5 <5,0 - 1.8-2.3 - 37-47
10 ПР-НХ16СРЗ 0,6-0,9 15 17 2,7-3,7 <5.0 — 2,3-3,0 - 47 57
11 ПР НХ17СР4 0.8 1,2 16-18 3,8-4,5 <5.0 - 3 1 4,0 - >55 ТУ 14—127-309 — 01
12 ПР-НХ18С5Р4 0.9-1 5 16 19 4-5 <5,0 - 3,8-4,7 <1,0 Мп >60
13 ПР-НХ25С5Р 0.4 0.6 24-26 4,6--5,2 8-12 - 0,7-1,1 - 45-48
14 ПР-НД42СР 0,1 -0.3 - 0,6- 1,2 <3.0 — 0,7-1,3 40 45 Си 170 НВ
15 ПР-НХ8Д6СРП 0,5-1,2 6-10 1,5-3,0 <5.0 — 2,3-3,5 3-9 Си —
16 ПР -К60Х30ВС (ВЗК) 0,9-1,3 28 32 2,0-2.7 <2,0 0.5-2,0 Ос- нова - 4-5 W 38 42 ТУ 14-22 -24- 90
17 ПР-КХ30Н6ВС Р(ПН-АН34) 0.7-1 0 28-32 1,5-2,5 <3,0 4-8 0,5 0.9 4-5W 44 -48
18 ПР-КХ30Н2ВС (ПН АН35) 1,3-1.7 28-32 1,5-2,5 <3,0 1-3 - 4-5 W 43 48
19 ПГ ЮК -01 13-1,7 21-25 0.8-1,3 <2,0 28-32 1.2-1.8 3,5- 4.5 W 45-50 ТУУ 322-19-004- 96
20 ПГ-ЮК-02 1,0- 1,3 28 32 2,0-2.7 <2.0 0.5-2.0 <0,5 4-5 W >40
21 ПГ ЮК-03 0,8-1,2 28-32 0,8- 1,2 <3.0 0.5 0.9 0.07 -0 1 7-9 W; 0,2 -0,5 Мп 45-52
22 ПГ-ЮК-04 2.6-3.0 27-30 0.4-1.0 - - - 12-14 W; 0,5-0.9 Мп 55 -60
Таблица 31. Химический состав порошков сталей и сплавов на основе железа и твердость
наплавленного металла
Номер по- рошка Марка Массовая доля элементов, % Твер- дость HRC, ГОСТ или ТУ
с Сг Si Мп Ni Fe В Прочие
1 ПГ-С1 2.5- 3.3 27 31 2.8-4,2 4,0- 4,5 3,0-5,0 Основа — — 51-54 ГОСТ 21448-75
2 ПГ УС25 4,4 5.4 35-41 1,6-2,6 <2,5 1,0 -1,8 — — 55 57
3 ПГ-С27 3,3-4,5 25-28 1,0-2,0 0,8-1.5 — — 0,2-0,4 W; 0.08 0,15 Мо 53- 55
4 ПГ-АН1 2,0 2.8 26-32 1,5 2,5 0,5-1,5 - 1 2-1.8 - 54-58
5 ПР-Х18Ф НМ (ПН АН2) 2.1 2,4 17-19 0,5 0,8 0,6-1.0 2 0-3.0 - 7 8V; 2,0-2,6 Мо 44-50 ТУ 14 -1- 4156-86
6 ПР Х18Н9 <0,12 16 20 <0,8 <1,0 8-11 Основа — <0,02 S, Р — ТУ 14-22- 167 2002
7 IIP-X20H80 <0,1 19-22 0.5 <0.1 Основа <1.0 — <0,04 S -
8 ПР 10Р6М5 0,96 1,05 3,8-4.4 <0.5 <0,55 — Основа — 6.0 7 0 W: 5.0-5.5 Мо: 1.7 2.1 V 58-60 ТУ 14 1- 5077 91
9 ПР- 10М6ФЗ 1,1-1.2 4,0-4,4 - <0,55 <0,4 — 6,0-6,5 Мо; 2,4- 2,8 V —
10 ПР 170X5 ВЗМФ5С 1,6 1,8 5,2- 5,4 2,0 2,4 0.2 0.4 - - 4,9-5,1V; 2,8 3,1 W; 0,3 0,6 Мо 55 60 ТУ 14-1- 5077-91
И ПР 220Х6ВМФ 8С 0,9 2,1 5,2 5,9 1,0-1.4 0.6-0.8 — - 0.8-1.1 W: 7,5-7,8 V; 0.2 0.5 Мо 54-58
12 ПР 25Х5ФМС 0,2-0.3 4-6 0.9-1.1 0.6-0,9 - — 1,8- 2.5W- 0.35-0,6 V; П.9 1,3 Мо 42-48
Таблица 32. Химический состав порошков сплавов па основе меди
Номер порошка Марка Массовая доля элементов, % ТУ
Si Мп Fe Ni .4/ Эп Другие
1 ПР БрЛЖНМц 8,5—4—5—1.5 <0.2 1,0-1,8 3.7 4,3 4.3-5.3 8,2-9,0 - <0,01 В; <0,01 V ТУ 14- 22 5 -87
2 ПР БрЛЖНМц 8,5-1,5 5-1,5 <0.2 1.0- 1,8 1.0 1,5 4,3 5,3 8,2 9.0 — <0,01 В' <0,01 V ТУ
3 ПР ОЦС5-5 5 <0,05 - <0.4 <1,0 <0,06 4,0-6,0 4,0 6,0 Zn; 4,0-6,0 Pb 14- 22 5 87
4 ПР-АМц9 2 <0,2 1,5-2,5 <0,5 — 8-10 <0.1 <1,0 Zn; <0,1 Pb ТУ
5 ПР-КМцЗ 1 2,5- 3,5 0.8-1,8 <0.5 - - <0,03 <0.5 Zn. <0.03 Pb 14-22-100-96
6 ПР-ОН 8.5 3 0,5-1,5 - <0.5 2,5-3.5 <0.05 7.5 9,5 <0,3 Zn; <0,3 Pb ТУ 14 22 105 -96
7 ПР-МН 40 <0,05 - <0,2 35 40 <0,05 - <0,1 Pb; <0.5 Zn ТУ 14 22 -133-99
ют для наплавки дисков, клиньев, золотников и седел запорной ар-
матуры различного назначения, валов защитных втулок, уплотни-
тельных колец и опорных дисков центробежных насосов; распреде-
лительных валов, клапанов и седел двигателей внутреннего сгора-
ния (ДВС); деталей металлургического оборудования и др. Порош-
ки сплавов № 14 и 15 применяются преимущественно для восста-
новления деталей из чугуна.
Порошки сплавов на основе кобальта (стеллиты) предназначе-
ны для наплавки деталей арматуры, клапанов и седел ДВС, инстру-
мента для горячего деформирования металла, ножей для резки цел-
люлозы, втулок насосов и других деталей (сплавы №№ 16-22). По
сравнению с порошком «классического» стеллита ПР- КбОХЗОВС
(ВЗК) (сплав № 16) порошок сплава ПР КХ30Н6ВСР
(ПН-АН34) (сплав Nb 17) содержит бор и большее количество ни-
келя, благодаря чему последний имеет пониженную склонность к
образованию трещин. Плазменная наплавка порошком
ПР КХ30Н2ВС (ПН АН35) (сплав № 18) обеспечивает лучшие
служебные характеристики наплавленного металла, чем ручная на-
плавка прутками ВЗК или электродами ЦН-2.
В табл. 31 приведен химический состав некоторых порошков
сталей и сплавов на основе железа. Порошки ПГ-Cl и ПГ-АН1
(табл. 31. сплавы № 1 и 4) — это высокоуглеродистые и высокохро-
мистые сплавы с карбидным или карбоборидным упрочнением,
Эти сплавы весьма стойки в условиях интенсивного абразивного
изнашивания, однако склонны к образованию трещин при наплав-
ке. Они предназначены для наплавки рабочих органов почвообра-
батывающих машин и землеройной техники, дисков и седел арма-
туры для пульпопроводов, деталей металлургического оборудова-
ния и т п
Металл, наплавленный порошком ПН-АН2 (см. табл. 31, сплав
№ 5), по износостойкости не уступает металлу, наплавленному по-
рошком ПГ С1, но он более пластичен и не склонен к образованию
трещин, что обусловлено особенностями его структуры, состоящей
из аустенитно-мартенситной основы, карбидной эвтектики, распо-
ложенной по границам зерен, и мелких, равномерно распределен-
ных первичных карбидов. Его коррозионная стойкость выше, чем у
хромистых сталей типа 20X13. Порошок ПН АН2 применяют для
наплавки шнеков экструдеров и термопластов, деталей арматуры
для систем гидротранспорта сыпучих материалов, рабочих ортанив
почвообрабатывающих машин и т.п
168
Порошки №№ 6 и 7 предназначены для нанесения коррозион
нестойких покрытий, а также могут использоваться в качестве под-
слоя.
Порошки №№ 8-12 предназначены для наплавки заготовок ре-
жущего инструмента, штампов, технологической оснастки. Порош-
ки ПР-10Р6М5 и ПР-10М6ФЗ обеспечивают получение наплав-
ленного металла типа быстрорежущей стали и применяются для
наплавки фрез, разверток, резцов, крупных метчиков, дисковых но-
жей для резки тонколистового металла, ножей для резки дерева,
бумаги и т.д.
Заготовки многолезвийного инструмента перед механической
обработкой отжигают, а затем подвергают закалке и отпуску. Если
инструмент имеет простую форму и может обрабатываться шлифо-
ванием, то обычно ограничиваются двукратным отпуском наплав-
ленных заготовок при 5бО°С, 1 ч Твердость наплавленного металла
при этом повышается от 56--5Э до 62 -64 HRC3. Порошками № 10 и
11 (см табл. 31) наплавляют штамповый инструмент для горячего
и холодного деформирования, а порошком ПР- 25Х5ФМС — валки
горячей прокатки, штампы, ножи для резки горячего металла.
Порошки сплавов на основе меди (табл. 32) служат для наплав-
ки деталей пар трения и деталей судовой арматуры из цветных
сплавов. Наплавку порошками медных сплавов выполняется на об-
ратной полярности, что особенно важно при наличии в их составе
алюминия.
4.2.2. Проволока сплошного сечения
Нормативной и технической документацией предусмотрено
производство стальной наплавочной проволоки сплошного сече-
ния диаметром 0,3 6,0 мм, а также катанки диаметром 6,5 и 8,0 мм.
Ввиду особенностей плазменной наплавки (см. главу 1) для нее, в
основном, применяют легированную и высоколегированную
сплошную проволоку.
Проволоку сплошного сечения используют при наплавке плаз-
менной дугой с нейтральной присадочной проволокой! из меди и ее
сплавов [17, 108], инструментальных сталей [108], жаропрочных и
коррозионнестойких сплавов на основе никеля, кобальта и титана
[20, 21, 108]; двойной плазменной дугой с токоведущей присадоч-
ной проволокой из сплавив на основе меди, в том числе алюминие-
вых бронз [1, 51. 293-295], хромоникелевых нержавеющих сталей
[1, 296]; горячей проволокой из хромоникелевых сталей типа
04X191110, 08Х18Н9Б и 06Х19Ш0Б, хромистых сталей типа
169
Таблица 34. Химический состав проволоки сплошного сечения из медных сплавов
Марка Массовая доля элементов, %
Sn Al Мп Прочие Си Zn
Брошы
БрОФ 6,5-0,15 6,0-7,0 - — 0,1-0,25 Р Осно- ва -
БрОЦ4 3 3,5-4,0 — — 1,5-3,5 РЬ 3,0 5,0 Zn
БрАМц 9-2 - 8.0 10.0 1,5- 2,5 — —
БрБ2 — - - 1,9 2,2 Бе 0,2- 0.5 Ni -
БрКМц 3-1 — — 1,0-2,5 2,75-3,5 Si —
Латуни
Л 68 — - - — 67-70 Остальное
ЛЖМц59-1-1 0,3-0,7 0 1 0,4 0.5 -0,8 0.6 1 2 Fe 57-60
ЛМц58-2 — — 1,0-2,0 — 57-60
ЛО70-1 1,0 -1,5 - - - 69-71
ЛС59-1 - - - 0,8-1,9 Pb 57-60
10X17. никеля с содержанием 1-4% Ti, монеля, инконеля [10. 20.
297], хастеллоя В, меди, алюминиевых и оловянных бронз и других
сплавов [6, 18, 55, 56, 58]; плавящимся электродом проволокой из
металлов и сплавов, которую поставляют в виде такого материала.
Химический состав, твердость наплавленного металла и назна-
чение некоторых марок наплавочной проволоки и сварочной про-
волоки на основе железа и никеля, которые можно применять для
плазменной наплавки, приведены в табл. 33.
Для плазменной наплавки деталей пар трения, а также деталей
судовой арматуры из цветных сплавов применяют проволоку
сплошного сечения из сплавов на основе меди (табл. 34) [298].
4.2.3. Порошковая проволока
Изготовление высоколегированной сплошной проволоки связа-
но с определенными трудностями: необходимость промежуточных
отжигов в процессе волочения, большие расходные коэффициенты
в процессе производства от слитка к готовой проволоке и др.
Сравнительно просто задача производства высоколегированных
электридных и присадочных материалов для наплавки решается с
помощью порошковой проволоки, которая состоит из оболочки из
171
мягкой ленты (стальной, никелевой н т.д.) и сердечника из порош-
ков легирующих компонентов (ферросплавов, чистых металлов,
карбидов, боридов и т.д.). В сердечник порошковой проволоки вво-
дят также газо- и шлакообразующие вещества, раскислители и
элементы, обладающие большим химическим сродством к азоту. В
этом случае наплавку можно вести без флюса и защитных газов и
такую проволоку называют самозащитной.
В промышленности применяют три типа порошковой проволо-
ки: для наплавки под флюсом, открытой дугой на воздухе и в среде
защитных газов, в частности для плазменной наплавки. В отличие
от первых двух типов порошковая проволока для наплавки в за
щитных газах содержит только легирующие компоненты и не со-
держит газо - и шлакообразующих веществ.
Разработано несколько конструкций (сечений) порошковой
проволоки, но для наплавки в подавляющем большинстве случаев
применяют проволоку в виде простой трубки с плотным стыком
или со стыком внахлестку. Коэффициент заполнения (отношение
массы порошка-наполнителя к массе проволоки, выраженное в
процентах) наплавочной порошковой проволоки обычно не превы-
шает 45%, что в некоторой степени ограничивает возможности по-
лучения с помощью этих материалов некоторых типов высоколеги
рованного наплавленного металла. Чаще всего используют порош-
ковую проволоку диаметром 3,6 мм (для наплавки под флюсом) и
1,6 3,0 мм (для наплавки открытой дугой и в защитных газах).
В Украине при изготовлении наплавочной порошковой прово-
локи, в основном, применяют метод волочения трубки- заготовки,
свернутой в профилегибочном устройстве, оборудованном дозато-
ром шихты. На промышленных станах для производства порошко-
вой проволоки волочение производят на многократных волочиль-
ных станах, установленных в одну линию с профилегибочным уст-
ройством. Волочение позволяет получить проволоку нужного диа-
метра и уплотнить шихту сердечника.
Некоторые зарубежные фирмы производят порошковую прово-
локу методом прокатки цельных трубок, заполненных шихтой. За
полнение достаточно длинных заготовок трубок шихтой выполня-
ют на специальных виброетендах. Методом прокатки можно полу-
чить порошковую проволоку малого диаметра, кроме того, в этом
случае нет необходимости в применении специальных мыльных
волочильных смазок. Оболочка проволоки не имеет стыка, она гер-
172
Таблица 35. Химический состав и твердость порошковой проволоки для наплавки
Марка Массовая доля элементов в наплавленном металле, % Твер- дость HRC3 Типичные объекты наплавки
с Мп Si Сг Мо V Прочие
ПП Нп-15Х13 0.13 0,6 0,8 13,0 — — — 38-48 Ролики МНЛЗ
IIII АН159 0,15 0,6 0,8 13,0 - — - 38-48 Ролики МНЛЗ
ПП-АН174 0,12 0,8 0,6 13,0 0,8 0,2 1,6 Ni 38 48 Ролики МНЛЗ
ПП-Нп-25Х5ФМС 0.25 0,6 1,0 5,0 1.0 0,4 - 48- 52 Прокат- ные валки, штампы
ПП Ни 35В9ХЗСФ 0,35 0.9 0,8 3,0 - 0,3 9,0 W 48- 52 Прокат- ные валки, штампы
ПП-АН148 0.8 0,4 0,4 12,0 2.0 2,5 3,5 Со; 1,5 W; 0,8 Ni 57-60 Штампы и штампо- вая осна- стка
ПП-АН192 1,5 0,4 0,4 5,0 - - 3,5 Ti 50-56 Рабочие органы с/х машин и т.п.
метична, что препятствует увлажнению шихты порошковой прово-
локи в процессе длительного хранения.
Порошковую проволоку могут использовать при тех же спосо-
бах плазменной наплавки, что и сплошную проволоку: при наплав-
ке плазменной дугой! с нейтральной присадочной проволокой,
двойной плазменной дугой с токовсдущей присадочной проволо-
кой, горячей проволокой, плавящимся электродом [18, 21, 28, 47,
48, 299].
13 табл. 35 приведены состав и назначение порошковой прово-
локи. разработанной в Институте электросварки им. Е. О. Патона,
которую применяют в различных отраслях промышленности.
173
4.2.4. Газы для плазменной наплавки
При плазменной наплавке рабочий газ должен обеспечивать на-
дежную защиту сварочной ванны и электрода от окисления, а так-
же способствовать устойчивому горению плазменной дуги. Кроме
того, при плазменно- порошковой наплавке газ используют в каче-
стве транспортирующего для подачи присадочного порошка в плаз-
мотрон и его последующего вдувания в плазменную дугу. Газовая
среда должна быть химически нейтральной по отношению к на-
плавляемому и основному металлам. В качестве рабочих газов при
наплавке (сварке) используют инертные газы (аргон, гелий), ак-
тивные газы (азот, водород) и смеси газов.
Таким образом, газовая среда при плазменной наплавке состоит
из трех потоков: плазмообразующего потока (обычно аргон), кото-
рый сжимает и стабилизирует дугу и защищает вольфрамовый эле-
ктрод от окисления; защитного — предохраняет от окисления сва-
рочную ванну (аргон, гелий, азот, смеси газов); транспортирующе-
го при плазменно-порошковой наплавке (аргон, гелий, азот, смеси
газов). Некоторые физические свойства газов используемых при
плазменной наплавке, приведены в табл. 36.
Наиболее широко для плазменной наплавки применяют аргон.
Он хорошо защищает сварочную ванну от окисления и обеспечи-
вает высокую устойчивость горения плазменной дуги Кроме того,
аргон обеспечивает относительно низкое напряжение возбуждения
дуги, что позволяет применять источники питания с напряжением
холостого хода до 80 В. По сравнению с этим при использовании
азота необходимы источники с напряжением холостого хода 160 В,
а при использовании водорода — 320 В.
Гелий, как и аргон — инертный газ, но существенно более легкий
(см. табл. 36). При наплавке его расход должен быть на 30 40%
больше расхода аргона. Его высокая теплоемкость и энтальпия
обусловливают более интенсивный нагрев зоны наплавки, что отра-
жается на проплавляющей способности дуги. На практике применя-
ют аргоно-гелиевые смеси (40% аргона '-60% гелия), которые лучше
защищают сварочную ванну, чем гелий. Поскольку гелий значи-
тельно дороже аргона, то его применение в чистом виде ограничено.
Активные газы (азот, водород) при наплавке используют, как
правило, в составе газовых смесей: 70 -80?о Аг+20 30% N2, 95%
Аг+5% И2 и др. В больших количествах использовать активные га-
зы нежелательно, так как известно [3, 148, 301 ], что добавки в аргон
двухатомных газов приводят к возрастанию напряженности элскг-
174
Таблица 36. Физические свойства некоторых инертных и активных газов |3. 9, 300-304]
Газ Молеку- лярная масса Темпера- тура плазмы, К Теплосо- держание плазмы, ккал/кг Потен- циал иониза- ции, В Расход энергии на нагрев газов, % Удельная теплоем- кость, кал/(г- °C)
Аргон 39,94 14700 4660 15,7 40 0,125
Гелий 4.00 20300 51060 24,5 48 1 25
Азот 28,00 7500 9930 14,5 60 0,248
Водород 2,01 5400 76600 13,5 80 3,4
рическото поля в столбе плазменной дуги и к увеличению тепловой
нагрузки на стенки сопла плазмотрона, а также снижают устойчи-
вость дугового разряда, затрудняют возбуждение дуги и повышают
вероятность образования так называемой «двойной дуги». Особен-
но возрастает напряжение дуги при использовании водорода, име-
ющего большую теплопроводность и теплоемкость (см. табл. 36).
При плазменно порошковой наплавке О1рицательный характер
этих явлений усугубляется сравнительно большой длиной дуги
от 20 до 30 мм, из которых около 15 мм приходится на внутрисоп-
ловую часть.
Замена аргона азотом отражается на проплавлении основного
металла и формировании наплавленных валиков. При равных зна-
чениях силы тока дуги прямого действия и расходе газа проплавле-
ние основного металла при наплавке в азоте существенно больше,
чем в аргоне. Это связано с большим теплосодержанием и более
высокой теплопроводностью азотной плазмы (см. табл. 36). Поэто-
му при наплавке в азоте сила тока дуги прямого действия должна
быть на 8-12% меньше, чем при наплавке в аргоне. Формирование
наплавленного металла при наплавке в азоте или аргоио- азотной
смеси хуже, чем при нашивке в чистом аргоне.
Использование в смесях большого количества активных газов
может также привести к их растворению в металле сварочной ван-
ны и последующему появлению пор в наплавленном металле [34,
300, 305].
По этим причинам в смесях с аргоном содержание водорода
ограничивают 5%. Небольшие добавки водорода существенно по-
вышают тепловые характеристики плазменной дуги. Использова-
ние таких смесей улучшает смачивание основного металла и обес-
печивает хорошее формирование наплавленного металла.
175
Глава 5. Технология и опыт
промышленного применения
различных способов
плазменной наплавки
5.1. Основные предпосылки для выбора
технологического процесса
Технология и техника наплавки должны при максимальной
производительности процесса обеспечить заданный химический
состав и структуру наплавленного металла, а также хорошее фор-
мирование наплавленного слоя. Химический состав и структура
наплавленного металла определяют эксплуатационные свойства
упрочненной детали, а при хорошем формировании наплавленного
слоя уменьшаются припуски и облегчается последующая механи-
ческая обработка деталей, улучшается качество наплавки.
Известно, что наибольший эффект наплавка дает в случае при-
менения высоколегированных сталей и сплавов с особыми свойст-
вами только для рабочего слоя детали, а прочностные свойства
обеспечиваются основным металлом, в качестве которого исполь-
зуют нелегированные или низколегированные низкоуглеродистые
конструкционные стали. Таким образом, в отличие от сварки, при
которой металл сварного шва по химическому составу, как прави-
ло. близок основному металлу, при наплавке состав и свойства ме-
талла наплавленного слоя в большинстве случаев существенно от-
личаются от состава и свойств основного металла, что зачастую ус-
ложняет технологию наплавки.
На химический состав наплавленного металла значительное
влияние оказывают параметры режима наплавки. Изменение этих
параметров влияет на долю основного металла в наплавленном и
на полноту протекания окислительно-восстановительных реакций
между расплавленным металлом и окружающей средой.
176
Если легирующий элемент не окисляется и не восстанавливает-
ся в процессе наплавки и поступает в сварочную ванну только из
электродного или присадочного материала, что характерно для
большинства способов плазменной наплавки, то его содержание в
1- м слое можно рассчитать по уравнению
<75>
где RH — содержание легирующего элемента в наплавленном метал-
ле; R3 — то же в электроде; у0 — доля основного металла в наплав-
ленном.
При Уо<0,1, что также характерно для большинства способов
плазменной наплавки, уже в первом слое содержание легирующего
элемента в наплавленном металле практически мало отличается от
его содержания в электродном (присадочном) материале. Это одно
из важнейших преимуществ плазменной наплавки.
В данном разделе рассматриваются основные особенности тех-
нологий различных способов плазменной наплавки, приведены
примеры применения этих технологий при наплавке различных де-
талей.
5.2. Технологии плазменной наплавки проволокой
(прутками)
5.2.1. Наплавка плазменной струей с токоведущей
присадочной проволокой
Принципиальная схема и основные особенности наплавки плаз-
менной струей с токоведущей присадочной проволокой рассмотре-
ны в разделе 1.2.1 (см. рис. 2, а). Вследствие того, что наплавка ве-
дется плазменной струей, проплавление основного металла мало и
доля основного металла, например, при наплавке меди и ее сплавов
на сталь в первом слое составляет всего 0,3 1,5% [1, 9, 36], а при на-
плавке хромоникелевых аустенитных сталей на стали перлитного
класса — 5-10% [9, 37].
На качество наплавки плазменной струей сильное влияние ока-
зывает подготовка поверхности изделия и присадочной проволоки
под наплавку. Перед наплавкой проволоку обычно подвергают хи-
мической очистке (травлению), а поверхность изделия механичес-
ки обрабатывают до /fe80-&40 и обезжиривают. Только при такой
подготовке могут быть обеспечены надежное смачивание твердого
12-7-1124
177
металла жидким и растекание металла сварочной ванны по поверх-
ности изделия [1].
По производительности (4 10 кг наплавленного металла в час)
наплавка плазменной струей с токоведущей проволокой сопоста-
вима с наплавкой под флюсом электродной проволокой. Коэффи-
циент наплавки составляет 25 30 г/(А-ч) [1].
Как уже отмечалось (см. раздел 1.2.1), наплавка плазменной
струей представляет собой как бы заливку поверхности изделия
жидким присадочным металлом. При наплавке сравнительно не-
больших деталей (валы диаметром до 100-150 мм. плоские детали
толщиной 30 50 мм) теплоты, переносимой присадочным метал-
лом. достаточно для обеспечения смачивания твердого металла
жидким и получения наплавленных деталей высокого качества [1]
При наплавке этим способом более массивных деталей возможны
несплавления.
Рекомендуемые режимы наплавки плазменной струей с токове-
дущей проволокой приведены в табл. 37. Для всех режимов опти-
мальное расстояние от торца плазмотрона до проволоки равно
5 8 мм; расстояние от проволоки до изделия устанавливают в пре-
делах 8-17 мм. Скорость наплавки выбирают равной скорости рас-
текания наплавляемого металла. Оптимальной считается такая ско-
рость наплавки, при которой капли присадочного металла попадают
в сварочную ванну на расстоянии 2-3 мм от ее переднего края. В за-
висимости от размеров изделия, ширины наплавленных валиков,
параметров режима и теплофпзических свойств основного и приса-
Таблица 37. Рекомендуемые режимы наплавки плазменной струей с токоведущей присадочной проволокой [1]
Размеры деталей, мм Режимы наплавки
Толщина Диаметр Сила тока, А Расход газа, л/мин Размах колебаний, мм Частота колебаний, мин~1
плазмооб- разующего защит- ного
5 8 - 140 170 2,5- 2,6 16-18 10-40 30 50
10 20 — 160 180 2,6-2,7 16-18 10 10 30 50
22 40 — 1У0 210 2.6 3,0 18-20 10 40 30 40
— 30- 40 140-150 2,5-26 16-18 10 30 40 50
— 50 70 160 190 2,5-2.6 18-20 10 30 35 50
— «0 100 190 210 2,6 2,7 18-20 10- 40 30 50
178
дочного металлов она составляет 3-12 м/ч. Наплавку рекомендуют
производить с поперечными колебаниями плазмотрона и присадоч-
ной проволоки. Размах колебаний обычно не превышает 50- 60 мм.
Частота колебаний находится в пределах 20 50 мип '[1-9].
Наплавка плазменной струей нашла практическое применение в
судовом машиностроении для нанесения антифрикционных и кор-
розионностойких сплавов. Наплавку различных валов, штоков,
поршней арматуры и других деталей выполняют медными сплава-
ми с применением присадочной проволоки сплошного сечения или
порошковой марок БрКМцЗ-1, БрАМц9-2, БрЛЖНМц
8,5-4-5 1,5, МНЖКТ 5 1-0,2-0,2, Ьр ОН8 3 и др. [1. 9. 306|.
Плазмообразующий и защитный газ— аргон. Перед наплавкой
алюминиевых бронз на поверхность изделия наносят тонкий слой
флюса 34--А [39].
Наплавка меди и ее сплавов на сталь вследствие значительной
разницы в температурах плавления, большой взаимной раствори-
мости и возможности встречной диффузии в системе Fe-Cu и не-
которых других причин имеет ряд особенностей, которые подробно
рассмотрены в работе [9].
Наплавка плазменной струей с токоведущей присадочной про-
волокой обеспечивает незначительное проплавление основного ме-
талла, поэтому в наплавленном металле содержание железа нахо-
дится на минимальном уровне (<1%). Опыт показывает, что такое
содержание железа не сказывается на свойствах однослойного на-
плавленного металла на основе меди [9].
Болес опасными могут быть так называемые проникновения ме-
ди в стать. Медь может проникать в сгаль по границам зерен, и уча-
стки границ зерен стали, с проникшей в них жидкой медью, можно
рассматривать как зародыши трещин [9]. Ширина и глубина таких
проникновений увеличиваются с ростом температуры нагрева
поверхности стали и длительности контактирования твердой и
жидкой фаз. В процессе остывания наплавленной детали под дей-
ствием растягивающих напряжений в местах таких проникновении
могут образовываться трещины
Для борьбы с проникновениями и образованием трещин при на-
плавке медных сплавов на сталь рекомендуют применять способы
наплавки, которые бы обеспечивали минимальный разогрев основ
ного металла и ограничивали время контактирования жидкой и
твердой фаз; использовать для наплавки медные сплавы, имеющие
минимальную скорость диффузии в стали, применять меры к сни-
12‘
179
Таблица 38. Механические свойства бронзы БрКМцЗ-1,
наплавленной различными способами на сталь <>9Г2 [9]
Марка Способ наплавки Механические свойства
а . МПа ав, МПа 8, % у, %
ПР-БрКМцЗ-1 Плазменной струей с токоведущей прово- локой 131 340 60,0 72,0
Аргонодуговая непла- вящимся электродом 218 368 21,0 28,8
Дуговая под флюсом 248 318 1.65 4.0
жению уровня растягивающих напряжений в наплавляемой стали;
производить наплавку подслоя, например никеля или некоторых
бронз, препятствующего диффузии меди в железо [9].
Необходимо отметить, что проникновения наиболее характерны
для оловянных бронз. При плазменной! наплавке бронз
ПР-БрКМц 3-1, ПР-БрАЖНМц 8.5-4-5-1,5 и некоторых других
на сталь проникновения практически не наблюдаются. Поэтому
при наплавке оловянных бронз на сталь с целью исключения таких
проникновений можно наплавлять промежуточные слои из бронз
ПР-БрКМц 3-1, ПР-БрАЖНМц 8,5-4-5 1,5 [9J.
Высокую эффективность наплавки плазменной струей с токове-
дущей проволокой подтверждают результаты механических испы
ганий бронзы БрКМцЗ-1, наплавленной различными способами
на сталь (табл. 38).
Этим же способом аустенитными проволоками Св-02Х19Н9,
Св-06Х19Н10Т наплавляют детали запорной арматуры судовых
трубопроводов [1. 9, 37] При наплавке аустенитных сталей на ста-
ли перлитного класса необходимо учитывать следующие особенно-
сти формирования соединения таких металлов:
изменение химического состава наплавленного металла в
участках, примыкающих к основному металлу, вследствие
значительных различий в их легировании:
« развитие в зоне сплавления хрупких кристаллизационных и
диффузионных прослоек переменного состава;
наличие больших остаточных напряжений в соединении
вследствие значительной разницы в коэффициентах термиче-
ского расширения соединяемых металлов.
180
Учитывая небольшое проплавление основного металла при на-
плавке плазменной струей с токоведущей проволокой, отрицатель-
ное воздействие двух первых факторов на свойства сварного соеди-
нения при этом способе наплавки удается свести к минимуму.
Используя вместо проволоки в качестве присадки литые прутки
или трубчатые электроды (ленточный релит), плазменной струей
можно наплавлять также износостойкие сплавы — стеллит, сор-
майт, релит и др. [297. 307]. Однако это менее надежно и удобно,
чем при наплавке с присадкой проволоки.
5.2.2. Наплавка плазменной дугой с нейтральной
присадочной проволокой
Принципиальная схема и основные особенности наплавки плаз-
менной дугой с нейтральной присадочной проволокой рассмотре-
ны в разделе 1.2.2 (см. рис. 2, 6). Наплавку можно производить
постоянным током прямой или обратной полярности. Проплавле-
ние основного металла при наплавке плазменной дугой прямой по-
лярности выше (у0®15%), чем при наплавке плазменной струей.
Однако при наплавке на обратной полярности эта характеристика
значительно меньше, а на умеренных значениях силы тока наплав-
ку плазменной дугой на обратной полярности можно вести практи
чески без расплавления основною ме-
талла [46].
Зависимость производительности
плавления нейтральной присадки от
силы тока и других параметров режима
при наплавке плазменной дугой пря-
мой и обратной полярности в различ-
ных точках показана на рис. 97 99. При
Ри<. 97. Зависимость массовой
скорости плавления присадочного
материала от тока [43] (плазмообра
зующий и защитный газ - аргон,
обратная полярность): 1,2 — бронза
Бр АМц 9 2, диаметр 2 мм; 3 - сталь
OX 18Н10МЗ, диаметр 2 мм; 4 — медь
М1, диаметр 2 мм. 5 — медь М1,
диаметр 6 мм; 6 — медь М1,. leuma
О,Зя. 10 ми (1-2 — плавление проволоки
в точках А, В; 3-6 — в точке Б)
181
Pur. 98. Зависимость массовой скорости плавления (а)
и коэффициента расплавления (б) присадочной порошковой
проволоки 11П - 4Х4В10Ю от силы тока (1), диаметра проволоки (2),
диаметра (3) и длины (4) канала сопла (плазмообразующий
газ - аргон, защитный газ - азот; обратная полярность) [41J
силе тока 300 500 А массовая скорость плавления присадочной
проволоки достигает 6-9 кг/ч. Однако на практике производитель
ность наплавки по этой схеме значительно ниже, так как с повыше-
нием силы тока недопустимо увеличивается проплавление основ
ного металла. Например, наплавку стеллита дугой прямой поляр-
ности с присадкой порошковой проволоки диаметром 2,4 и 3,2 мм
рекомендуют вести при силе тока соответствен но 80-150 и
120-170 А. При этом производительность наплавки составляет
1.4- 2,5 кг/ч, доля основного металла в первом слое уг)==15% [44]. По
данным [45], производительность наплавки стеллита плазменной
дугой обратной полярности примерно такая же — около 1,8 кг/ч
при силе тока 200 220 А, но проплавление основного металла зна-
чительно меньше (у0<5%).
При умеренных значениях силы тока наплавку плазменной ду-
гой обратной полярности можно вести практически без расплавле-
ния основного металла, что объясняется более равномерным по
сравнению с дугой прямой полярности распределением теплового
потока в изделие (рис. 100), меньшим давлением дуги (рис. 101) и
более благоприятными условиями для смачивания металлом сва
рочной ванны поверхности основного металла.
Характерные детали, наплавляемые этим способом, — клапаны
и седла клапанов двигателей внутреннего сгорания [22. 23], детали
182
трубопроводной арматуры для воды, пара и газа [25, 26, 300]. ножи
для резки металла [299], прокатные ватки [299, 308], штампы [28,
2991, шнеки [46], замки
и муфты бурильных
труб [87, 309], лаби-
ринтные уплотнения
авиационных турбин
[20] и др.
В Западной Европе
и США преимущест-
венное распростране-
ние получила наплавка
плазменной дугой пря-
мой полярности, в Япо-
нии - обратной. В стра-
нах СНГ применяют
оба варианта наплавки,
но пока в небольших
объемах, что связано, в
частности, с отсутстви-
ем серийного оборудо-
вания для этого способа
наплавки.
Наплавку рассмат-
риваемым способом
можно выполнять так-
же вручную. В этом
случае процесс наплав-
ки по технике аналоги-
чен ручной ацетиле-
но-кислородной и, осо-
бенно, аргонодуговой
наплавке. Преимущест-
вами ручной плазмен-
ной наплавки перед
ацетилено-кислород-
ной являются большая
производительность и
лучшее качество. По
сравнению с аргоноду-
Рис. 99. Зависимость массовой скорости
плавления (1) и коэффициента
расплавления (2) проволоки Св -08Г2С,
диаметром 2 мм плазменной дугой
прямой полярности в СО2 [44]
Рис. 100. Внешний вид дуги (вверху)
и измеренное с помощью секционного
калориметра распределение энергии
в пятне нагрева (внизу) при прямой (а)
и обратной (б) полярности [47]
183
Рис. 101. Распределение давления
по пятну нагрева плазменной дуги прямой
(слева) и обратной (справа) полярности
при различной силе тока [47]
говой наплавкой луч-
шие результаты дости-
гаются за счет большей
стабильности процесса,
обусловленной, в част-
ности, весьма малой
чувствительностью
плазменной дуги к ха-
рактерным для ручной
наплавки колебаниям
длины дугового проме-
жутка.
Ручную плазменную
наплавку с присадкой
литых прутков стеллита
применяют при изго-
товлении сравнительно
небольших деталей тру-
бопроводной арматуры
[25, 26]. Ее рекоменду-
ют также для ремонта
деталей авиационной
техники [27].
Для ремонта мелких прецизионных вырубных штампов, кото-
рые широко используют в приборостроении, радио- и электротех-
нической промышленности, весьма эффективной оказалась ручная
микроплазменная наплавка [28]. Для наплавки используют серий-
ные установки для микроплазменной сварки МПУ-4; присадоч-
ный материал — порошковая проволока ПП-АН148 диметром
1,6-2,0 мм. Наплавку выполняют на постоянном токе обратной
полярности при силе тока дуги 25-30 А, напряжением до 40 В.
Благодаря малому термическому воздействию микроплазменной
дуги на основной металл восстановленные штампы из закаленной
стали Х12 сохраняют свою твердость, не нуждаются в последую-
щей высокотемпературной термообработке и требуют минималь-
ных затрат на механическую обработку.
Другим примером прецизионной наплавки, выполняемой с по-
мощью микроплазменной дуги, но не вручную, а механизирован-
ным способом, является восстановление лабиринтных уплотнений
авиационных турбин [20]. Наплавку выполняют в импульсном ре-
184
жиме: минимальные значения силы тока 2-5 А, максимальные —
7-15 А, частота импульсов 10-50 Гц. Основной металл — сплав
TiA16V4, присадочный материал — проволока диаметром
0,4-0,6 мм такого же состава или из сплавов типа
НХ20К13М4ТЗЮР и Н50Х20Б5МЗ.
5.2.3. Плазменная наплавка двойной дугой
с токоведущей присадочной проволокой
Принципиальная схема и основные особенности наплавки двой-
ной плазменной дугой с токоведущей присадочной проволокой
рассмотрены в разделе 1.2.3 (см. рис. 2, в).
Максимальная производительность наплавки этим способом
определяется двумя факторами. Во-первых, силу тока дуги элект-
род-изделие /д можно увеличивать только до определенного значе-
ния, при котором проплавление основного металла имеет еще до-
пустимую величину. Во-вторых, сила тока дуги электрод-прово-
лока /пр, который, в основном, определяет скорость плавления при-
садочного материала, ограничивается условием устойчивости двух-
дугового процесса наплавки: при больших значениях 1 р вследст-
вие магнитного дутья дуга электрод-изделие сильно отклоняется в
сторону (по ходу подачи проволоки) или обрывается.
Согласно [50], процесс наплавки устойчив при условии, если
/пр//< 1; при /пр//>2 происходит обрыв дуги электрод-изделие (на-
плавка в СО2, полярность прямая). По данным [51], допустимое
значение силы тока в проволоке в зависимости от силы тока дуги
электрод-изделие определяется соотношением:
/„р-0,2667+90. (76)
С учетом указанных ограничений максимальная производи-
тельность наплавки двойной плазменной дугой меди составляет
10 кг/ч [51].
Практическое применение находит наплавка двойной плазмен-
ной дугой обратной полярности в аргоне. Характерные режимы на-
плавки приведены в табл. 39. Для всех режимов скорость наплавки
в зависимости от размеров изделия и размаха колебаний плазмо-
трона составляет 2-10 м/ч, расход плазмообразующего газа равен
2,0-3,5 л/мин, защитного — 15 -20 л/мин 11,48].
Наплавляемые изделия — преимущественно детали судового
машиностроения. В частности, в серийном производстве наплавля-
ют бронзой БрАМц 9-2 поршни диаметром 60-160 мм из стали
40Х [1, 51, 294, 295]. Успешно применяется также наплавка цилин-
185
Таблица 39. Рекомендуемые режимы наплавки двойной плазменной дугой обратной полярности [1 ]
Размер деталей, мм Сила тока дуги, мм Ра.шах колеба- ний, мм Частота колебаний, мин~1
толщина диаметр электрод изделие электрод - проволока
8-20 — 100 -140 90 150 10- 60 20 40
22 40 — 140-180 140 170 10 60 20-40
50 100 — 180 -220 170 220 10-60 20- 40
— 500- 100 100-200 90-150 10-30 20-30
— 100 200 140-220 140 200 10-30 25 40
- 200- 500 180 -220 160-220 10-30 25 -40
дричсских деталей из стали 35 проволокой Св-04Х19Н11 М3 11].
Имеется опыт наплавки стального вала диаметром 20U мм с длиной
наплавляемого участка около 3 м бронзой БрОН8 3 с подслоем из
бронзы БрКМцЗ-1; общая масса наплавленного металла около
500 кг [ 11
Большой практический интерес представляет применение двой-
ной плазменной дуги обратной полярности для восстановительной
наплавки поршней двигателей внутреннего сгорания и других де-
талей из алюминиевых сплавов [310, 311].
5.2.4. Наплавка комбинированной плазменной
дугой с присадкой двух проволок
Принципиальная схема и основные особенности наплавки ком
бинированной плазменной дугой с присадкой двух проволок рас-
смотрены в разделе 1.2.4 (см. рис. 5). Благодаря применению двух
присадочных проволок, подаваемых в столб плазменной дуги пря-
мого действия этот способ наплавки обеспечивает в сравнении с
другими способами плазменной наплавки достаточно высокую
производительность наплавки — до 30 кг/ч. Учитывая, что наплав-
ка ведется плазменной дугой прямого действия, при небольших
скоростях подачи проволоки возможно увеличение проплавления
основного металла. Соответственно увеличивается разбавление на-
плавленного металла основным.
Толщину наплавленного слоя можно регулировать в пределах
3- 8 мм независимо от производительности наплавки. Наплавку
ведут с поперечными колебаниями наплавочной головки (размах
колебаний до 70 мм).
186
Практическое применение, хотя и в небольшом объеме, этот
способ наплавки нашел в атомном и химическом машиностроении
[30, 52, 53, 312, 313]. Например, трубные доски теплообменников
диаметром 1000 2000 мм и толщиной 120- 380 мм наплавляли про-
волокой диаметром 1,6 мм из хромоникелевых сталей типа Х21Н11
и Х20Н10 или никелевых сплавов с производительностью 16 кг/ч.
При наплавке сталью типа Х20Н10 направляющих регулировоч-
ных стержней ВВР. несмотря на малый диаметр деталей
(100- 200 мм), производительность составляла 12 кг/ч.
5.2.5. Наплавка плазменной дугой горячими
проволоками
Принципиальная схема и основные особенности плазменной
наплавки горячими проволоками рассмотрены в разделе 1.2.5 (см.
рис 6). Наплавку выполняют двумя присадочными проволоками
подключенными к автономному источнику тока. Проволоки пода-
ются в сварочную ванну, создаваемую мощной плазменной дугой.
Силу тока, скорость подачи проволок и расстояние от токоподво-
дящих мундштуков до поверхности сварочной ванны, т.е. длину на-
греваемых участков проволок, выбирают такими, чтобы проволоки
нагревались проходящим током почти до температуры плавления,
в результате чего резко повышается производительность наплавки.
Проволоки плавятся в сварочной ванне без образования дуги. На
практике длина нагреваемых участков проволок составляет
85-100 мм [55]: свободный вылет проволок, благодаря примене-
нию керамических направляющих, значительно меньше и по дан-
ным 118] составляет 35-40 мм.
Плазмообразующий газ — гелиево-аргопная смесь, содержащая
50 75% гелия, расход — 22- 40 л/мин Защитный газ — аргон или
аргоноводородная смесь с 6,5-15% гелия, расход — 30- 40 л/мин. До
30 л/мин защитного газа подается в водоохлаждаемую насадку раз-
мерами в плане 150х 100 мм, которая полностью охватывает плазмо-
трон и мундштуки и улучшает защиту зоны наплавки [55- 57].
Наплавку выполняют, как правило, с поперечными колебания-
ми плазмотрона. При этом ширина наплавленного валика достига-
ет 60 65 мм. При наплавке без колебаний валик имеет ширину
18 20 мм Высота наплавленных валиков 3 -6 мм.
Производительность плазменной наплавки горячими проволо-
ками достигает 27 кг/ч [6. 18. 55, 56, 58]. Доля основного металла в
наплавленном уц на практике составляет 5-15%. При уи<5% не все-
гда удается избежать несплавленпй [55].
187
Таблица 40- Типичные режимы плазменной наплавки горячими проволоками [6|
Проволока Диаметр проволо- ки, мм Сила тока дуги, А Токе проводи- кал, А Толщина наплав- ленного слоя, мм Произво- дитель- ность, кг/ч Доля основного металла, %
04Х20Н11 1,6 610 500 4,8 27 7,5
1,6 510 500 6.0 27 2,0
2,4 560 500 5,5 27 5.0
1X13 1.6 420 340 6,7 25 1.0
Никель 1,6 520 250 5,5 18 6,0
Инконель 1.6 250 540 3.2 18 5,0
Типичные режимы плазменной наплавки горячими проволо-
ками приведены в табл. 40.
Наплавляемые детали — фланцы крупных сосудов высокого
давления, трубные доски теплообменников, детали химических ап-
паратов, элементы корпусов реакторов и оборудования первого
контура атомных электростанций [18, 55, 56, 58. 59, 108. 312, 314]
5.2.6. Плазменная наплавка плавящимся электродом
Принципиальные схемы и основные особенности плазменной
наплавки плавящимся электродом рассмотрены в разделе 1.2.6
(см. рис. 7). В этом разделе указывалось, что плазменную наплавку
плавящимся электродом следует вести на режимах, обеспечиваю-
щих вращательно-струйный перенос металла. В этом случае про-
плавление основного металла минимально, а наплавляемый металл
равномерно распределяется по поверхности изделия, что приводит
к получению широких (до 40 мм) плоских валиков с малым про-
плавлением основного металла.
Для обеспечения стабильности процесса плазменной наплавки
плавящимся электродом необходима проволока высокого качества,
с ровной, чистой поверхностью и малыми допусками на диаметр.
Ресурс работы плазмотронов для плазменной наплавки плавя-
щимся электродом в значительной мере зависит от токовых нагру-
зок. Например, при наплавке стальной проволокой 20Х17МГ диа-
метром 1,2 мм, гок плазмы /=155 А и силе тока плавящегося элект-
рода 7пр=310 А с производительностью 12 кг/ч замену сопла, слу-
жившего анодом плазменной дуги, производили после расхода
200 кг проволоки. За это время токоподводящая 1рафитовая встав-
188
ка мундштука была заменена три раза (62]. Последние модели
плазмотронов этого типа рассчитаны на /=310 А и /п =51)0 А при
ПВ-100%.
Производительность наплавки возрастает с увеличением силы
тока и при / =500 А и вылете 65 мм составляет около 34 кг/ч
(рис. 102). При этом коэффициент расплавления равен
67,8 г/(А ч), если учитывать только силу тока дуги плавящегося
электрода, или 56,4 г/(А ч), если учитывать суммарную силу тока
обеих дуг. Для дуговой сварки (наплавки) он не превышает
28,2 г/(А-ч).
С увеличением силы
тока плазменной дуги I
увеличивается ширина
наплавленного валика
В, глубина проплавле-
ния основного металла
h изменяется в меньшей
степени (рис. 103).
В качестве плазмо-
образующего газа при
наплавке плавящимся
электродом в большин-
стве случаев использу-
ют аргон. Для защиты
сварочной ванны при-
меняют, в зависимости
от состава электродной
проволоки и основного
металла, аргон и его
смеси с кислородом, уг-
лекислым газом, гели-
ем, азотом или водоро-
дом, а также углекис-
лый газ.
В промышленных
условиях плазменную
наплавку плавящимся
электродом применяют
Для нанесения износо-
стойких и антикоррози-
Рис. 102. Зависимость скорости
плавления проволоки G от тока /пр
при различном вычете: 1 — дуговая
сварка плавящимся электродом в СО2;
2 — плазменная сварка плавящимся
электродом [61]
Рис. 103. Влияние тика плазменной дуги
на ширину валика В (1) и глубину
проплавления h (2) при наплавке
плавящимся электродом диаметром
2 мм, вылет 40 леи [61 ]
189
Таблица 41. Влияние силы тока плавящегося электрода
на производительность наплавки и долю основного металла
в первом слое |315]
Диаметр проволо- ки, мм Тип дуги Сила тока пла- вящегося элек- трода, Л Произвоаи- телъностъ, кг/ч Доля основного металла, %
1,2 Струйная 150 6,7 5,9
Коническая 200 9.0 4,9
Вращающаяся 250 10,2 4,3
300 17.4 6.3
340 20.0 5,9
1,6 Струйная 250 7,5 5,0
300 8,0 13,0
Коническая 350 10,0 18,8
Вращающаяся 410 13.0 11.0
онных сталей и сплавов. Эффективной оказалась наплавка сплавом
инконель 625 шарнирных соединений трубопроводов для слива
нефти из танкеров [315].
В табл. 41 приведены данные о влиянии тока и формы дуги
плавящегося электрода на производительность наплавки этим
сплавом и па разбавление наплавленного металла основным. Из
технологических и конструктивных соображений на практике при-
меняют наплавку проволокой диаметром 1,6 мм в два и пять слоев
с производительность от 10 до 20 кг/ч в зависимости от ширины
наплавляемых валиков (30 -60 мм).
Хорошие результаты получены, например, при плазменной на-
плавке плавящимся электродом полых роликов установок непре-
рывной разливки стали [64, 316]. Направляющие и правильные ро-
лики диаметром соответственно 150 350 и 600 мм наплавляют по-
рошковой проволокой диаметром 1,6 мм типа 20Х17М1Г с произ-
водительностью 9-10 и 22-23 кг/ч.
В работах [317, 318] сообщается об опытах по плазменной на-
плавке плавящимся электродом меди и ее сплавов на сталь, а также
о наплавке нержавеющей стали на медные фурмы доменных печей.
190
5.3. Технологии плазменной наплавки
по неподвижной присадке
5.3Л. Плазменная наплавка с применением
компактной присадки в виде колец и пластин
Принципиальная схема и основные особенности плазменной
наплавки с применением компактной присадки рассмотрены в раз-
деле 1.3.1. Примером может служить способ плазменной наплавки
выпускных клапанов автомобильных двигателей [13]. В течение
многих лет его успешно применяли при изготовлении клапанов
двигателей легковых и грузовых автомобилей.
Клапан с уложенным в разделку присадочным кольцом устанав-
ливают в патроне наплавочного станка вертикально (см. рис. 9).
Присадочное кольцо расплавляется плазмотроном, расположен-
ным под углом 45° к оси клапана; при этом на рабочей фаске клапа-
на получается слой жаропрочного коррозионностойкого сплава. На
рис. 104 приведен внешний вид кольца и заготовки клапана, а так-
же наплавленный и готовый клапаны. Чтобы предотвратить про-
жог кромки, снизу к тарелке клапана поджимается медная водоох-
лаждаемая подкладка.
Для клапанов автомобиля ЗИЛ 130 применяют следующий ре-
жим наплавки: сила тока 200-220 А, напряжение 22-24 В, скорость
Рис. 104 Внешний
вид присадочною
кольца (1),
заготовки
клапана (2) и
заготовки
клапана с
кольцом пере.О
наплавкой (3), а
также
наплавленного (4)
и готового (5)
клапанов
191
наплавки 23 м/ч, расход плазмообразующего газа (аргон) 1 л/мин,
расход транспортирующего газа 5 л/мин. При этом доля основного
металла в наплавленном слое составляет около 20%, что учтено при
выборе состава присадочных колец [206, 207). В начале и конце
процесса наплавки силу тока дуги изменяют по определенной про-
грамме, благодаря чему исключается образование дефектов в месте
возбуждения дуги и обеспечивается безупречное замыкание коль-
цевого валика.
Опыт наплавки клапанов дает основания полагать, что специ-
альные присадочные материалы (кольца, диски, пластины и т.п.),
изготовленные по форме наплавляемого участка детали, могут
быть успешно применены для наплавки других массовых деталей,
например, золотников арматуры малых диаметров.
В работе [319] показана возможность плазменной наплавки бил
угледробильных мельниц с применением в качестве присадки ли-
тых пластин размером 100x100x22 мм из сплава типа
УЗОХ28Г8НЗСЗ и небольшого количества порошкообразной ших-
ты, служащей для улучшения качества наплавленного металла.
Наплавку осуществляли в водоохлаждаемом кокиле плазмотроном
типа ВПР-9 с циркониевым катодом. Наплавленный металл содер-
жал 0,35-0,47% азота, поглощенного в процессе наплавки.
5.3.2. Наплавка плазменной струей по слою пасты
Основные особенности плазменной наплавки по слою пасты
рассмотрены в разделе 1.3.2. Этим способом с использованием пас-
ты ЦИС 218 наплавляли пластины размером 500x200x6 мм, кото-
рые применяют для облицовки быстроизнашивающихся поверхно-
стей роторных экскаваторов [67, 68].
Наплавку выполняют в специальном приспособлении, которое
уменьшает коробление пластин и предотвращает стекание жидкого
металла с наплавляемой поверхности. Присадкой служат три поло-
ски шириной 65 мм и толщиной 8 мм, приготовленные из пасты
ЦИС 218 экструдирован нем. Наплавку производят с колебаниями
плазмотрона на всю ширину пластины (200 мм). Режим наплавки:
сила тока 500-550 А, напряжение 40-45 В, скорость колебательно-
го движения плазмотрона 48 м/ч, скорость продольного перемеще-
ния аппарата 1,25 м/ч, расход плазмообразующего газа (аргона)
6 л/мин. Так как в состав пасты вводят небольшое количество
флюса, то защитный газ не применяют. Плазмотрон снабжен теп-
лоизоляцией, предохраняющей его от нагрева теплотой наплавляе-
мой детали.
192
При расплавлении пасты ЦИС 218 плазменной дугой, по срав-
нению с дугой графитового элетрода, уменьшаются деформации
изделия, улучшается качество наплавленного металла, повышается
производительность и облегчаются условия труда [671.
Плазменную наплавку с использованием пасты ЦИС 770 вы-
полняют под флюсом [69, 70]. При толщине слоя флюса 8-10 мм
сварочная ванна покрывается жидким шлаком, что улучшает усло-
вия ее дегазации, наплавленный металл получается плотным. При
газовой защите сварочной ванны не удается надежно предотвра-
тить образование пор вследствие высокой вязкости и быстрого за-
твердевания металлического расплава.
5.3.3. Плазменная наплавка по слою гранулированной
присадки (крупки)
При плазменной наплавке с применением пасты много времени
занимают подготовительные операции: приготовление пасты, нане-
сение ее на поверхность изделия, сушка. Этого недостатка лишена
плазменная наплавка по слою гранулированной присадки [71].
Принципиальная схема и особенности плазменной наплавки по
слою гранулированной присадки рассмотрены в разделе 1.3.3
(см. рис. 10).
Рис. 105. Доля
основного
металла в
наплавленном
слое у0 в
зависимости от
силы тока I,
толщины слоя
крупки 8 и
расхода
плазмообра-
зующего
газа —
7 2 3 4 О.плД/мин ар™на
' Условия
наплавки: первый опыт: I — переменный, 5=3мм, qnl=1,5л/мин;
второй опыт: I — 160 А;5= переменный; qan=1,5л/мин; третий
опыт: I — 160 А; 5-3 мм; q - переменный. Во всех опытах
скорость перемещения плазмотрона — 50 м/ч; шаг — 3 мм; расход
защитного газа — 12 л/мин
13-7-1124
193
Размеры валиков, глубина проплавления основного металла
производительность и другие показатели этого процесса можно ре-
гулировать в широких пределах. Максимальная ширина наплавля-
емого валика определяется конструкцией аппарата, его высота —
мощностью плазмотрона. При силе тока 250-300 А за один проход
можно наплавить слой толщиной 5 -6 мм.
Производительность наплавки по слою крупки составляет
6 -8 кг/ч при силе тока 250 300 А и может быть значительно повы-
шена при использовании более мощных плазмотронов.
Доля основного металла в наплавленном слое определяется пре-
имущественно силой тока дуги и толщиной слоя крупки (рис. 105).
Несколько меньше сказывается расход плазмообразующего га-
за. Для получения падежного сплавления наплавленного металла с
поверхностью изделия рекомендуют применять режимы наплавки,
при которых у9=8-12%.
С распространением плазменно-порошковой наплавки этот спо-
соб наплавки в промышленности практически применяется мало.
5.3.4. Центробежная плазменная наплавка
Принципиальная схема и особенности центробежной плазмен-
ной наплавки рассмотрены в разделе 1.3.4 (см. рис. 11).
Основными параметрами режима центробежной плазменной
наплавки являются число оборотов детали, сила тока дуги, ско-
рость наплавки (скорость продольного перемещения плазмотрона)
и расход плазмообразующего газа qlul.
Решающее значение имеет при этом значение центробежного
ускорения, которое испытывают присадочный порошок и металл
сварочной ванны. Согласно экспериментальным данным, оно
должно примерно в 50 раз превышать ускорение силы тяжести. ()т
сюда рекомендуемое число оборотов наплавляемой детали:
77=212//Я об/мин, (77)
где R — внутренний радиус втулки, м.
Центробежным способом можно наплавлять слои толщиной <>i
0,5 до 4 мм с хорошим качеством поверхности и минимальными
припусками на обработку (рис. 106, а, б). При силе тока дуги
400 450 А производительность наплавки дост игает 12 кг/ч |3201.
Наплавка выполняется без флюса, в аргоне или другом ..>м
газе. В качестве присадочного материала хорошо зарекомендовали
себя распыленные порошки сплавов Ni -Cr Si В, Со ( г W < .
Fe-Cr -С В и других с размером частиц 100 250 мкм.
194
Рис. 106. Поперечный (а) и продольный (б) макрошлифы втулки
диаметром 90 мм, наплавленной центробежным плазменным способом
Таблица 42. Типичные режимы центробежной плазменной наплавки гильз экструдеров
Ннутренний диаметр за- готовки, мм Внутренний диаметр на- плавленной гильзы, мм Режимы наплавки
Сила тока наплавки, Л Скорость вращения, об/мин Скорость пере- мещения плаз- мотрона, мм/об Количество плазмотро- нов, шт.
66 63 300 1250 0,033 1
93 90 450 1000 0.042 1
юз 160 450x2 630 0,079 2
I;шпине силы тока, скорости наплавки и толщины иаплавлсн-
....... тга долю в нем основного металла показано на
/не 107 108 (наплавка втулки с внутренним диаметром 90 мм и
• irniiiioii стенки 8 мм; присадочный материал порошок
III ( I’.; ГОСТ21448 75; плазмообразующий и защитный газ—
ipoui) |3211. Центробежная плазменная наплавка обеспечивает
। п.к шачсния у0 в довольно широком диапазоне режимов, что
к in. к.окподля практики.
I инн..с режимы центробежной плазменной наплавки цилин-
......-на деталей гильз экструдеров, приведены в табл. 42.
При in n।робежной наплавке внутренних цилиндрических по-
....... большой протяженности контроль за процессом на-
ма (атрудися. В этом случае эффективность управле-
। । i p...... достигается за счет строгого соблюдения вы-
......... наплавки, обеспечивающих оптимальное тепловое
iipiii ayio’iiioro материала и наплавляемого изделия.
195
Рис. 107. Зависимость доли
основном металла у0 от скорости
наплавки v при толщине
наплавленном слоя 8И= 2мм и силе
тока наплавки I - 400 (кривая 1)
и 500 А (кривая 2)
1,С /,5 2,0 2,5 8н.мм
Рис. 108. Зависимость доли основного
металла у0 от толщины
наплавленного слоя 8Н при силе
тока 1=400 А и скорости наплавки
v„-2,3 (кривая 1) и 1,8 м/ч (кривая 2)
Поскольку наплавлен-
ный металл формируется в
условиях действия значи-
тельных центробежных
сил, то по высоте наплав-
ленного слоя иногда на-
блюдается структурная не-
однородность, обусловлен-
ная ликвацией упрочняю
щих фаз. Например, в
сплаве НХ17СР4, наплав
ленном центробежным
способом, выявлены две
зоны: эвтектическая протя-
женностью 0,3 -0,4 мм
вблизи границы сплавле-
ния и заэвтектическая с
карбидами хрома ближе к
поверхности наплавленно-
го слоя. Однако при этом
существенной разницы в
износостойкости верхних
и нижних слоев наплав-
ленного металла не наблю
дается. При наплавке
Fe-Cr Мо-С-сплавов
структурная неоднород-
ность вообще отсутствует.
Эффективность приме
нения центробежной плаз-
менной наплавки под-
тверждена положительным
опытом эксплуатации па
плавленных гильз экстру-
деров втулок буровых на
сосов У8 -6М, УНБТ 950
и др. Стойкость втулок, наплавленных порошком 1111 АП2, но
сравнению с втулками из стали 70 (закалка ТВЧ) выше в 2 3 раз:
196
5.3.5. Микроплазменное оплавление напыленного
покрытия
Микроплазменную дугу применяют для оплавления предвари-
тельно нанесенных покрытий для придания им плотности и повы-
шения прочности сцепления с основным металлом. Оплавление
можно выполнять механизированным способом или вручную с по-
перечными колебаниями микроплазменной горелки. Типичный ре-
жим механизированной наплавки: сила тока дуги 15 А, напряжение
25 В, скорость наплавки 3,5 м/ч, частота колебаний 52 мин-1, раз-
мах колебаний 6,5 мм, расход плазмообразующего газа (аргон)
0,2 л/мин, расход защитного газа (аргон+азот) 2 л/мин.
Микроплазмеиная дуга позволяет строго контролировать про-
плавление основного металла и поддерживать его долю в наплав-
ленном слое в пределах 5-10%. Зона термического влияния не пре-
вышает 1-2 мм.
Па практике этот процесс применяли для повышения эрозион-
ной стойкости лопаток судовых турбин. Материал лопаток — тер-
мически упрочненная сталь типа 10X13 или 20X13. Наплавленный
металл — сплав типа У50Х40Р5 или ХН80СРЗ.
5.4. Технология плазменно -порошковой наплавки
< )6ласти применения рассматриваемого способа наплавки опре-
и i iioich следующими его особенностями:
использованием в качестве присадочного материала порош-
ков, что даст возможность механизировать наплавку износо-
। loi'iKiix, жаропрочных и других высоколегированных спла-
вов ni которых сложно или невозможно изготовить элек-
। родную проволоку;
малым проплавлением основного металла, что позволяет по-
лучи । в уже в первом слое, независимо от его толщины, требу-
। Mi.iii <остав наплавленного металла и отказаться во многих
। iv'iaax от многослойной наплавки; благодаря этому сокра-
...я расход наплавочных материалов и время наплавки;
। in.... формированием наплавленных валиков, стабильно-
।.." и хорошей воспроизводимостью их размеров, в результа-
...о сокращаются затраты на механическую обработку па-
и Ын н-ниых деталей; малые припуски на обработку — это гак-
... и па путей жопомии наплавочных материалов,
197
возможностью изменять в широких пределах параметры ре-
жима, многие из них независимо друг от друга, что придает
процессу плазменной наплавки большую гибкость и позволя-
ет наплавлять как небольшие детали, на которые нужно нане-
сти всего несколько грамм сплава, так и крупные изделия, на
которых масса наплавленного металла может составлять де-
сятки килограммов;
легкостью автоматизации процесса наплавки.
5.4.1. Технологические параметры и особенности
технологии плазменно-порошковой наплавки
В общем случае процесс плазменно-порошковой наплавки
(ППТТ) характеризуется следующими технологическими парамет-
рами: силой тока дуги I, напряжением U, скоростью наплавки vn,
амплитудой колебаний плазмотрона Л, частотой колебаний плаз-
мотрона /, грануляцией порошка d, массовой скоростью подачи по-
рошка Gn, плазмообразующим, транспортирующим и защитным га-
зами к их расходом соответственно <7ПЛ, <?тр, <?3, расстоянием от
плазмотрона до изделия h, диаметром внутреннего с/Ви и наружного
сопел плазмотрона, <7Н, температурой подогрева наплавляемой де-
тал” ^ов-
Одним из важнейших достоинств плазменно порошковой на-
плавки является возможность обеспечения весьма малого проплав-
ления основного металла, что уже отмечалась в первых публикаци-
ях по плазменно -порошковой наплавке [14, 15, 71, 95].
Авторами [3221 были проведены исследования зависимости ве-
личины проплавления основного металла от наиболее важных па-
раметров режима. Помимо чисто прикладного значения, эти опыты
позволили лучше понять механизм образования наплавленного
слоя при плазменно-порошковой наплавке.
Сим тока дуги прямого действия I оказывает наибольшее вли-
яние на долю основного металла в наплавленном (рис. 109). Это
особенно заметно при наплавке с малой массовой скоростью пода
чи порошка (до 2 кг/ч). При повышении скорости подачи порошка
оно проявляется в меньшей степени - диапазон силы тока, обеспе
чивающей допустимое проплавление основного металла, расшнря-
ется. Диапазон силы тока при наплавке Ni Cr-Si В-сплава па
низкоуглеродистую сталь, при котором величина у0 находится и
пределах 2 10?6, приведен на рис. 110.
Ток косвенной дуги I практически не влияет па проплавление
основного металла, что хорошо согласуется с результатами канорн
198
метрических иссле-
дований. Замечено,
однако, что при
слишком малой 1К
снижается стабиль-
ность работы плаз-
мотрона. При боль-
ших значениях 7К
сильно возрастает
тепловая нагрузка на
плазмообразующее
сопло. С этой точки
зрения существует
некоторое оптималь-
ное значение силы
тока косвенной дуги,
равное 70 -100 Л.
С увеличением
расхода плазмообра-
чрощего газа qn1
юля основного ме-
нтила у0 в наплав-
ii ином увеличивает-
1Я (рис 111). Влия-
п|'< с/, па ироплав-
iriiiK1 основного ме-
ню ча связано глав
ни образом с дав-
ипнем плазменной
и па сварочную
Пино hik как эф-
Рис. 109. Зависимость доли основного
металла уй « наплавленном от силы тока
дуги прямого действия 1п при различной
производительности наплавки
Рис. 110. Диапазон значений силы тока
дуги прямого действия 7„. при которых
доля основного металла в наплавленном
слое находится в пределах 2-10%
ф. . Hinn in тепловая мощность дуги при изменении д1]Л в исследо-
।hiых пределах изменяется всего на 10 15% [322]. В то же время
..........потоков плазмы в дуге увеличивается более чем в два раза
и м । не 23). Очевидно, что расход плазмообразующего газа при
......пи.е должен поддерживаться по возможности малым. Его зна-
п ние ni.ioiipaioi из условий обеспечения устойчивости горения ду-
..... п.пости процесса наплавки. На практике =1-2 л/мин.
II. о id iii/hihi портирующего газа q в пределах 4- -9 л/мин влияет
....... о< пивного металла в наплавленном валике у0 аналогично
199
Рис. 112. Зависимость доли основного
металла у0 в наплавленном от массовой
скорости подачи порошка Gn при 1п=150
и 170 А
плазмообразующему
газу, но заметно
слабее. Дальнейшее
повышение нс
приводит к увеличе-
нию проплавления
(рис. 111). Сопостав-
ляя эти данные с ре-
зультатами измере-
ний скорости пото-
ков плазмы в дуге
при разных расходах
транспортирующего
газа (см. рис. 24), лег-
ко убедиться, что и в
этом случае наблюда-
ется полное соответ-
ствие между влияни-
ем расхода аргона на
скорость плазмы и на
величину у0.
С увеличением
расхода транспорти-
рующего газа растут
потери порошка
вследствие повыше-
ния начальной ско-
рости частиц и ухуд-
шения условий их
нагрева в дуге. При
малом расходе'
транспортирующего газа (3-4 л/мин) процесс наплавки часто на-
рушается вследствие забивания порошком каналов плазмотрона.
Оптимальным считается расход транспортирующего газа в преде-
лах 6-9 л/мин.
Амплитуда и частота колебаний плазмотрона в изученных пре-
делах (Л=2,5-16 мм,/=8-87 мин’1) лишь незначительно влияют па
проплавление основного металла. Так, например, при изменен ни
амплитуды колебаний в пределах 2-16 мм величина у0 меняется и
пределах 12-17%. На основании этого амплитуду колебаний плаз
200
мотрона А следует выбирать исходя из требуемой ширины наплав-
ляемого валика, учитывая, однако, что ширина валика превышает
величину А на 5 8 мм. Частота колебаний должна быть согласова-
на со скоростью наплавки таким образом, чтобы шаг колебаний
составлял 2-5 мм.
При изменении расстояния от плазмотрона до изделия h в пре-
делах 7-22 мм проплавление основного металла сохраняется прак-
тически постоянным, что является важным достоинством плазмен-
ной наплавки. Учитывая, что с увеличением расстояния h ухудша-
ется защита сварочной ванны и возрастают потери порошка, реко-
мендуют поддерживать его равным 8-15 мм.
Величина у0 в значительной степени зависит от массовой скоро-
сти подачи порошка Gn (при постоянных величинах остальных па-
раметров процесса) (рис. 112). Па практике подача порошка выби-
рается одновременно со скоростью наплавки, поэтому влияние
этих двух факторов целесообразно рассматривать совместно.
При увеличении скорости наплавки vI( в интервале 1,7-32 м/ч,
величина которого зависит от силы тока, массовой скорости пода-
чи порошка и амплитуды колебаний, доля основного металла оста-
ется почти постоянной, а затем снижается. При повышении скоро-
ст наплавки для сохранения постоянной толщины наплавленного
। ноя необходимо увеличить скорость подачи порошка. В этом слу-
чае для обеспечения плавления большего количества порошка не-
обходимо также увеличивать силу тока дуги прямого действия. В
результате одновременного увеличения vn, Gn, и /п (при условии
сохранения толщины наплавленного слоя) возрастает у0. Отсюда
। к'дуег, что производительность наплавки слоя определенной тол-
щины ограничена допускаемой величиной у0.
( вязь между толщиной наплавленного слоя, долей основного
мс| а । ia в наплавленном и производительностью наплавки иллюст-
рирует рис. 113. Из него видно, что наплавку слоя
Ni <‘i Si В-сплава толщиной 1,0-1,5 мм можно выполнять с про-
и шод| целы гостью 1,0-1,5 кг/ч, если величина у0 не должна превы-
III.ni, 15"„. Наплавку валиков толщиной более 3 мм можно выпол-
н 11 в । производительностью более 6 кг/ч при уд<10%.
11 । приведенных данных следует, что выбор оптимальных режи-
ii iii и ia.im(чию-порошковой наплавки сводится, в основном, к он-
р< к кчиио ( илы тока дуги прямого действия /п, массовой скорости
И1.1.1ЧП порошка Gn и скорости наплавки vH. Значения остальных
H ip.iMi ipnii режима (7К, qnn, q , h) должны поддерживаться посто-
201
/’/К'- '
г
-О ® 40 х=.%
___
• \ уча наплавленного слоя II
( и« заД, \ Металла в наплавленном
। у,, пХ ' ' производительности
.iiikh Ч г ^наплавки
явными в указанных
выше пределах.
Амплитуду попереч-
ных колебаний плаз-
мотрона Л устанав-
ливают в зависимос-
ти от требуемой ши-
рины наплавляемого
валика, а частота ко-
лебаний / определя-
ется в зависимости
от скорости наплав-
ки.
Для выбора зна-
чений /п, G, и v
можно рекомендо-
вать следующую ме-
тодику. В зависимо-
pD щл । 'О.ШЦИПЫ наплавленного слоя и допускаемой вели-
/ Ч 'Ку (см. рис. 113) определяют производительность
I, ’у" личину массовой скорости подачи порошка Gn, а
р АГ-ЛЧ) или 7о=М) ПРИ G„=const (см. рис. 109
• требуемое значение силы тока. Полученное зна-
iV^hbo для наплавки валиков шириной до 20 мм. В
валиков большой ширины необходимо силу тока
ч> "рмуле
II I
7п=/20+к(В 20), (78)
vV 1
х । у те силы тока, найденное графически для В=20 мм;
/являемого валика, мм; к - эмпирический коэффп-
\ ^-4,0 А/.мм.
। г'й производительности и заданных размерах вали
\ Чеки может быть определена по формуле
I ? v,rGn/ppB7/, (79)
С.->Ля скорость подачи порошка в г/с; р — илотносч ь
\ еталла, г/см3; р коэффициент полноты валика
Порошковой наплавке, равный 0,8 0,85; В, II со
1 Лина и высота наплавленного валика, см.
а методика выбора режимов наплавки основан i н i
Лпиричсских зависимостей между силой тока, но
дачей порошка и долей основного металла в наплавленном, в дан-
ном случае это Ni Ci Si -В сплав. Эти эмпирические зависимос-
ти определяются теплофизическими характеристиками наплавляе-
мого материала. По этой причине при выборе режимов наплавки
для других сплавов необходимо учитывать их теплофизические
характеристики
Харак1ерные режимы наплавки деталей разной величины и
формы приведены в табл. 43.
Производительность наплавки. При плазменно-порошковой на-
плавке с увеличением силы тока плазменной дуги производитель-
ность повышается быстрее, чем при дуговой наплавке плавящимся
электродом (рис. 114). Если форма и размеры наплавляемой детали
не ограничиваю! силу тока наплавки, то производительность плаз-
мепно порошковой наплавки слоев толщиной более 3 мм ограни-
чивается только максимально допустимым рабочим значением си-
н>1 тока плазмотрона и максимально возможной подачей порошка,
такой подачей, при которой не забиваются каналы и сопла плаз-
Таблица 43. Режимы плазменно-порошковой наплавки
некоторых деталей [107]
Параметр Седло задвижки Валок диа- метром 200 мм Шнек Клапан дизельного двигателя Клапан легкового автомобиля
( ила тока, А 180 300 00 100 80
Расход плазмооб- ра тощего газа (apiон), л/мин 2 4 1,5 1,5 1,5
Ра<ход трапспор- । ирующего газа ( IplOll), Л/М1П1 6 8 5 5 5
1 ’.и ход защитного i.i и (зрюн), 1 Ml III 20 20 15 15 12
P.i im.ix колеба- нии, мм 25 30 5 10 3
< • ••pori i. наплав- ii i, мм мни 100 100 280 200 350
Ирин 1110,111 1СЛК- Н< и II. II.HI IJBKII, 1 >1 « 3,0 5.0 2,2 1,8 1,4
203
могрона. Например, для плазмотронов ПП-6-01 эти значения
составляют 400 А и 10 кг/ч [323].
Производительность нанесения тонких слоев в значительной
мере зависит от допустимого разбавления наплавленного металла
основным. Чем тоньше слой и чем меньше заданная величина уп,
тем ниже производительность (см. рис. 113), определяемая массой
наплавленного металла в единицу времени. По-видимому, в дан-
ном случае более правильной будет оценка производительности по
площади поверхности, наплавляемой в единицу времени
Потери порошка Не все частицы порошка, движущиеся по пе-
риферии столба дуги, понадают в сварочную ванну. Те из них, ко-
торые попадают на наплавляемую поверхность впереди или сбоку
сварочной ванны, в результате упругого отскока от этой поверхнос-
ти безвозвратно теряются. Потери порошка будут меньше, если
сварочная ванна «подтекает» под дугу. Это наблюдается црИ хоро-
шем смачивании основного металла металлом сварочной ванны,
при небольшой скорости наплавки, при наплавке па спуск, при
большой толщине наплавленного валика и т.д. Потери порошка
возрастают, если плазматрон располагается или периодически под-
ходит близко к
кромке наплавляе-
мой детали, если
ширина Подложки
меньше диаметра
сопла и т.д.
Отсюда следует,
что потери порошка
зависят от многих
параметров режима:
Аг V ^пр> <7пл* ?тр’
“вп' "п 11 дР-> опреде-
ляющих характер
движения ц интен-
сивность плавления
порошка в плазмен-
ной дуге, размеры
сварочной ванны и
наличие Прослойки
жидкого металла под
дугой. Однако из пе-
Рис. 114. Зависимость производительности
некоторых способов наплавки от силы
тока: 1 — дуговая наплавка штучными
электродами; 2 — дуговая наплавка
сплошной проволокой под флюсом; 3
дуговая наплавка самозащитной
порошковой лентой; 4 — дуговая наплавка
самозащитной порошковой проволокой;
5 — плазменно -порошковая наплавка
204
pl__ ____ L -_____________
024 б 6 Ю
Рис. 115. Зависимость коэффициента
потерь порошка \р от силы тока наплавки
1 (а) и расхода плазмообразующего q и
транспортирующего q , газов (о); при
различной подаче порошка, кг/ч; •— 1,2;
О — 2,0; □ — 3,5; ZX-- 6 кг/ч
речисленных пара-
метров на потери по-
рошка, главным об-
разом, влияет сила
тока /п и расход
транспортирующего
газа <? (рис. 115).
При оптимальных
режимах наплавки
они не превышают
5-8%.
Размеры и форму
наплавленных вали-
ков определяют в ос-
новном массовой
скоростью подачи
порошка, амплиту-
дой поперечных ко-
лебаний плазмотро-
на, скоростью на-
плавки и током дуги
прямого действия (рис. 116). Влияние остальных параметров незна-
чительно.
Как показывает опыт, толщина валика при однослойной
наплавке не должна превышать 5-6 мм, иначе появляются подво-
роти и несплавления по его краям. Минимальная толщина наплав-
ленного слоя при у0<10% составляет примерно 0,5 мм (рис. 117).
Наплавка более тонких слоев (0,25 0,30 мм) [ 14, 89] практического
применения не получила. Если допускается сравнительно большое
проплавление основного металла, то плазменно порошковая на-
плавка с малым усилением валика не представляет ка-ких-либо
трудностей.
] I лаз.мен но порошковую наплавку, как правило, ведут с попереч-
ными колебаниями плазмотрона, поэтому ширина валика определя-
ется, главным образом, амплитудой колебаний и достигает 55-60 мм.
11ри наплавке без колебаний ширина валика составляет 3-6 мм в за-
висимости от диаметра фокусирующего сопла и силы тока.
Качество наплавленного металла. Благодаря малому проплавле-
нию и незначительному угару легирующих элементов химический
состав наплавленного металла уже в первом слое соответствует co-
205
ставу присадочного порошка (тпабл. 44). Однородность химическо-
го состава распыленных порошков и высокая стабильность режима
плазменной наплавки обеспечивают высокое качество и однород-
ность химического состава наплавленного металла.
Для микроструктуры металла, наплавленного плазмепно-по-
рошковым методом, характерна малая ширина переходной зоны от
основного металла к наплавленному. В большинстве случаев отме-
чается типичная для наплавленного металла ориентированная
структура. Однако, изменяя соответствующим образом эффектив-
ную тепловую мощность плазменной дуги и гранулометрический
состав порошка, можно подавить направленный рост столбчатых
кристаллитов (рис. 118).
Таблица 44. Результаты химического анализа порошка ПР-НХ16СРЗ и наплавленного металла (основной металл — сталь 08Х18Н10Т)
Тип металла Массовая доля элементов, %
С Si В Сг Fe
Порошок 0,55 2.86 2,91 14,93 3,32
Наплавленный металл 0,51 2,80 2.74 15,1 7,63
h
Н
6
4
2-
х 6
\Ч0'
?Г10-
Z
о
7 20-
ГОС 120 ЦО 160 160 200 I, А
а
ю-1 (й
н
ч-
г-
h
1,6
из
г в
|?Э.
S 20
3
°- 10J0J 0
2 3 4 5 Vh,nh
в
Рис. 116. Влияние силы тока наплавки I (а), массовой скорости
подачи порошка 6’н (б), скорости наплавки (в), и амплитуды
колебаний Л (г) на ширину В и высоту И наплавленного валика
и глубину проплавления h
206
Если порошок со-
стоит в основном из
мелких частиц и
только частично из
крупных, то первые
расплавляются в
сварочной ванне
полностью, а вто-
рые — нет, выполняя
роль дополнитель-
ных центров крис-
таллизации. Напри-
мер, добавка к мел-
козернистому по-
рошку ПР-10Р6М5
(фракция 80- 125 мкм)
15-30% порошка фрак-
ции 200-250 мкм вы-
зывает появление в
сварочной ванне до-
полнительных цент-
ров кристаллизации
(рис. 119, б). При до-
те этой фракции ме-
нее 15% такой эф-
фект практически
незаметен из за
полного расплавле-
ния небольшого
...пчества крупных
к т нц в плазменной
tyie и сварочной
ванне. При содер-
। .Hinn фракций
’1К1 250 мкм более
Рис. 117. Макрошлифы валиков,
наплавленных плазменно-порошковым
методом за один проход минимальной (а)
и максимальной толщины (б)
Рис. 118. Микроструктура наплавленного
стеллита: а — ручная дуговая наплавка
покрытыми электродами; б —
плазменно-порошковая наплавка, фракция
порошка 200 - 250 мкм; в — то же, смесь
порошков двух фракций — 160-200 (70%)
и 500-630 мкм (30 %); *300
ИГ.. ria поддержания оптимальной формы валика необходимо по-
.лпк-ине силы тока, что приводит к появлению в структуре на-
п |-н .... металла дендритов, ориентированных в направлении
|ен и... хотя размер этих дендритов и их количество меньше,
м в случае наплавки порошком мелкозернистых фракций
207
а б в
Рис. 119. Микроструктура стали 10Р6М5, наплавленной порошком
различных фракций: а — наплавка мелкозернистым порошком,
фракция 80-125 мкм; б — то же +30% фракции 200-250 мкм;
в — тоже +30% фракции 315-400 мкм;/400
(рис. 119, а, б). При содержании крупных фракций (0,315—0,4 мм)
более 30% ускоряется охлаждение сварочной ванны. Структура на-
плавленного металла заметно измельчается, а карбидная сетка ста-
новится очень тонкой (рис. 119, в).
Влияние крупнозернистого порошка на структуру наплавленно-
го металла в этом случае связано только с его термическим воздей-
ствием на сварочную ванну, а именно, с местным переохлаждением
и общим уменьшением перегрева. По-видимому, этот эффект
можно значительно усилить, введя в порошок модификаторы.
Введение в ванну модификаторов через порошок должно быть бо-
лее эффективным, чем через плавящийся электрод, так как в по-
следнем случае вследствие сильного перегрева капель электродно-
го металла происходит дезактивация модифицирующих присадок
[324, 325].
Появление в наплавленном металле пор и неметаллических
включений связано либо с плохим качеством присадочного порош-
ка, либо с неудовлетворительной защитой сварочной ванны. Спе-
циальной подготовки перед наплавкой для присадочного порошка
не требуется. Необходимо только проверить гранулометрический
состав порошка и просушить его, если превышен срок гарантийно-
го хранения. Подготовка основного металла заключается в очистке
наплавляемой поверхности от ржавчины и загрязнений, необходи-
мо также не допускать чрезмерного ее окисления при подогреве пе-
ред наплавкой.
Для плазменно-порошковой наплавки характерна меньшая
склонность к образованию кристаллизационных трещин, чем для
208
дуговой наплавки плавящимся электродом, что объясняется более
благоприятным термическим циклом, обусловленным, в частности,
поперечными колебаниями плазмотрона.
Как правило, плазменную наплавку порошком применяют при
изготовлении новых деталей, чаще всего взамен ацетилено-кисло-
родной или аргонодуговой наплавки с присадкой прутков или руч-
ной дуговой наплавки. Однако во многих случаях она, по видимо-
му. может успешно конкурировать и с механизированной дуговой
наплавкой. Этот способ наплавки обеспечивает значительное (до
3-5, в некоторых случаях — до 12 раз) повышение производитель-
ности труда, снижение расхода наплавочных материалов и улучше-
ние качества наплавленного металла [23, 84, 89, 104, 107, 292,
326- 332].
Плазменная наплавка порошком особенно эффективна в усло-
виях серийного производства. За рубежом ее применяют при изго-
товлении клапанов и седел двигателей внутреннего сгорания [23,
24, 85. 90, 104, 105, 107, 291, 326, 333], деталей трубопроводной ар-
матуры |23, 24, 84, 89, 90, 104, 107, 326, 328, 332, 334], червяков экс-
трудеров, шнеков, деталей стекольной промышленности [23, 84, 85,
107, 329, 330, 332], опор шарошечных долот, замков и муфт буриль-
ных труб, центраторов и других деталей бурового оборудования
[23, 80, 85, 89. 287, 291. 335], ножей для резки металла, прокатных
валков, штампов, прошивок [23, 84, 90, 105, 107], роторов смесите-
лен [23, 24], шин цепных мотопил [107]. защитных втулок центро-
бежных насосов [85] деталей паровых турбин [23, 334, 336, 337],
элементов оборудования атомных электростанций и химических
предприятий [23, 334] и др.
В Украине и России плазменно-порошковую наплавку приме-
няю'! для наплавки уплотнительных поверхностей арматуры для
тепловых и атомных электростанций [338-341]. нефтехимических
предприятий и судовых установок; червяков экструдеров для пере-
работки пластмасс [342]; деталей судового оборудования [343, 344];
замков и муфт бурильных труб; деталей металлургического обору-
дования [81]; пуансонов [288]; металлорежущего инструмента [288,
2891 втулок циркуляционных насосов атомных реакторов и других
деталей. Для наплавки используют никелевые и кобальтовые спла-
вы, быстрорежущие стали, износостойкие чугуны, бронзы и другие
материалы.
Плазменно-порошковую наплавку применяют также в произ-
водстве клапанов двигателей внутреннего сгорания различного
14 Г-1124 209
назначения, начиная с клапанов двигателей легковых автомобилей
(диаметр тарелки не более 30 мм) и кончая клапанами мощных су-
довых дизелей с диаметром тарелки более 200 мм (345—347]
5.4.2. Опыт промышленною применения
плазменно-порошковой наплавки
5.4.2.1. Наплавка деталей запорной арматуры
различного назначения
В энергетическом, нефтехимическом, судовом и общем машино-
строении достаточно широко применяют наплавку деталей разно-
образной запорной арматуры. В зависимости от назначения и усло-
вий эксплуатации для упрочнения деталей арматуры применяют
наплавочные материалы на основе никеля, кобальта и железа. В
больших объемах для этих целей использовали ручную и механи-
зированную дуговую наплавку [348J. Возрастающие требования к
эксплуатационным характеристикам наплавленного металла, а так-
же к качеству наплавленных деталей и технологиям их изготовле-
ния обусловили переход к новым материалам и способам наплавки,
в частности, к плазменно-порошковой.
Плазмешю порошковая наплавка деталей запорной арматуры
но сравнению с ручной и механизированной дуговой наплавкой
позволяет существенно повысить и стабилизировать качество на
плавленных деталей, увеличить производительность и улучшить
условия труда, сократить расход наплавочных материалов и затра-
ты на механическую обработку наплавленных деталей [349 354].
Арматура для судостроительной и химической промышленнос-
ти. Детали арматуры этого типа эксплуатируются в коррозионной
среде различной интенсивности и трении металла по металлу с вы
сокими удельными нагрузками. С учетом таких условий эксплуата-
ции для наплавки этих деталей обычно используют сплавы па ос-
нове кобальта. Комплексные исследования и испытания наплав-
ленных деталей, проведенные в ИЭС им. Е. О. Патона в сотрудни-
честве с отраслевыми организациями судостроительной промыш-
ленности, позволили оптимизировать состав наплавленного метал-
ла традиционной для кобальтовых стеллитов системы легирова-
ния кобальт хром -вольфрам-углерод [355 357]. Установлено,
что металл, наплавленный плазменным способом, с концентрацией
углерода 1,3-1,7% характеризуется значительно большей стойкос-
тью против образования трещин, чем металл, наплавленный вруч-
ную электродами 1JH-2.
210
В зависимости от назначения судовой арматуры в качестве ос-
новного металла наплавляемых деталей применяют цветные метал-
лы, в частности, бронзу или нержавеющие стали.
При этом основная проблема при наплавке кобальтовых спла-
вов на медные заключается в том, что в зоне соединении таких раз-
нородных материалов могут образовываться новые фазы и струк-
турные составляющие, оказывающие существенное влияние на
свойства материалов. Исследования зоны сплавления кобальтового
сплава типа 90Х30К55В5Н7Р и никелевых сплавов типа
IIX15CP2, НХ25С5Р с бронзой БрАЖНМц 9 -4-4- 1 показали, что
।(Апологические особенности способа плазменно-порошковой на-
плавки, рассмотренные выше, обусловливают отсутствие кристал-
|||.(ацпоппой или диффузионной прослоек и сварные соединения
них сплавов характеризуются удовлетворительной прочностью.
При наплавке кобальтовых сплавов на стали наибольшие труд-
1Н1С1П представляет предупреждение трещин. Основным средством
(юрьбы с образованием трещин является предварительный и co-
in-и । вующий подогревы наплавляемых заготовок. Для повышения
||нтцппостойкости кобальтовых сплавов (стеллитов) в ИЭС им.
I О Патона было предложено дополнительно легировать их бо-
рю, при введении которого образуется легкоплавкая боридная эв-
I, । пи, I, способная залечивать горячие трещины [358]. Исследова-
пи>...казали, что лучшую стойкость против образования трещин
। кобальтовые стеллиты, содержащие 0,5-0,9% бора. Легиро-
IIHH кобальтовых стеллитов бором снижает температуру их плав-
п ппя, обеспечивает получение более качественных присадочных
inipiинков п улучшает формирование наплавленного металла. Ие-
ны ...я жаростойкости и коррозионной стойкости не выявили су-
нн ' iiii iiiioii разницы в характере окисления кобальтовых стелли-
। пором п без него [273|.
Il piu\ 'ii.raie исследований для наплавки уплотнительных по-
I» ...... судовой и химической арматуры разработан порошок
'II \II31 (IIP KX30II6BCP) следующего химического состава
........., 0,7 1,0 С; 1,5 2,5 Si; 28 32 Ст; 4 5 W; 4 8 Ni;
। оч в рг 3,0; основа Со. Твердость наплавленного металла co-
il и । i I 18 11 RC..
В м in- менее полностью отказаться от предварительного подо-
при iki.ii кшке кобальтовых сплавов нс удается [359]. Следует
(nil- Ч"1 при п|>едварительном подогреве увеличивается про-
пн о. новпого металла, что нежелательно (рис. 120, а).
211
a
б
Рис. 120. Макрошлифы валиков, наплавленных порошком
кобальтового стеллита (производительность подачи портика
6 кг/ч) на нержавеющую сталь, при различной температуре
подогрева при силе тока наплавки 190 А (а) и различных значениях
тока при постоянной температуре подогрева 600°С (б)
Однако за счет выбора оптимального соотношения между подачей
порошка и силой тока дуги удается обеспечить минимальное про-
плавление основного металла даже при предварительном подогре-
ве до 600'С (рис. 120, б) [360]. Наряду с малым угаром легируюптих
элементов при плазменно-порошковой наплавке это позволяет по
лучать металл требуемого состава уже в первом наплавленном
слое.
Плазменно-порошковая наплавка кобальтовым стеллитом с бо-
ром — технологичный и удобный способ ремонта деталей различ-
ных форм и размеров, позволяющий повысить их ресурс, произво
дительпость наплавки при одновременном высоком качестве на-
плавленного металла.
Примером может служить восстановление плазменной наплав
кой порошком ПН- АН34 изношенных деталей крупных задвижек
(рис. 121), регулирующих потоки среды с высокими коррозией пы
ми свойствами при температуре до 630“С и срабатывающих па oi
212
крытие-закрытие 24 тыс. раз в год [353]. Опыт эксплуатации вос-
становленных задвижек показал их высокую работоспособность:
темп изнашивания отремонтированных задвижек, наплавленных
порошком Ш1-АН34, на 20- 30% ниже, чем у новых деталей, кото-
рые наплавляются сплавом стеллит 6.
Существенную долю арматуры в судовом машиностроении на-
плавляют сплавами на основе меди [106, 292, 344]. Использование
и этом случае плазменно-порошковой наплавки на обратной по-
лярности взамен ручной аргонодуговой позволяет за счет более
низкого тепловложения в основной металл получить наплавлеп-
........ металл с минимальным содержанием железа и высокими меха-
ническими свойствами биметаллического соединения. Авторами
|?!)2| установлено, что применение плазменной наплавки деталей
арматуры порошком ПР-БрАЖНМц 8,5-4 5 1,5 взамен аргоно-
iviouoii наплавки бронзы БрАМц 9-2 позволило в 3 8 раз повы
.....фоизводительпость труда и в 2 раза сократить расход приса
1ИЧНОГО металла.
Ин'р/етическая арматура. Широкое применение получила
менно порошковая наплавка энергетической арматуры для
n.ip.-i с и'мпературой до 57О"С при давлении до 26 МПа и воды с
к ....ра турой 280°С и при давлении 38 МПа.
11 i уплотнительные
. . ы рхноетн деталей
iiinii арматуры пре-
...... i и,мнк> па1ыав-
iiini । и тшы на основе
...... ш <• бором н крем-
uni м с । всрдостью
। • ,п ПК( , |215, 361|.
.......с iriiiii.ni металл
ним хорошо co-
up, пип ни-1< :I и И1.1ШИ
11, «inI, t при су\(>м । ре-
пин mi । л । i.i но мстал-
I р.ПНН'1 высокую
Р ПН It, Hl icMiiepaiy-
Н i hlHI < in н-|. Hpoi IIB
। pi। uni no miioi n\ ar-
। hihii.i i pi ;ia\, К
и ip i и 11pi iimу
Puc. 121. Седло и плашка задвижки Ду
900 мм, наплавленные плазменным
способом порошком ПН АН34
213
Рис. 122. Микро
структура зоны
сплавления сплава
НХ15СР2 со сталью 20
после отпуска при 650°С,
3 ч. 1 — наплавленный
металл;
2 — кристаллиза-
ционная прослойка;
3 - диффузионная
прослойка;
4 — основной металл;
х 400
ществКТ-Сг- Si В сплавов относятся довольно низкая температу-
ра плавления (1050 1150°С), умеренная стоимость ио сравнению с
Со Cr W-С сплавами, а также возможность значительного сни-
жения температуры подогрева при наплавке.
Однако, как показывает опыт, при наплавке Ni-Сг- Si В спла-
вов па низкоуглеродистые или низколегированные стали возника-
ют определенные трудности. Кроме того, большинство деталей
энергетической арматуры работают при повышенных температу-
рах, и в этом случае следует считаться с. возможностью изменения
свойств металла в зоне сплавления вследствие взаимной диффузии
легирующих элементов наплавленного и основного металлов.
Механические и эксплуатационные свойства таких биметалличес-
ких деталей, в том числе, получаемых плазменной наплавкой, во мно-
гом определяются свойствами границы сплавления [362,363J. Иссле-
дования влияния температуры и длительности отпуска на строение и
свойства зоны сплавления Ni-Cr-SiBC -сплавов с углеродистыми
сталями показали, что непосредственно после плазменно-порошко-
вой наплавки граница сплавления имеет вид четкой тонкой линии
[364, 365]. Со стороны наплавленного металла к ней примыкает крис-
таллизационная прослойка толщиной 5 10 мкм (рис. 122), представ
ляющая собой у-твердый наствор па основе никеля. При последую
щем отпуске толщина кристаллизационной прослойки не изменяет
ся, а ее твердость возрастает с 158+31 HV после наплавки до 175±16
HV после отпуска 600°С, 12 ч. Выдержка при 730°С, 12 ч приводи ! к
дальнейшему возрастанию твердости до 276+50 HV.
211
При этом наиболее важным изменением, происходят им в зоне
сплавления при отпуске, является образование диффузионной
прослойки (см. рис. 122), которая располагается между кристалли-
зационной прослойкой и основным металлом и обладает по сравне-
нию с ними большей твердостью (до 480 600 HV) и меньшей плас-
нгпюстыо. Последнее подтверждается фрактографическими ис-
. к-дованиями поверхностей расслоения биметаллических образ-
.... после испытаний на ударный изгиб.
Установлено, что в результате отпуска наплавленных образцов
pi и«> снижается их прочность на отрыв (табл. 45). По диффузион-
ной прослойке происходит не только расслоение образцов при
ирных нагрузках, но и их разрушение при статических иснытапи-
и\ на отрыв наплавленного металла.
I нппчпое распределение легирующих элементов в зоне сплав-
н нпя показано на рис. 123. Наблюдаются четко выраженные пики
। оиш н граций углерода и бора в основном металле непосредствен-
но \ i раппцы сплавления. При испытаниях на отрыв паплавленио-
...... и па ударный изгиб наплавленных образцов, не подвергав-
п|и .I отпуску, разру-
!• пп происходит по
и.hi । in к-цпому металлу
и iimit i ।ранскрпстал-
........ni характер
Г’1. и). Оже-снек-
ал рхпоетей раз-
11, пи пи,их образ-
п .1 (/>//1 Г’ >. и и б) СО-
'И Оже енек-
, и.in i.iu к иного ме-
। и
1 '"р........... eoiny
. . I p.l lp\ III.нити я хруп-
ни । |i iiiiiio раздела
........I.III ПППЫМ II
III III III 111,1 М Ml- 1.1 НЛ.1МК,
III! I | |l | >1 | >\ til
ipoi loiii.e.
( ' ' I III I III | IX HOC
. I.lll.l I II I n IM.I ) \.l
I ... I I I I Illi I l-pl pl I
Puc. 123. Распределение никеля, железа,
углерода и бора у границы сплавления
сплава НХ15СР2 со сталью 20 после
отпуска 650“С, 12 ч по данным
точечного анализа; для углерода и бора
приведена качественная картина
215
Таблица 45. Прочность на отрыв металла НХ15СР2, наплавленного на сталь 20, в зависимости от режима отпуска
Режим отпуска Прочность на отрыв, МПа
Температура, °C Выдержка, ч
600 3 410+40
12 360±40
24 205+30
650 3 340+40
730 3 250+30
24 155±30
Рис. 124. Структура поверхностей излома на наплавленном (а, б)
и основном (в) металлах: а НХ15СР2, после наплавки (х400); б
то же, после отпуска 650°С, 12 ч (*300); в — сталь 20 (х400)
О'--------------------------------— О
а б
Рис. 125. Оже спектры, снятые с поверхностей излома
наплавленных образцов НХ15СР2+сталь 20: а - исходное
состояние; б — после отпуска 65О°С, 3 ч
сталлитного разрушения (рис. 124, б и в). Оже-спектры свидетель
ствуют о том, что поверхность разрушения сильно обогащена ато-
216
Таблица 46. Результаты локального спектрального анализа
поверхностей разрушения образцов НХ15СР2+сталь 20
Место анализа Режим отпуска Массовая доля элементов, %
Fe Ni Cr В
Поверхность отрыва на основном металле 650’С, 24 ч 95,0 3,3 1,0 1,2
То же па наплавленном металле 40,5 50,5 10,0 —
11оверхность отрыва на основном металле 730°С, 24 ч 92,0 4,2 1,0 0,6
То же на наплавленном металле 75,0 21.0 2,6 2,5
мамп легких элементов — углерода и бора, а также азота и кислоро-
I I (рис. 125, б). Состав различных участков металла на поверхнос-
||| разрушения меняется в значительной мере, но всегда резко от-
шчается от состава наплавленного и основного металлов, прежде
in с|<>, содержанием элементов внедрения (табл. 46).
По данным рентгеновских дифрактометрических исследований,
н la гшчсская матрица на поверхности разрушения имеет различ-
|||.in ши кристаллической решетки: в основном металле —
1 >11К решетку a-железа с параметром а=0,286 нм. а со стороны
и hi i.шпснного слоя— ГЦК-решетку никеля с параметром
< о t.i(i нм. Остатки прослойки, по которой происходит хрупкое
I ....... практически нс вносят существенного вклада в ди-
Ф|| и. niMi-грпческую картину, поскольку их толщина значительно,
.. ..на порядок, меньше глубины проникновения рентгенов-
। "I ।' н । |учеппя.
На ........... отрыва бор находится в виде борида железа
I । И i.iiiiipi.ni сосредоточен преимущественно на основном метал-
....а на поверхностях разрушения обнаруживается также в
। ii.niiix количествах карбид Сг7С3. Структура основного метал-
11......||и'|||Н11
। "ini |1.|фна ..... сплавления Ni-Cr-Si-B-C - сплавов со
I in 'о р.и-нределеппе легирующих и примесных элементов, а
। ip мура и свойства зоны сплавления формируются под
.1. инн м in . ко п.кпх факторов. Во-первых, существенное зна-
. inn HMIHH нсоненноетн самого способа плазменной наплавки,
и Ч" и о ..ip.ii, iipiii.i малое проплавление основного металла и,
и н.п" in iiia'iiiie.ni,ное разбавление наплавленного метал-
н iiin.i l, a i.iiwce наличие интенсивных конвективных потоков
217
в сварочной ванне, способствующих выравниванию химического
состава металла в объеме ванны и поддержанию высокого г радисн-
та концентраций у границы сплавления. Во-вгорых, вследствие
более низкой, чем у сталей, температуры плавления борсодержа-
щих никелевых сплавов (температуры ликвидус и солидус сплава
НХ15СР2 равны соответственно 1150 и 1050°С) увеличивается
время контактирования основного металла с жидким металлом
сварочной ванны и возрастает роль процессов массопсрепоса на
границе жидкой и твердой фаз. В-третьих, присутствие в никеле-
вых сплавах углерода и бора, обладающих высокой диффузионной
подвижностью и ограниченной растворимостью в железе и сильно
снижающих его температуру плавления, создаст предпосылки для
интенсивного протекания процессов контактного плавления основ-
ного металла. Наконец, несовпадение типов кристаллических ре
щеток наплавленною и основного металлов при температурах ни-
же точки ЛСз приводит к появлению в процессе охлаждения на
плавленных деталей повой, межфазной границы между наплавлен-
ным и основным металлами, не совпадающей с границей сплавле-
ния. Эта новая граница должна оказывать значительное влияние на
диффузионные процессы, протекающие при термической обработ-
ке наплавленных деталей или в процессе их эксплуатации при по-
вышенных температурах.
При температурах отпуска наибольшей диффузионной подвиж-
ностью обладают углерод и бор [186]. Решающее значение имеет в
данном случае диффузия бора из наплавленного слоя в основной
металл. Диффузионного перемещения углерода в зоне сплавления
при отпуске обнаружено не было. Испытания не выявили также су-
щественной разницы в свойствах этой зоны в отпущенном состоя-
нии при наплавке па основной металл с различным содержанием
углерода: сталь 35 и армко железо.
Известно, что растворимость бора в хромоникелевых сплавах
ничтожно мала. При отпуске пересыщенного у-твердого раствора
кристаллизационной прослойки избыточный бор частично выделя-
ется в виде дисперсных боридов и карбоборидов, частично диф
фундирует в сталь, образуя твердый раствор в а железе. Так как
растворимость бора в феррите тоже очень мала [366], то очень
скоро достигается предел насыщения а- фазы бором и в соответ с i
вии с диаграммой состояния на границе сплавления образуется
борид Fe В. В результате зона сплавления приобретает следующ<••
строение:
218
наплавленный металл, структура которого состоит из у твердо-
го раствора, борида никеля, боридной и карбоборидной эвтектик,
;
кристаллизационная прослойка, представляющая собой у твер-
дый раствор с мелкодисперсными продуктами распада,
4'
диффузионная прослойка, состоящая преимущественно из Fe.,B
и твердого раствора бора в б-Fe
4
основной металл.
Соединение Fe^B имеет тетрагональную объемноцентрирован
iivio решетку с параметрами а=5.109-10 10 м, с-4.249-10 10 м и
। к 0,382. Плотность Fe,B составляет 7,32 г/см3, микротвердость
I 'lMl 1680 HV [360]. Образование его сопровождается увеличени-
в- н.пого объема на 17%, что вызывает значительные внутрен-
пн н.।пряжения.
1!с к дет вне этого, а также из-за высокой твердости и хрупкости
। В при образовании диффузионной прослойки боридов железа
и । ip... сплавления сплава IIX15CP2 со сталью 20 прочность
ннв-ння наплавленного слоя с основным металлом резко умень-
11 особенно при ударных нагрузках.
Ibi телонання влияния химического состава
1 । >1 В С сплавов и основного металла (стали 20, 35,
\ I < I‘ и армко -железо) на свойства зоны сплавления после тер-
......|бработкп показали, чго склонность к разрушению по
....... пгв-ипя увеличивается с повышением содержания бо-
" пи 11 верждает его ведущую роль в образовании хрупкой
...................... прослойки, и уменьшается с повышением содсржа-
м.| п ii.ui т.шлейном металле. Влияние углерода в диапазоне
’ ............. до 0,95% не было обнаружено.
। p.i ii.i ( i.i'iii 12X1 МФ, наплавленных сплавом НХ15СР2,
......................-.. гн к разрушениям по границе сплавления,
" -I шсургся с многолетним опытом наплавки и эксплу-
.................... ин-ргет пческой арматуры из указанной стали при
" Г' 'I. < |3(>7|. .)|ог факт можно объяснить тем, что со-
................... 11X1 МФ легирующие элементы замедляют
l| II I" I U Ip.l | ИнН |
>p.i им ......... результаты свидетельствуют о важ-
п шфф\ ши .пимов легких элементов — углеродам бора —
-in । р.11111111.1 сплавления как в процессе плазменной
219
наплавки сплавов системы Ni-Cr Si-B-C на низкоуглеродистую
сталь, так и при термической обработке наплавленных деталей.
При этом углерод вследствие высокой диффузионной подвижнос-
ти его атомов в стали оказывает, по-видимому, решающее влияние
на строение границы сплавления, формирующейся в процессе вза-
имодействия металла сварочной ванны и оплавленной поверхнос-
ти основного металла.
При термической обработке роль углерода и, в большей степе-
ни, бора связана с проявлением сегрегационных эффектов, приво-
дящих к обогащению иримсся.ми внедрения (в том числе азотом и
кислородом) межфазной границы, разделяющей материалы с раз-
ными типами кристаллической решетки. Этот процесс диффузион-
ного перераспределения атомов легких элементов сопровождается
образованием тонкой прослойки (субмикронной толщины), имею-
щей сложный элементный и фазовый состав, и. как следствие, при-
водит к снижению прочности соединения наплавленного и основ-
ного металлов.
Отпуск наплавленных деталей, представляющих собой по суще-
ству разнородные сварные соединения, приводит не к снятию собст-
венных напряжений, а лишь к их перераспределению. Вследствие
различия коэффициентов термического расширения основного и
наплавленного металлов при охлаждении в наплавленных деталях
развиваются так называемые остаточные напряжения отпуска [362].
Образование закалочных структур в стали 20 при плазменной на-
плавке исключено, гак как наплавку зачастую выполняют с предва-
рительным подогревом заготовок на очень «мягких» режимах.
Повысить прочность соединения наплавленного металла типа
НХ15СР2 со сталью 20 можно за счет снижения температуры отпу-
ска по сравнению с общеизвестными рекомендациями по термичес-
кой обработке стали 20. При этом, как показывает опыт, снижение
температуры отпуска не приводит к снижению работоспособности
изделия.
Проведенные исследования позволили разработать промышлен-
ную технологию илазменно порошковой наплавки
Ni Cr-Si В С-сплавов на детали запорной арматуры из низкоуг
леродистых и низколегированных сталей. Плазменно порошковая
наплавка деталей запорной арматуры различного назначения орм
низована ИЭС им. Е. О. Пагона на специализированных предпрпя
тиях в России [215] и Чехии [3521. Ежегодно наплавляются деся i ни
тысяч штук седел и тарелок задвижек Ду 100- 400 мм (рис. 126). X < >
220
I..... формирование валиков при плазменной наплавке сокращает
11 >v ЮС.М кость механической обработки за счет уменьшения припус-
ки Голщина наплавленного слоя обычно составляет 3,8-4,2 мм,
....и' механической обработки — 3±0,5 мм. При ручной дуговой иа-
|| i.iiiKc ин толщины равны соответственно 12-15 и 9 10 мм, при
и н>л111 пиеской наплавке под флюсом — 10- 12 и 7-9 мм.
I/,казано [354, 369], что надежность деталей энергетической ар-
|,п \ры наплавленной плазмеино-порошковым методом выше,
• ч и . । 1ЛВЛСППОЙ вручную электродами ЦН-6, ЦН-12 и ЦН-2:
in । наработка до отказа (до появления трещин на уплотни-
naii.ix ..и'рхпостях) составляет для тарелок 46,7, для седел —
' I И О I 1.1г 'I.
Нефт. га.ишая арматура. Рядом предприятий Украины [370] и
пп поено производство наплавленных деталей запорной ар-
pi.i । та оборудования нефтяных и газовых скважин. Детали за-
ирам.......пых шиберных задвижек подвергаются воздейст-
। । орро ..ах сред с содержанием сероводорода и углекисло-
। ю ’’ при давлениях до 70 МПа и температурах среды от
пн . ни в। и пое 1,3"С.
I тп и.н га и надежная работа наплавленных деталей запорной
.........a ш чинается особой конструкцией фонтанной армату-
................... м дли наплавки седел и шиберов сплавов на нике-
........... ник окпмп твердостью и коррозионной стойкостью
। в цч ииира вклейку). Плазменная наплавка оказалась
...........юн । .. и иотовлении новых, так и восстановлении
221
изношенных шиберов и седел. Гарантируется безотказная работа
наплавленных деталей запорной арматуры в течение не менее
10 лет.
Износостойкая арматура. Важной составляющей оборудования
терминальных систем и линейной части трубопроводов для гидро-
транспорта грузов на предприятиях горнорудной (добыча и перера-
ботка руд черных и цветных металлов), угольной (обогатительные
фабрики, гидродобыча), цементной и других отраслей промышлен-
ности является арматура. Общепромышленная арматура в этих ус-
ловиях имеет катастрофически низкий ресурс работы. Значитель-
но повысить ресурс шиберной и клиновой арматуры
Ду 100 -400 мм, работающей при гидротранспорт! фовкс угля (дав-
ление от 1 до 16 МПа), позволила плазменно -порошковая наплав-
ка [371, 372]. Наплавке подлежат уплотнительные поверхности се-
дел и шиберов, поверхность проходного отверстия седел, нижняя
торцевая поверхность шиберов и штоки (рис. 128).
Для условий гидроабразивного, коррозионного и кавитационно-
го изнашивания, характерного для деталей арматуры гидротранс-
порта, предложен высокохромистый сплав на основе железа
250Х30С2ГР (порошок ПГ АН1) [373]. Важнейшими компонента-
ми сплава являются углерод, хром и бор, образующие твердые кар-
биды и бориды, которые обусловливают высокую стойкость против
абразивного изнашивания. Вместе с тем этому сплаву присуща вы-
сокая склонность к образованию трещин, чем обусловливается не-
обходимость применения при наплавке предварительного и сопут-
ствующего подогревов и замедленного охлаждения изделия после
наплавки. Наплавленный металл имеет твердость 60-62 НИСЭ и
Рис. 128. Внешний вид деталей задвижек для гидротранс порти роики
угля, наплавленных плазменно- порошковым методом: а дета ш
затвора; б — штоки
222
его механически либо не обрабатывают (внутренняя поверхность
седел), либо обработку производят только шлифованием.
Создание оригинальных конструкций износостойкой арматуры
обусловило высокие эксплуатационные характеристики затворов с
плазменно-порошковой наплавкой [374-377]. Ее ресурс оказался
в 5 -10 раз выше, чем у арматуры общепромышленного назначения.
5.4.2.2. Наплавка режущего инструмента
11лазменно порошковую наплавку применяют для многолез-
вийного металлорежущего инструмента (концевых фрез, метчиков
и I.H.), а также режущих кромок дисковых и плоских ножей раз-
....ого назначения. В качестве наплавочных материалов исполь-
IVHH порошки быстрорежущих сталей, а также сплавов, содержа-
щих ванадий [287, 288, 378 385].
При наплавке металлорежущего инструмента, а также некото-
рые других деталей возникает необходимость производить
u ni i.iuiry па узкую подложку. Под узкой подложкой будем пони-
i.iи. ткут подложку, ширина которой не превышает максималь-
iinii ширины сварочной ванны. При этом возможны два варианта
. in i.ibiji: на плоскую (ножи различного назначения) и на цилинд-
и । у к) (прессовые ролики, концевые фрезы, метчики, червяки
и । ip\ перон и т.н.) поверхности. Второй вариант, особенно при на-
। i.iiii.i' си свободным формированием, в технологическом плане яв-
н и в наиболее* сложным, так как в этом случае получение требуе-
pi.xiipoB наплавленного валика связано с необходимостью
. i.piiini Hid наплавляемой поверхности и изменения условий
и пы жидкого металла сварочной ванны при вращении дета-
I IpiiMi iiciiiii принудительного формирования при этом не все-
, IliilMii.MB) II эффеКТИВНО.
I' и । мп| рнм особенности формирования валиков па гребне вит-
им....... к плазменно порошковой наплавке цилиндри-
и "О|1,| .нов п.। стали 45 диаметром 40 -200 мм с кольцевыми
.1. шириной 1 20 мм и высотой 2-15 мм. Присадочный
порошок ванадийсодержащего сплава марки
<1>11М(11Н AI12) 1382,383].
Hi । .рм . ......ого сечения валика оказывают воздействие
I । lupi.i. ii.i.i iieiiiiine из которых поверхностное натяжение
n.ipo'iiioii .. (при наплавке под флюсом межфазное
Hi’ и.। । p.iiiiiiv жидкий металл шлак), давление дуги, сила
। и hi hi пи.। копr.iiciпого угла смачивания наплавляемым
и ни ......и |рсбпя подложки. Ширина валиков опреде-
223
Таблица 47. Поверхностное натяжение ст. контактные у1лы
смачивания О и работа адгезии наплавочных сплавов Wa
к статям при температуре 1300°С [386]
Наплавленный металл СТ, мН/м Основной металл
Сталь 45 Сталь 12X18111 ОТ
0, 1-1 с мДж/м-1 0, 1=300 с мДж/лг
У25Х30СР 1320 3-5 2630 и 2610
200Х18ФНМ 1250 2 -3 2500 32 2310
ХН80СР2 1430 2-3 2860 12 2830
ХН80СР4 1410 2-3 2820 6 2810
ХК60В4НСР 1410 3-5 2810 10 2800
Примечание. т время контакта расплава с подложкой: 0 контактный
угол.
а
а б
Рис. 129. Схема наплавки на гребень витка цилиндрической детали (а)
и оптимальная форма поперечного сечения наплавленного валика (6)
ляется условиями смачивания поверхности гребня металлом сва-
рочной ванны. Исследования 1386] показали, что нри наплавке по
рошком ПР -Х18ФНМ удовлетворительное смачивание достигает-
ся уже на начальной стадии взаимодействия сварочной ванны с
224
подложкой. Малые углы смачивания на начальной стадии процесса
и большие скорости растекания сплава убедительно свидетельству-
ют о полном смачивании основного металла (табл. 17). В результа-
те достигается высокая прочность сцепления наплавленного и ос-
новного металлов.
Важнейшим параметром, от которого зависит форма валика, яв-
ляется площадь его поперечною сечения 5. Ширина валика у его
основания всегда равна ширине подложки В, а ширина по центру
валика Вн может быть несколько шире, что обеспечивает нужную
конфигурацию наплавленного слоя после механической обработ ки
(рис. 129).
Как видно из рис. 130, с увеличением S изменяется высота Н и
ко «ффициент формы К валика (К-ВЛ/Н), а также контактный угол
(-) При этом форма валика становится более благоприятной, по
возрастает опасность стекания металла сварочной ванны в процсс-
<( наплавки. Поэтому при наплавке со свободным формированием
< ечение и высоту валика допускается увеличивать только до опре-
деленных пределов, зависящих от ширины подложки и капилляр-
ной постоянной металла сварочной ванны.
I la рис. 131 приведены оптимальные значения S и II для паплав-
ii iiiioro металла 200Х18ФНМ, которые обуславливают наиболее
о 1..гопрнятную форму валиков (0>9О°, ВН>В) и отсутствие стека-
ния металла сварочной ванны в боковых направлениях. Однако
.... поперечного сечения валика при заданной ширине под-
о,кии неоднозначно определяет его форму. Последняя во многом
i.iiiih'iit также от технологических параметров процесса тока ду-
t и /, < корости наплавки Ун, смещения с зенита а.
Ill..лазменно-порошковой наплавке на оптимальных режи-
мах проплавление основного металла незначительно, так что пло-
III । и. поперечного сечения валиков пропорциональна величине от-
ношения подачи порошка G_ к скорости панлавки. Поддерживая
.....ношение постоянным, можно получать наплавленные валики
• и i.iiiiioii площадью поперечного сечения при различной произ-
hi ie.1Ы1ости процесса наплавки. Однако с увеличением подачи
lipin .г1.(шного материала приходится повышать ток дуги, что в
и...... приводит к увеличению длины сварочной ванны
t/'in /) •’). Длина ванны особенно велика при малой ширине вод-
ны,кн (до 10 мм), когда наплавка выполняется без поперечных
о.... плазмотрона па сравнительно больших токах. Если
। uni., ( парочиой ванны достигает критической для данного диамс-
. 225
Рис. 130.
Зависимость
коэффициента
формы валика К (1),
высоты валика Н
(2) и контактного
угла & (3) от
площади
поперечного сечения валика S (диаметр детали 125 мм; ширина
валика В‘1О мм; смещение с зенита а=8 мм)
Рис. 131. Оптимальные
значения площади
поперечного сечения
валика S (1) и высоты
наплавленного валика Н
(2) для заданной ширины
подложки В
Рис. 132. Зависимость
длины сварочной ванны
I от тока дуги 1 при
различной ширине
подложки: 1-5 —
соответственно 4, 7,
10. 15 и 20 мм
тра детали D величины /|;р, процесс наплавки нарушается из за
стекания жидкого металла. По экспериментальным данным
/кр=(0,22-0,26) D.
Наплавку валиков шириной более 10 мм ведут с поперечными
колебаниями плазмотрона, благодаря чему при одинаковых значг
226
ниях силы тока сварочная ванна имеет меньшую длину (см. рис.
132). Кроме того, в этих случаях наплавленные детали, как прави-
ло, имеют1 большой диаметр, так что на практике критическая дли-
на ванны обычно нс достигается, но форма валиков при чрезмер-
ной силе тока из-за удлинения хвостовой част и ванны ухудшается.
Сила тока дуги и производительность наплавки при ширине
। ребня до 10 мм ограничиваются опасностью стекания металла сва-
рочной ванны, а при большой ширине гребня ухудшением фор-
мы валиков. В конечном счете, влияние на процесс наплавки силы
। ока, подачи порошка и скорости наплавки, этих трех тесно связан-
ных друг с другом параметров режима, проявляется через измене-
ние формы и размеров сварочной ванны. Оптимальные значения
скорости наплавки в зависимости от диаметра детали и ширины
। ребня витка приведены трис. 133.
Варьируя величину смещения при прочих равных условиях
мо,кпо существенно изменить форму валиков. С увеличением сме-
ни нпя металл сварочной ванны больше подтекает под дугу и фор-
мирование наплавленного валика происходит под большим влия-
нием тавлепия дуги. В результате валик получается более плоским
....upoi.iiM. При выборе величины смещения необходимо учи-
i.ii'.i i ь как диаметр гребня червяка, так и ширину наплавляемого
II.I IIIK.I.
..... номенклатура
................ .пцнх наплавке де-
। и и нм u.iiiae’i определеи-
!......।р\ linn гп при выборе
ним.! п.пых режимов на-
। пн и Дли этого можно
|о и,.ища I ычя методи-
i upi i iii/M'inioii в рабо-
ii | I'S.i|. uiii< математичес-
in и-и,io |3<S7|, уста-
ii', aoiiien связь между
и i pii'иТинин размсра-
ii 1.1 in uia,метром D,
I......pelillB /J, ВЫСО-
ii. .ir. и-.о валика
// и n.ip.iMi-i । iм11 режима
.ni и । корне I ыо na-
227
плавки VH, массовой скоростью подачи порошка Gn, силой тока ду-
ги I и смещением с зенита «:
Уп(м/ч)=16,1+0,12ID-1,9 IB-0,7/7+0,00816DB+0.0245B, -
-0,00075О2+0,0204Я2; (80)
Сп(кг/ч)=2,1-0,3235-0,303 V,+0,046Bi;+0,013B2+
+0,0098 У 2; (81)
I (A)=20,6+0,77277+10,3B-6,18H-0,604DB+l,37£>Gn-
-14,7BGn+0,289HGt+0,0116£)2+4,41B2-0,2367/2+3,89G2; (82)
a/D=0,338-0,335B-0,00092B2. (83)
Ha puc. 134 представлена номограмма для выбора режимов на-
плавки, удобная для практического использования. Для примера
на ней показана последовательность выбора режима наплавки де-
тали диаметром 90 мм с шириной гребня витка В=8 мм. Параметры
режима — скорость наплавки, подача порошка и смещение плазмо-
трона с зенита являются постоянными по всей длине детали, а сила
тока дуги в зависимости от высоты гребня должна при уменьшении
высоты с //j до Н2 увеличиваться с /( до /.,.
При ширине гребня витка В<10 мм наплавку ведут без колеба-
ний плазмотрона, а при В>10 мм — с колебаниями. Амплитуду и ча-
стоту колебаний плазмотрона определяют по следующим формулам
А=(В-Дф)/2, мм; (84)
/=VH/tn, мшг1, (85)
где — диаметр фокусирующего сопла плазмотрона, t — шаг на-
плавки по диаметру (2-2,5 мм).
Найденные с помощью предложенной методики режимы па-
плавки обеспечивают хорошую стабильность процесса и отличное
формирование наплавленных валиков.
Результаты проведенных исследований были использованы при
разработке технологии наплавки роликов лентонрокатных станов
(рис. 135), дисковых ножей, червяков экструдеров полимерных ма-
шин [382, 388, 389] и некоторых других деталей.
Известно, что свойства наплавленного металла существенно за
висят от термического цикла наплавки [34, 172] и [381, 390|. Тех
нология плазменно- порошковой наплавки быстрорежущей стали
типа Р6М5, разработанная в ИЭС им. Е. О. Патона, основана на
228
fin 111 Номограмма для выбора параметров режима наплавки
гусиной цилиндрических деталей (схематически показана
н<ч нйовательность определения параметров режима): а —
<Ч»н in и наплавки v ; б — массовой скорости подачи порошка Gn;
I чищения с зенита а; г - силы тока плазменной дуги I
in ii iiiiii н-рмнческого цикла наплавки, отличающегося высо-
........in охлаждения наплавленного металла в высокотемпе-
......hi,к и। (рис. 136), за счет чего подавляется диффузион-
. । .. и.। । ,1\т leiiina, и малой скоростью охлаждения вблизи тем-
। и pi.i и.el,in,а мартенситного превращения (для стали
oil'i.м , мн .'()() () |3<)1|.
< р. ..l upin и. охлаждения наплавленного металла должна
.и ..in. .О ПИН '/<• с последующим уменьшением ее в интерва-
229
Рис. 135.
Ролик
лентопро-
катного
стана (а)
и червяк
экструдера
(б),
наплавлен-
ные
плазменно
порошковым
способом
ле температур мартенситного превращения до 1-5°С/с. При этом
происходит закалка наплавленного металла из жидкого состояния
и обеспечивается, в отличие от «мягкого» термического цикла
(рис. 137, а), получение мелкозернистой (10 12 баллов) мартен-
ситно-аустенитной структуры со сплошной, но топкой сеткой кар-
бидной эвтектики и первичных карбидов по границам зерен
(рис. 137, б).
Наплавленный металл типа 10Р6М5 после отжига при 860°С в
течение 3 ч, закалки от 1210°С и трехкратного отпуска при 560’С
но 1 ч имеет твердость 62-64 HRC3; его ударная вязкость, измерен-
ная на образцах сечением 5x5 мм без надреза, равна 10 14 Дж/см2,
а предел прочности при изгибе - 1600-2200 МПа (сечение образ-
цов 6x3 мм). Эти прочностные данные несколько ниже, чем в кова-
ной быстрорежущей стали, но значительно выше, чем в литой
|200]. Достаточно высокие прочностные характеристики наплав-
ленных быстрорежущих сталей обеспечивают хорошие служебные
свойства наплавленного режущего инструмента.
Наплавка многолезвийного металлорежущего инструмента. Сре-
ди различных видов многолезвийного металлорежущего инстру-
мента с точки зрения плазменно-порошковой наплавки напболь
шнй интерес представляют концевые фрезы и метчики. Опыт пока
зывает, что технологически и экономически целесообразно наплав
лять инструменты диаметром свыше 20 мм. Анализ показывает,.
230
т
потери, связанные с утилизацией наплавленного быстрорежущей
сталью инструмента (невозможность раздельной утилизации
основного и наплавленного металлов), не превышают потерь от
неполного использо-
вания лома цельного
и сварного инстру-
мента.
При плазмен-
но порошковой на-
плавке [378, 392]
концевых фрез и
мс|чпков заготовки
под наплавку имеют
и ил н пдрическую
форму, без канавок,
но <• проточкой под
наплавку режущей
н.п'in. Как правило,
и, одной заготовки
ио iv'iaior две фрезы
и in метчика
i/ии П8). Материал
i.iioioHKH сталь 45
н in IPX.
I.IIOIOHKH для
। iiiiiii'Hi.ic фрез na-
il I.Ill IHlill НО НППТО-
il IHIHIII 11ОСЛСДО-
i. и.но огдельпы-
ii ii 11..1МП, no часо-
ii i i pi на' I laiuiaB-
i.iiiiioiioK диамет-
,. । I I ,'i() мм вы-
пиши на iKopo-
i lo I । м и < нро-
1 II II I 1.Н1Н ГЫО
iiii и ( и ia ioigi
........... 'HO *90 Л.
И l i II,III Kill 1141-
i ill nil .i in upe
Puc. 136. Термические циклы плазменно-
порошковой наплавки стали 10Р6М5
на дисковые ножи различных диаметров:
1-152 мм; 2 206 мм; 3 - 287 мм
Рис. 137. Микроструктура наплавленного
металла 10Р6М5 при различных скоростях
о хлаждеиия в высокотемпературной области:
а- 10-25°С/с;б - 50-100° С/с; *320
231
вышает 5,0-5,5 мм. При необходимости наплавляют также и тор-
цевую поверхность заготовки.
Наплавку метчиков производят продольными валиками вдоль
образующей. После наплавки заготовки подвергают смягчающему
отжигу, обеспечивающему нормальную механическую обработку
режущим инструментом. Последующие закалку и отпуск выполни
ют по обычному режиму для быстрорежущих сталей.
По сравнению со сварными заготовками инструментов из кон-
струкционной и быстрорежущей сталей при использовании плаз-
менно-порошковой наплавки расход быстрорежущей стали сокра-
щается в 5-10 раз.
Наплавка дисковых ножей. Сравнительно высокие механические
и эксплуатационные свойства стали 10Р6М5, наплавленной плаз
мепно порошковым методом [287. 381, 393], хорошие свароч
но технологические свойства наплавочною порошка ПР-10Р6М5
обусловили применение плазмспно порошковой наплавки быст
рорежущей стали на режущие кромки дисковых ножей для резки
холоднокатаного листа.
232
Таблица 48. Режимы наплавки заготовок дисковых ножей для холодной резки проката
Размеры заго- товки, (диа- метр/толщи- на), мм Сила тока наплавки, А Скорость наплавки, м/ч Скорость подачи порошка, г/мин Примечание
305/20 220 3 50 Наплавка без охлаждения
287/20 190 4 50
206/10 135 5,5 30 С припудитсль- ним охлаждени- ем
152/5 110 5 22
Рис. 139. Заготовка дискового ножа, наплавленною пламенно-порошковым методом
Таблица 49. Твердость, некоюрые механические свойства
и эксплуатационная стойкость наплавленного металла
/ ни наплавленного металла Температу- ра трех- кратного отпуска, °C Твер- дость HRC3 Прочность при изгибе, МПа Ударная вязкость, Дж/см2 Количество резов до пер- вой переточ- ки, тыс. гит. *
1 /0Х5ВЗМФ5С2 530 62-63 1790 8,8 7,9
1 Ш>15Х6М 550 64- 65 2000 9,8 24,5
14,М ,фЗ 580 60-61 2070 5,2 4,5
1 П’ЗМЗФЗ 580 60 2200 9,1 6,5
нчиын пи, серииных ножей из стали 9ХФ — 3,5 тыс. резов.
Н|....... ножей диаметром до 287 мм и толщиной
। ' । мм предназначенных для резки тонколистового проката,
..рп:...л, термический цикл может быть достигнут за счет
... ........... погонной энергии. Для более массивных по
о .......................... свыше 25мм) требуется предварительный иодо-
i|"ii 11.in пику -ЮИКИХ ножей (менее 12 мм) диаметром
233
Рис. 140. Эскиз заготовки бумагорезательного ножа под наплавку (а)
и заготовка для двух ножей (б) наплавленная
плазменно порошковым методом
152 206 мм можно выполнять с принудительным охлаждением за-
готовок. При этом достигается отличное формирование наплавлен-
ного слоя при минимальном проплавлении основного металла
(рис. 139).
Режимы наплавки некоторых типов ножей приведены в
табл. 48.
234
Производственный опыт показал, что стойкость дисковых но-
жей, наплавленных плазменно порошковым методом быстрорежу-
щей сталью 10Р6М5, при резке электротехнической стали толщи-
ной 0,35 мм более чем в шесть раз, превышает стойкость серийных
ножей из стали 5ХВ2С.
Наплавка плоских ножей для резки бумаги. Разработана техноло-
гия плазменно порошковой наплавки ножей бумагорезательных
машин. Стойкость серийных бумагорезательных ножей без наплав-
ки исчисляется часами и определяется износостойкостью, твердое-
|ыо и механическими свойствами и некоторыми другими характе-
ристиками стали [394, 395|. Интенсивность изнашивания лезвия во
многом определяется составом и физическими характеристиками
бумаги.
Заготовка под наплавку имеет разделку (рис. 140, а), позволяю-
щую практически исключить деформацию после наплавки и крае-
вой эффект, возникающий при наплавке на кромку. Бумагореза-
||"1гпые ножи наплавляли плазменно-порошковым методом не-
ьолькими типами сталей и сплавов (табл. 49). После наплавки за-
..... (рис. 140, б) подвергают двукратному отпуску при темпе-
p.i iype 540 560°С, разрезке, правке и окончательной механической
обработке.
11, in давленные ножи испытывали на трех бумагорезательных
...пах фирмы «Валленберг». Наплучшие результаты показали
। и. наплавленные сплавом 350Ф15Х6М (порошок ПН АН40).
Высокая стойкость ножей, наплавленных сплавом 350Ф15Х6М,
...ин пяется наличием в его структуре большого количества равпо-
u’piiu распределенных очень мелких и твердых карбидов ванадия
| »:i.385|.
>. 1.2.3. Наплавка клапанов и седел двигателей
внутреннего сгорания
Нара iy с технологией плазменной наплавки клапанов ДВС с
Ириш пением в качестве присадки компактных колец (см. раздел
И ) in.-.тельное распространение получила плазменно порош-
•II г! наплавка этих деталей. Как уже неоднократно упоминалось,
при и ia.iMe.uno порошковой наплавке можно использовать более
Ирш \ ю гамму присадочных материалов, и этот способ наплавки
...... । к пени удовлетворяет возросшим требованиям к кла-
цни, р.п и редел ительпым механизмам ДВС в связи с увеличсни-
|' и...мощности двигателей и улучшением их экологических
Iip.II I ерш I III.
235
Рис. 141. Трапециевидная (а) и радиусная (6) разделки заготовок
клапанов под наплавку
Если для наплавки клапанов ДВС по технологии, описанной в
разделе 5.3.1, а также для индукционной наплавки клапанов [396]
применяют литые или спеченные кольца из никелевых сплавов, то
в зависимости от эксплуатационных требований типоразмеров кла-
панов и седел для плазменно-порошковой наплавки используют
сплавы с более высокими эксплуатационными свойствами па ко-
бальтовой или никелевой основах ПР-К60Х30ВС, 1Ш-АН34,
ПН-АН35, IIP К25Х25Н20В12, ПР ИХ25С5Р и некоторые дру-
гие. В зависимости от конструкции плазмотронов, а также наплав-
ляемых клапанов и седел применяют порошки с размером частиц
45-63 (для клапанов легковых автомобилей) или 125-200 мкм
(для клапанов тепловозных и судовых дизелей), получаемые, как
правило, распылением жидкого металла инершым газом.
Качество наплавленного металла, экономические показатели
процесса плазменно-порошковой наплавки клапанов во многом
зависят от конструктивных особенностей разделки рабочей фаски
под наплавку. В промышленной практике при плазменно-порош
ковой наплавке клапанов используют два типа разделки: трапецие-
видную и радиусную. При этом трапециевидная разделка (рис. 141,
а) по сравнению с радиусной (рис. 141, б) имеет определенные пре-
имущества, так как позволяет наносить слои меныпей толщины и
за счет этого уменьшить расход присадочного порошка, получа ть
минимальные припуски под механическую обработку, а также ст а
236
билизировать тепловложение по ширине разделки и улучшить
формирование наплавленного слоя. Технологические эксперимен-
ты показали, что оптимальный угол раскрытия трапециевидной
разделки составляет 90J. Клапан в процессе наплавки устанавлива-
ют на водоохлаждаемом подпятнике. Для лучшего теплоотвода чи-
стота поверхности, контактирующей с подпятником, должна быть
не ниже 5 класса шероховатости.
Особые сложности вызывает наплавка клапанов легковых авто-
мобилей, которые имеют небольшие размеры и к которым предъяв-
ляют жесткие требования по качеству, надежности и эксплуатаци-
онным свойствам. Эти особенности диктуют необходимость точно-
Подача охлаждающей Ь'>3ы
Тн^цгг.ньпГТа?
TpgHcnopmuDUwmud"' газ “ZZZZZ
^лизмооРразцюгциД газ
Включена? источников питания
П Включение осциллятора
11-----------------------------
I/ Ток Вспомогательной дуга
Ток основной дуьа
Ни. I /? Циклограмма технологического процесса
и iii.iMciiiio порошковой наплавки клапана ДВС
237
го выбора законов изменения параметров п алгоритма технологи-
ческого процесса наплавки в целом 1346].
При выборе параметров режима исходили из необходимости
обеспечения максимальной скорости наплавки, при которой фор-
мирование наплавляемого слоя еще нс нарушается (для клапанов
легковых автомобилей 15-22 м/ч). ^Массовая скорость подачи по-
рошка должна обеспечивать требуемые размеры наплавляемого
слоя. Силу тока основной и вспомогательной дуг подбирали таки-
ми, чтобы обеспечивалось надежное и бездефектное соединение на-
плавляемого слоя с материалом заготовки и в то же время
разбавление наплавленного металла материалом основы было ми-
нимальным (5-7%).
Поскольку в процессе наплавки заготовка клапана существенно
и неравномерно разогревается дугой, для обеспечения равномерно-
го и минимального проплавления заготовки силу тока основной и
вспомогательной дуг, а также производительность подачи ириса-
в г
Рис. 143. Микроструктура наплавленного металла типа
кобальтовых сплавов К60Х30ВС (а) и К25Х25Н20В12 (б) и зоны
их сплавления (в, г) с клапанной сталью 55Х20Г9ЛН4; /480
238
!"'|||<>го порошка изменяли ио определенным, подобранным па ос-
.......методических экспериментов, законам (рис. 142).
( учетом того, что время наплавки клапана легкового автомоби-
г не превышает 10 с, требуемые показатели по качеству и нроиз-
............. плазменной наплавки этих деталей возможны толь-
239
Рис. 145.
Изменение
размера зерна s
в зависимости
от расстояния
от границы
сплавления I
при индукцион-
ной (1,2)
и плазменно-
порошковой
наплавке (3 5)
клапанов
различными
сплавами: 1,3 —
К60Х30ВС;
2,4 — никеле-
вый сплав
ЭП-616А;5 —
К25Х25Н20В12
Рис. 146. Наплавленные клапаны легковых бензиновых
и локомотивных дизельных (а), а также наплавленные седла
и клапаны крупных судовых (б)ДВС
240
ко при компьютерном управлении основными параметрами про-
цесса и высокой надежности механической части наплавочного
оборудования.
Металлографические исследования показали, что структура ме-
талла, наплавленного порошками ПР-К60Х30ВС и
I1P-K25X25H20B12 на клапанную сталь 55Х20Г9АН4, состоит из
твердого раствора на основе кобальта и эвтектической составляю-
щей из смеси карбидов и твердого раствора, в зоне сплавления де-
фекты отсутствуют (рис. 143, а-г). Переходная зона между основ-
ным и наплавленным металлом при наплавке кобальтовых сплавов
составляет 100-150 мкм, а для никелевых сплавов — 50- 100 мкм.
Па расстоянии 0,15-0,20 мм от границы сплавления практически
достигается заданная твердость наплавленного слоя. Благодаря
этому, для обеспечения необходимой работоспособности клапана
после механической обработки достаточно иметь наплавленный
слой толщиной 0,5-0,8 мм и этим существенно экономить расход
присадочного порошка. Содержание железа в наплавленном метал-
ле не превышает 5% (рис. 144).
Ширина зоны перегрева с крупным аустенитным зерном при
плазменно-порошковой наплавке составляет всего 0,2 0,3 мм. Это
выгодно отличает ее от индукционной наплавки, при которой ос-
новной металл неизбежно подвергается сильному перегреву с об-
..рпой зоной крупного зерна (рис. 145), что может стать причиной
усталостного разрушения клапанов в процессе эксплуатации [346].
Как правило, плазменно-порошковая наплавка наиболее эф-
фективна при серийном производстве новых клапанов и седел ДВС
1316, 397]. В то же время плазменно-порошковую наплавку доста-
io'iiio широко используют также при ремонте изношенных клапа-
нов и седел крупных судовых дизелей (диаметр уплотнительных
поверхностей 300-450 мм). На рис. 146 показаны наплавленные
ним методом заготовки клапанов автомобильных и судовых ДВС.
11анлавку крупных клапанов и седел выполняют за один проход
предварительным и сопутствующем подогревами. После наплав-
ки обеспечивают замедленное охлаждение наплавленных клапанов.
। in пзготовительной и ремонтной наплавки клапанов и седел раз-
.....lx типоразмеров в мелкосерийном производстве могут быть
о, пользованы универсальные установки плазменно-порошковой
н.п! iiiiiKii, а в серийном — специализированные установки с ком
11 к ю । epi । ы м у правлением.
Глава 6. Оборудование
для плазменной наплавки
6.1. Основные узлы и механизмы оборудования
для плазменной наплавки
Для реализации многочисленных способов плазменной наплав-
ки было разработано большое количество разнообразного оборудо-
вания, которое выпускалось промышленностью как в единичных
экземплярах, так и достаточно большими сериями. Как правило,
оборудование для плазменной наплавки создают на основе агрсгат-
по модульного принципа, т.е. универсальные или специализиро-
ванные аппараты и установки различного назначения компонуют, в
основном, из унифицированных узлов и блоков [398]. Основными
узлами оборудования для плазменной наплавки являются плазмо-
трон, механизмы перемещения плазмотрона в вертикальной и го-
ризонтальной плоскостях, механизм колебаний плазмотрона, уст-
ройство для подачи присадочного (электродного) материала, аппа-
ратура питания газами, шкаф управления и источник питания. В
состав установок для наплавки могут входить колонна для монта-
жа основных узлов, манипулятор для вращения наплавляемой де-
тали, устройство для подогрева наплавляемой детали, автономный
блок охлаждения и т.д. Для компоновки установок плазменной на-
плавки используют некоторые унифицированные узлы установок
дуговой сварки и наплавки, в частности, механизмы перемещения
плазмотрона в вертикальном и горизонтальном направлениях, уст-
ройства для подачи присадочного (электродного) материала в bi ще
проволок и некоторые другие. Подробно с ними можно ознако-
миться в монографиях [399 4011.
Плазмотроны. Плазмотрон является важнейшим узлом напла
вочпого оборудования для плазменной наплавки, определяющим
все его основные характеристики. В зависимости от способа плаз
мепной наплавки (наплавка электродной или присадочной прово
242
локой, порошком, механизированная или ручная) применяют плаз-
мотроны различной конструкции
На рис. 147 показана типичная конструкция плазмотрона для
механизированной наплавки плазменной дугой прямой или обрат-
ной полярности с токоведущей или нейтральной присадочной про-
волокой [51]. Плазмотрон состоит из корпуса 1. стержневого элект-
рода 6, водотокоподвода 2, плазмообразующего 4 и защитного со-
пел 5, изолирующей втулки 3, газораспределительной системы и
системы охлаждения. Стержневой электрод имеет достаточно
сложную конструкцию, в которую входят корпус направляющей
i рубки, разделяющей входящий и выходящий потоки воды, и нако-
нечник. который явля-
ется сменной деталью и
заменяется по мере из-
нашивания. Водотоко-
подвод, служащий од-
новременно для подво-
i.i юка и охлаждающей
нои,! к наконечнику
юрнсвого электрода,
...... закрытого ис-
по пвтшя п рассчитан
' । рабочую силу тока до
bill \ 11лазмообразую-
IIH <• н защитное сопла
1И.П1О шепы из меди
-i.ipi.n М I н охлаждаюг-
। в........ । । тораспреде-
........ система
о, iii'BHBaci подачу в
| iMuipoii нлазмооб-
ра ....... и защитного
' .1 II IB
I....-I < -BlJdiyiO КОП-
। i p\ । ........ плаз-
ii pi mi i bi плазмсп-
iinpi ни । । ив mi ua-
ii H K.u. in менялось
II I. II I Ti 1ЦСС IByiO-
. .1 .1 I.|.< । ia iiopom-
Puc. 147. Плазмотрон для наплавки
плазменной дугой прямой или обратной
полярности с токоведущей или
нейтральной присадочной проволокой
243
ка в дугу наиболее
рациональной и эф-
фективной является
внутренняя его по-
дача в кольцевую
щель между плазмо-
образующим и фоку-
сирующим соплами.
Важнейшими тре-
бованиями к плазмо-
тронам для плазмен-
но-порошковой на-
плавки являются вы-
сокая стабильность
возбуждения дуги,
устойчивость ее го-
рения, отсутствие
«двойной» дуги,
надежная подача
порошка и высокий
коэффициент его ис-
пользования, отсут-
ствие «настылей» из
порошка на стенках
каналов сопел,
надежная защита
сварочной ванны от
воздействия атмо-
сферы. Независимо
от конструктивного
исполнения, плазмотроны с внутренней подачей порошка в дугу
содержат узел с кольцевой камерой и прямыми пазами, по которым
частицы порошка подаются в зону горения дуги по траектории,
проходящей через ось плазмотрона или под небольшим углом к
ней. Благодаря этому порошок попадает в высокотемпературную
центральную область дуги. Эффективность нагрева порошка уве-
личивается, потери уменьшаются, стабильность работы плазмотро-
на повышается.
Плазмотрон А1756.05 (рис. 148) конструкции ИЭС
им. Е. О. Патона состоит из катодного узла 7, корпуса 2 и фокуси-
244
рующего сопла 3, которое конструктивно объединено с защитным
соплом 4. Стержневой катод из вольфрамового прутка диаметром 4
мм закреплен в цанговом зажиме. Плазмообразующее сопло 5 яв
ляется сменным. К корпусу плазмотрона его крепят накидной
втулкой 6. которая на наружной поверхности имеет кольцевую ка-
меру и продольные пазы. Фокусирующее сопло крепят к корпусу
при помощи накидной гайки, оно снабжено штуцером 7 для подво-
да присадочного порошка и транспортирующего газа, штуцером 8
для подвода защитного газа и штуцерами для подвода воды и сва-
рочного тока. Газовая линза 9 защитного сопла конструктивно вы-
полнена в виде кольца, свитого из сетчатой ленты [402]. Такая кон-
струкция создает устойчивый ламинарный поток газа, который со-
храняется на значительном расстоянии от сопла.
Плазмотрон работает следующим образом. В начальный момент
с помощью осциллятора возбуждаются две дуги: электрод — плаз-
мообразующее сопло (косвенная дуга) и электрод — изделие (пря-
ная дуга). После зажигания прямой дуги косвенная дуга отключа-
ется. Присадочный порошок через штуцер с помощью транспорти-
рующего газа подается в распределительную камеру, где он равно-
мерно распределяется по окружности и по направляющим пазам
вдувается в плазменную дугу. В дуге порошок нагревается, частич-
но расплавляется, образуя на наплавляемой поверхности свароч-
ную ванну. Конструкция плазмотрона [403] обеспечивает мини-
мальные потери порошка при паплаьке: на оптимальных режимах
они составляют всего 1-2%.
В интервале силы тока 50- 270 А плазмотрон А1756.05 имеет
К11/1 нагрева изделия г]и=60 -80%, что близко к КПД односопло-
вых плазмотронов, применяемых для сварки и резки. Объясняется
ив гем, что фокусирующее сопло плазмотрона имеет малую длину
н практически не сказывается на величине цм.
В плазмотроне предусмотрено четыре варианта сочетания диа-
Mripoii плазмообразуюшего и фокусирующего сопел (г/пя+</ф):
(2,0 । 4,0) мм, (3,0+6,0) мм, (4,0+7,5) мм, (5.0+9,0) мм. Выбор опти-
m.i п.ного сочетания определяется технологическими соображения-
....., в основном, рабочей силой тока [404].
Плнмотроп А1756.05 нс позволяет вести наплавку ферромаг-
....... порошками. Под действием магнитного поля, с.оздаваемо-
к> HIKOM дуги, частицы таких порошков сцепляются друг с другом
и т,разуют пробки в каналах плазмотрона, что нарушает его работу.
I hi ||.1нлавки таких сплавов разработан плазмотрон «Энергия»
245
с локальным боковым вводом порошка в дугу [405]. В диапазоне
силы тока 150 450 Л плазмотрон «Энергия» работает устойчиво
при наплавке порошками как никелевых, так и железных сплавов.
Потери порошка не превышают 5%. Производительность наплавки
достигает 10 кг/ч, что значительно выше, чем для плазмотрона
Л 1756.05.
Плазмотроны А1756.05 п «Энергия» предназначены для
наплавки постоянным током прямой полярности.
Плазмотроны, работающие па постоянном токе обратной поляр-
Рис. 149. Внешний вид плазмотронов
для наплавки порошками: а - А -1756.05
(Украина); б — 1Ш 6 -01 (Украина);
в - УПН-303 (Россия); г - - ВУЗ-ПГРТ
(Словакия)
ности, стали применять в промышленности значительно позже
[100-103, 106]. В плазмотронах, работающих на постоянном токе
обратной полярности (плюс па электроде), существенно возрастает
тепловой поток в анод-электрод и, как следствие, это приводит к
его быстрому выхо-
ду из строя. Приме-
нение составных во-
доохлаждаемых ано-
дов позволило ре-
шить эту проблему и
существенно повы-
сить надежность та-
ких плазмотронов.
Применяют состав-
ные аноды в виде
вольфрамового элек-
трода, запрессован-
ного в медную дер-
жавку или сваренно-
го с ней диффузион-
ным методом. Свар-
ной анод-электрод
имеет достаточно
большой ресурс ра-
боты. его можно экс-
плуатировать при
силе тока до 800 А
[406].
На рис. 149 пред-
ставлен внешний
вид некоторых плаз-
246
мотронов для наплавки по-
рошками, а в табл. 50 при-
ведены их техническая ха-
рактеристика.
Для ручной плазменной
сварки (наплавки) исполь-
зуют плазмотроны
Об- 1160А конструкции
ИЭС им. Е. О. Патона
(рис. 150). Плазмотрон
Об 1160А состоит из кор-
пуса 3, подвижного элскт-
рододержателя 1 с вольф-
рамовым электродом 2.
Сменное плазмообра.зую-
щее сопло 5 и корпус плаз-
мотрона охлаждаются
водой. Газозащитное сопло
I изготавливают из кера-
мики. Плазмотрон рассчи-
i.iii па мощность до 2 кВт.
В зависимости от силы
1чка наплавки в плазмо-
ците могут быть исполь-
итаиы вольфрамовые эле-
I. |роды диаметром 0,8; 1,0
и in 1,2 мм. Плазмотрона-
ми Об 1160А комплекту-
1111 установки М11У-4 для
ручной микроплазменной
|'г. рки и наплавки.
Колебательные механизмы. В практике промышленного произ-
|.|. к та достаточно часто возникает необходимость производить
и.in. । шку деталей широкими валиками. Для получения таких вали-
। он применяют поперечные колебания плазмотрона, благодаря че-
хи \ чается наплавлять за один проход валики шириной до 50 мм и
......й до 6 мм.
I- и; показывает опыт, при наплавке валиков шириной до
О ’о мм характер движения плазмотрона мало сказывается на
форме налика п очертаниях зоны проплавления. В этом случае для
247
Таблица 50. Техническая характеристика плазмотронов для порошковой нал тавки постоянным током на прямой полярности
Параметр Тип плазмотрон*/(страна-производитель)
А 1756.05 (Украина) ПП-6-01 (Украина) УПН 303 (Россия) ВУЗ-ПГРТ ( Словакия)
Сила тока наплавки, А, пс более 300 400 300 150
Производитель, I ость наплавки, кг/ч, макс. 6 10 10 4
Общий расход газа, л/мин, нс более 20 20 24 15
Оптимальная грануля- ция присадочного порошка, мкм 80-200 40 250 80 250 40 180
Расход охлаждающей воды, л/мип, макс. >4 >6 <20 >4
Высота, мм 140 116 160 105
Диаметр мм, не более 65 60 80 38
Масса, г 1450 1800 2500 850
обеспечения поперечных колебаний плазмотрона можно приме-
нять кулачки эксцентрики. При панлавке более широких слоев
эксцентриковые механизмы не обеспечивают постоянной скорости
перемещения плазмотрона по ширине валика, в результате чего по-
следний приобретает седловидную форму; неравномерным получа-
ется также проплавление основного металла.
Па рис. 151 показана схема колебательного механизма (разрабо-
танан в ИЭС им. Е.О. Патона [407]), обеспечивающего оптималь-
ный характер поперечного движения плазмотрона, что является
важным преимуществом его перед другими устройствами подобно
го назначения [95, 408|. Вращение от привода 1 посредством ци-
линдрической и червячной передач сообщается кулачку 2, имею-
щему профилированную толкающую поверхность. Вращательное
движение кулачка 2 преобразуется в колебательное с помощью ко-
пирного ролика 3, двуплечего рычага 8 с плазмотроном 7 и возврат-
ной пружины 9. Профиль рабочей поверхности кулачка 2 обеспе-
чивает получение наплавляемого валика наиболее благоприятной
формы, при которой толщина валика практически одинакова по
248
всей его ширине. Ре-
гулировка амплиту-
ды осуществляется
маховиком 6. враща-
тельное движение
которого через винт
5 преобразуется в
поступательное пе-
ремещение ролика 3.
Фиксатор 4 обеспе-
чивает точность на-
стройки амплитуды
колебаний плазмо-
трона. Устройство
особенно эффектов
ио в тех случаях, когда требуется, не прерывая процесс наплавки,
плавно регулировать амплитуду колебаний плазмотрона. Частота
колебаний задается числом оборотов двигателя постоянного тока и
регулируется в пределах 8-120 мин 4. Это обеспечивает рацио-
нальное использование дорогостоящего присадочного материала и
высокое качество наплавляемого металла.
Питатели для подачи присадочного порошка. В наплавочном
оборудовании для плазменно порошковой наплавки питатель дол-
жен обеспечивать высокую стабильность подачи порошка в задан-
ном диапазоне гранулометрического состава и массовой скорости
подачи. В установках для наплавки порошками применяют пнев-
м,| । ниескис и пневмомеханические питатели [132, 408].
В пневматических питателях порошок подается за счет разреже-
ния, создаваемого струей транспортирующего газа в инжекторе.
I loponioK из бункера свободно просыпается в инжекционную каме-
ру, смешивается с транспортирующим газом и во взвешенном со-
1ОЯННИ подается по гибкой трубке в плазмотрон. В некоторых
конструкциях питателей газопорошковая смесь образуется непо-
। родственно в бункере питателя вихревым потоком газа, в других —
при просыпании порошка через сетки и т.п. и затем инжектируется
। р.1пснортируюшим газом. Как показал опыт, пневматические пи-
i.iKvni не обеспечивают равномерной подачи порошка, так как ко-
।нчестно подаваемого в плазмотрон порошка в значительной степе-
ни .авпепт от его гранулометрического состава и от расхода грапс-
iiopi прующего газа.
249
В пневмомеханичес-
ких питателях порошок
дозируется механичес-
ким способом (при по-
мощи вращающегося
барабана, шпека и т.д.),
а подается в плазмотрон
потоком газа. Эти пита-
тели в большей степени
отвечают требованиям
плазменно порошко-
вой наплавки.
На рис. 152 показана
конструктивная схема
барабанного питателя,
разработанного в ИЭС
им. Е. О. Патона [410].
Питатель состоит из
герметичного корпуса 7,
бункера 6 с патрубком,
барабана 2 и механизма
настройки, выполнен-
ного в виде подпружиненной втулки 4, перемещаемой по патрубку
при помощи рычажно винтового регулятора 3. Барабан приводится
во вращение двигателем постоянного тока через червячный редук-
тор (па рисунке не показаны). Зазор между втулкой 4 и барабаном
устанавливается таким, чтобы при неподвижном барабане порошок
нс высыпался из бункера. Вращаясь, барабан увлекает порошок за
собой и направляет его в приемную воронку, откуда порошок пере-
носится транспортирующим газом в плазмотрон. Подсветка 5 через
два прозрачных окошка позволяет контролировать уровень порош-
ка в бункере. С той же целью в последних конструкциях бункер из
готавливастся прозрачным.
Производительность Gn этого питателя практически не зависит
от расхода транспортирующего газа. Она определяется внутренним
диаметром втулки d, зазором между втулкой и барабаном 8, диамет-
ром барабана D и числом его оборотов в минуту п, а также насыпной
массой порошка ун:
Gn=nD6(d+8/tga)ny 10 3, г/с, (86)
250
где а угол естественного откоса для порошка данной грануля-
ции; величины D, а и 8 даны в мм, уп — в г/см3.
Из выражения (86) следует, что необходимый для наплавки ди-
апазон массовой скорости подачи порошка обеспечивается с избыт-
ком за счет изменения 8 и п.
Разработанный в ИЭС им. Е. О. Патона питатель [410] позволя-
ет дозировать хорошо сыпучие порошки с размером частиц
0,05 0,5 мм. Питатель рекомендуют располагать в общей компо-
новке аппаратов таким образом, чтобы при любом положении плаз-
мотрона угол наклона трубки, соединяющей питатель с плазмот ро-
ном, всегда был больше угла естественного откоса для порошка, т.е.
угла. при котором лежащий па плоскости порошок еще не скользит
но пен. Благодаря этому подача крупных частиц происходит в ос-
новном за счет силы тяжести и не требует большого расхода транс-
портирующего газа.
\nnapamijpa питания газами. Питание установок плазменной
наплавки газами производится с помощью систем, состоящих их
и.«шых баллонов высокого давления, газовых редукторов, рогаме-
|ров и регуляторов давления или расхода газов, газовых шлангов.
При плазменной наплавке присадочной (электродной) проволокой
iiii.ipaTypa питания обеспечивает подачу плазмообразующего и за-
....ого газов. При плазменно-порошковой наплавке, кроме того,
ini ыесся газ, транспортирующий присадочный порошок.
Ii точпики питания электрического тока. Для питания устано-
вок н г,змеиной наплавки применяют серийно выпускаемые сва-
рочные выпрямители с падающей внешней характеристикой и на-
ир м.< пнем холостого хода не ниже 60 В, например, ВДУ 504, ВДУ
•О... ИДУ 506, ВСВУ-400, ВДУ-1201 и т.п.
(1.2. Установки для плазменной наплавки
I! i.iHiieiiMocni от объемов производства наплавляемых деталей,
। "он...ii к уровню автоматизации технологического процесса и
ip\iii\ ф.н.юров плазменную наплавку можно выполнять па уни-
р .1 ii.iii.is установках, позволяющих наплавлять детали разной
формы и р,|.,меров, или па специализированных установках, нред-
। иных для наплавки деталей одного типа, — клапанов двига-
|| и н них ipeiinero сгорания, дисков и седел арматуры, заготовок
inn ।ремни1.1 и i ii.
251
В ИЭС им. Е. О. Нагона для плазменно-порошковой наплавки
разработан ряд универсальных и специализированных установок.
Для комплектации многих из них использовали базовый аппарат
для плазменно - порошковой наплавки А1756 (рис. 153). Аппарат
состоит из плазмотрона А1756.05 или «Энергия», порошкового пи-
тателя, механизмов колебаний и вертикального перемещения плаз-
мотрона, пульта, шкафа управления. В комплект поставки аппарата
А1756 входит источник питания. Электрическая схема управления
обеспечивает дистанционное включение и выключение сварочного
тока, регулируемую подачу порошка, включение и выключение ко-
лебаний плазмотрона, автоматическую заварку кратера, автомати-
ческое выполнение различных вспомогательных операций.
Рис 153. Базовый аппарат
для плазменно-порошковой наплавки А1756
В зависимости от
назначения базовый
аппарат А1756 может
быть установлен на
станине, на самоход-
ной тележке, смонти-
рован на суппорте
токарного станка
(рис. 154 — см. цвет
ную вклейку) и т.д.
На базе аппарата
А1756 разработана
универсальная уста-
новка ОБ2184
(рис. 155 — см. цвет-
ную вклейку), пред-
назначенная для на-
плавки наружных
цилиндрических по
верхностей диамет-
ром до 400 мм и дли-
ной до 800 мм,
торцевых поверхнос-
тей дисков диамет-
ром до 350 мм и тол-
щиной до 300 мм,
плоских поверхнос
тей деталей с макси
252
Таблица 51. Техническая харакгеристика установок
для плазменно-порошковой наплавки
Параметр 7 ип установки
ОБ 2184 (универ- сальная ) УПН-303 (универ- сальная ) УП- 142 (наплавка армату- ры) И 185 (наплавка фрез) УД-562М (наплавка клапанов)
Сила тока наплав- ки при ПР-1О0%, Л, не более 450 315 300 450 300
Пределы регули- рования подачи присадочного по- рошка, кг/ч 0,35 15 0,5-12 0,35-15 0,35-15 0,6-6
Скорость переме- щения аппарата, м/ч 3-6 0,2 20,0 — 6-30 —
Частота вращения планшайбы вра Щ.Н'СЛЯ. мин-1 0,1-5 0,05- 2,5 0,08 5,0 - 0,05-6,0
Размах колебаний п лазмотрона, мм 25 60 25 __ 15
Час юта колеба- нии плазмотрона, мни 1 8-120 6-30 20- 120 - 0-100
Расход газа, । мин, не более 20 40 20 20 20
< '1.1ждснис плаз- ми । рока Водяное, автоном- ное Водяное Водяное, автоном- ное Водяное, автоном- ное Водяное, автоном- ное
1 аоарп । ные раз- меры, мм 1800х 1160х Х1850 3450х 2800х х2000 1500х ЮООх Х1200 ЗбООх 1400х х2000 1800х 18000х х2200
М.к са, кг 800 2820 400 3300 1650
>|.| ii.iii.iMii размерами 800x500x400 мм. Ус-тановка может быть ис-
...... и>|:.п|.1 также для наплавки конических и фасонных деталей.
11 111гк-скис данные установки приведены в табл. 51
II । универсального оборудования для плазменно-порошковой
' iihui в (Х’СР в свое время наибольшее распространение полу-
hi м i.iiioBKii УШ1-303 (см. табл. 51), которые были разработа-
|||.। ни IIIIIIIIJCO и выпускались большими сериями заводом
253
254
«Электрик» (Санкт-Петербург, Россия) (рис. 156). Эти установки в
1980-е годы достаточно широко использовали на металлургических
предприятиях страны для наплавки различных деталей. Они состо-
ят из наплавочной головки, смонтированной на поворотной колон-
не, манипулятора, источника питания и системы управления.
Установки комплектовали сменными плазмотронами, позволя-
ющими выполнять наплавку постоянным током при прямой или
обратной полярности. Грузоподъемность манипулятора 500 кг,
максимальный диаметр изделия, которое можно установить в ма-
нипуляторе 1500 мм.
Фирмой «Плазма Мастер» (Киев, Украина) разработана уни-
версальная установка ПМ-300А для плазменно-порошковой на-
плавки (рис. 157), которую можно комплектовать как универсаль-
ными (ПП-G-Ol), так и специализированными плазмотронами
[323].
Установка предназначена для механизированной плазмсн-
н<> порошковой наплавки плоских, цилиндрических, конических и
юрцсвых поверхностей различных деталей. Ее компоновка позво-
ляв! производить наплавку как внутренних, так и наружных по-
II! ркНОСТСЙ.
I; ИЭС им. Е.О. Патона разработаны специализированные уста-
новки У 516. У-764, УД 308 УП- 142, У 562М для плазмен-
но । юрошковой наплавки деталей запорной арматуры, для наплав-
ки клапанов и седел двигателей внутреннего сгорания, полуавтома-
। пческая установка И-185 для наплавки заготовок концевых фрез
н лр.
11а рис. 158 (см. цветную вклейку) показана полуавтоматическая
\ч-ыповка УП-142, предназначенная для серийной или массовой
н.в, Шики деталей запорной арматуры (дисков и седел) диаметром
ю '00 мм и высотой до 150 мм.
< >< обе! । костями конструкции установки являются микропро-
IHI < ирное управление и наличие закрытой рабочей камеры, надеж-
но 1.11цнн|.ающей оператора от светового и теплового излучения ду-
। и, а 1акже от нылстазовыделений. Система управления позволяет
н IMOH ив ( илу тока и подачу порошка в начале и конце наплавки
..... in.. программе. Этим достигается равномерное проплавле-
HIK ......иного металла и заданные геометрические размеры на-
н Ын । н'мого кольцевого валика по всей длине окружности. При
। । -in.»' тухелойных валиков система обеспечивает автоматичес-
। и онтп'inк' силы тока и подачи порошка при наплавке второго
255
слоя, а также подъем плазмотрона на заданную величину (опре-
деляется толщиной наплавляемого слоя). Установка снабжена спе-
циальным механизмом для автоматической выгрузки заготовок по-
сле наплавки в накопительный бункер. Техническая характеристи-
ка установки приведена в табл. 51.
Широкие возможности открываются при использовании плаз-
менной наплавки в производстве клапанов двигателей внутреннего
сгорания (ДВС). Этим методом можно наплавлять клапаны прак-
тически всех размеров: от клапанов малолитражных двигателей до
крупных клапанов судовых дизелей. Плазменная наплавка облада-
ет большой гибкостью, так как позволяет легко переходить от одно-
го типоразмера клапанов к другому, использовать для наплавки
практически любые сплавы, независимо от температуры их плавле-
ния, способности самофлюсоваться и других свойств.
1 2 3 4 5
Рис. 159. Установка У 151М для плазменной наплавки клапанов по
пеподвим ной присадке: 1 — станина; 2 — плазмотрон: 3 — маховик
корректора плазмотрона; 4 — ротаметр; 5 кожух; 6 — цанговый
зажим: 7 — подпятник; 8 — программное устройство [401J
25ь
Плазменную наплав-
ку по неподвижной при-
садке используют в се-
рийном производстве
выпускных клапанов
легковых и грузовых ав-
томобилей. Для этих це-
лей в ИЭС им. Е. О. Па-
тона разработаны полу-
автоматические уста-
новки У-151 и У--151
М, а также автоматичес-
кая установка ОБ-1556.
Схема установки
У 151М для плазмен-
ной наплавки клапанов
но неподвижной при-
садке показана на
рис. 159. Клапан с уло-
-i.cihh.im в разделку спе-
ч< ным присадочным
Рис. 160. Полуавтоматическая
установка И-185 для плаз-
менно -порошковой наплавки
концевых фрез
гольцом устанавливают патроне станка вертикально. Подача кла-
панов в наплавочную камеру, наплавка и возвращение наплавоч-
ных клапанов в магазин совершаются автоматически. Присадочное
кольцо расплавляется плазмотроном расположенным под углом
। > к осн клапана. Чтобы предотвратить прожог кромки, снизу к та-
|и 'ко клапана поджимается медный водоохлаждаемый подпятник.
< или тока плазмотрона изменяется по определенной программе,
оыгодаря чему при наплавке исключается образование дефектов в
....'ре и обеспечивается безупречное замыкание кольцевого вали-
i a Диаметр тарелки наплавляемых клапанов 27-60 мм. Произво-
||| 11 н.ность установки 130- 180 наплавленных клапанов в час.
Для плазменно порошковой наплавки клапанов с тарелкой от
111 io 120 мм в ИЭС им. Е. О. Патона разработана высокопроизво-
IIIо .ьпая установка У 562М с компьютерным управлением
(, ч 1.16л. 51).
( пецпалнетами АвтоВАЗа (Тольятти, Российская Федерация)
l>.i ip.i6oi.uia автоматическая установка для плазменно-порошко-
noii nan laiiKii клапанов с использованием модулированного тока
| М/. 1'171
257
Рис. 161. Установка УД 251 для центробежной
плазменчо-порошковой наплавки
Полуавтоматическая установка И-185 (см. табл. 51) для плаз-
мснно- порошковой наплавки концевых фрез диаметром 25-50 мм
показаны на рис. 160. В установке использована схема наплавки,
при которой заготовка, установленная в центрах, получает посту-
пательное и вращательное движения относительно неподвижного
плазмотрона. Зона наплавки закрывается ограждением, передняя
панель которого автоматически открывается в цикле, освобождая
зону для установки и снятия заготовки. Наплавочная часть
установки снабжена основными узлами аппарата А 1756. Движе-
ние и деление на угловой шаг выполняется при помощи гидро-
приводов.
Расход порошка быстрорежущей стали па наплавку одной заго-
товки (2 фрезы) составляет 0,15 - 0,4 кг. Производительность уста-
новки — 10-15 наплавленных заготовок в час.
Для центробежной плазменно порошковой наплавки в ИЭС им.
Е.О.Патона разработано два типа оборудования- установка
УД 251 универсального назначения (рис. 161) и специализирован
ная установка УД 523 для наплавки втулок буровых насосов.
258
Таблица 52. Техническая харакгеристика установки
для плазменной наплавки с гоковедущей или нейтральной
присадочной проволокой (лентой)
Параметр Тип установки
УПН-601 (универ- сальная) УД 368 (наплавка замков буриль- ных труб) ОБ 2116 (наплавка замков буриль- ных труб)
Сила тока наплавки при ПР=100%, А, не более 400 400 450
Пределы регулирования скорости подачи присадоч- ного материала, м/ч 50-400 15 75 15-75
Скорость наплавки, м/ч 0,2 20,0 4 12 3 30
Размах колебаний плазмо- । рона, мм, не более 70 55 30
1 lac гота колебаний плазмо- трона, мни ' 0 30 5- 50 5 50
1 ’.1с\од газа, л/мин, не более 30 30 30
< )\иаждеиис плазмотрона Водяное Водяное Водяное
1 .ii'i.ipn гные размеры, мм Пет свед. 1470x1450x2525 1800x1300x1600
Масса, кт « 1500 650
> < тановка УД 251 выполнена на базе токарного станка модели
। Mli'I. на суппорте которого установлены загрузочное устройство и
....> и кнмотроиов. Установка укомплектована тремя плазмотро
и IMH. рш < читанными на максимальные значения силы тока 300
( I пн ) и 500 Л (2 шт.). В зависимости от внутреннего диаметра
и.nt i.iBTii'Moii детали применяют следующие плазмотроны для ди-
н 11>< >н. (>() 90 мм плазмотрон на 300 А; 90- 160 мм на 500 А;
П.о ИХ) мм блок из двух плазмотронов на 500 А.
II i.i.iMoi|><>иы вводят во внутреннюю полость втулки на штап-
р.н ci . инн между которыми регулируют с помощью суппорта.
II ijimiiju’i । установки входят также токонодвод, два люнета,
ф \ правления и два источника питания ВДУ 1201.
'll ..пл Х'Д 251 целесообразно использоватьпри небольших
произволе тиа Для крупносерийного производства создана
..... >71 . с высоким уровнем автоматизации проводимых
259
Рис. 162. Установка ОБ -2116 для
наплавки замков бурильных труб
на ней работ. Она снабже-
на устройством механизи-
рованной подачи заготовок
на рабочую позицию и сня-
тия с нее, устройством ме-
ханизированной подачи
присадочного порошка.
Цикл наплавки автомати-
ческий. Размеры наплавля-
емых втулок: внутренний
диаметр 120 -200 мм, на-
ружный до 240 мм, дли-
на — 300-700 мм.
Для плазменной наплав-
ки с токоведущей или нейт-
ральной присадочной про-
волокой на прямой или об-
ратной полярности во
ВНИИЭСО (г. Санкт Пе-
тербург, Россия) были раз-
работаны универсальные
установки УПН-601 и
УИН 602 [511. Техничес-
кие характеристики установки УПП 601 приведены в табл. 52. На
установках применяли плазмотроны для наплавки постоянным то-
ком прямой или обратной полярности (см. рис. 147). Установка ком-
плектуют двумя источниками питания типа ВДУ 504. Один из ис-
точников питает плазменную дуту, а второй используют при наплав-
ке токоведущей присадочной проволоки.
В ИЭС им. Е. О. Патона разработаны специализированные ус-
тановки ОБ 2116 и УД-368 для плазменной наплавки замков бу-
рильных труб электрически нейтральным присадочным материа
лом в виде ленточного релита, плющепки или порошковой прово-
локи (см. табл. 52) [87]. Установку ОБ 2116 (рис. 162) используют
для наплавки замков в сборе с бурильными трубами пепосрсдс1
венно па трубных базах.
Наплавку трех упрочняющих поясков выполняют последова
только с автоматическим переходом наплавочного аппарата с одно-
го пояска на другой. Производительность установки ОБ 2116 при
односменной работе составляет 6000 замков бурильных труб в год.
?60
Рис. 163. Установка для плазменно порошковой наплавки тел
вращения фирмы «Кастолин-Эвтектик»
I'm /(> /. А, тапочка для плазменно-порошковой наплавки деталей
• i; > хи I in://пн < предварительным и сопутствующим подогревами
фирмы «Кастолин-Эвтектик»
261
Установка УД- 368 предназначена для наплавки замков бурши,
ных труб при их изготовлении. Установка трехпозиционпая, па
каждой позиции производят наплавку на замок одного защитного
пояска. Таким образом, после наплавки замка поочередно па вл х
262
позициях получается наплавленный слой, состоящий из трех пояс-
ков. Установка работает в автоматическом режиме, что обеспечива-
ет высокую производительность наплавки. Наплавленные замки
затем приваривают к бурильным трубам.
За рубежом специализированные и универсальные установки
для плазменно -порошковой наплавки выпускает ряд известных
фирм: «Кастолип Эвтектик»; «Митсубиши», СНМИ; «Хобарт»,
«Хеттигср», «Мессер Грисхайм», «Делоро стеллит» и некоторые
другие |20 22]. На рис. 163 I66 для примера приведены универ-
сальные и специализированные установки для плазменно порош-
ковой наплавки фирм «Кастолин-Эвтектик», «Митсубиши» и
СНМИ.
Для зарубежной практики характерно более широкое по сравне-
нию с отечественной практикой распространение плазменной на-
плавки с использованием в качестве присадочных материалов по-
рошков и проволоки. Особенно заметен рост производства устано-
вок для наплавки деталей запорной арматуры и клапанов двигатс-
к и внутреннего сгорания.
Практически по основным комплектующим узлам установки
различных фирм и предприятий одинакового назначения нс имеют
принципиальных различий. Могут быть некоторые отличия в коп-
< |рукцип отдельных узлов, а также в их компоновке. В последние
|<|,чы большинство отечественных и зарубежных фирм оснащают
нац I.точные установки компьютерным управлением и роботизи-
.......мн комплексами, что позволяет значительно повысить ста-
ми п.поегь свойств и качество наплавленных деталей.
263
Список ли гературы
1. Пла змеиная технология: Опыт разработки и внедрения / Сост.
А.П.Герасимов. — Л: Лепиздат, 1980. - 152 с.
2. Быховский Д.Г. Плазменная резка. Л: Машиностроение, 1972. — 167 с.
3. Васильев К. В. Плазменно-дуговая резка. М: Магаиистроснис, 1974
111с.
4. Микроилазменная сварка / Б. Е. Патон, В. С. Гвоздецкий, Д. А. Дудко и
др. // Под ред. Б.Е.Патона. - Киев: Паукова думка, 1979. — 245 с.
5. Петров А. В. Плазменная сварка // Итоги науки и техники. Сварка. Т12.
ВИНИТИ АН СССР, 1980. - С. 53-109.
6. O’Brien R. L. Arc plasma for joning, cutting and surfasing // WRC
Bulletin - N131. - 1968. - 37 p.
7. Merchandise H. Plasmatechnologie Grundlagcn und
Anwendung // DVC Berichte 8. - Dusseldorf. 1970. — S. 166.
8. Stand und Entwicklungstendenzen der Plasmatcchnik im Industrie und
Forschung//Vortragsband zum Plasma-Kolloguium. — 13-14 April 1978. —
Aachen. — 203 s.
9. Плазменная наплавка металлов / A. E. Вайнермаи, M. X. Шоршоров,
В. Д.Веселков, В. С. Новоселов. — Л.: Машиностроение, 1969. — 192 с.
10. Хасуй А. Техника напыления. — М.: Машиностроение, 1975. — 288 с.
11- Дудко Д. А.. Лакиза С. П. О новых возможностях сварки высокотем-
пературной дугой, сжатой газовым потоком // Автоматическая сварка —
1960. №11. С. 38-46.
12. Arc Welding process and apparatus/1.N.Neely, R. S. Zuchowski, W.B.Sharav,
F.II.Sasse // USA patent 3.071.678. - Jan. 1. - 1963. - Filed Nov. 15. - 1960
13. Каленский В. К., Гладкий П. В., Фрумии И. И. Исследование и раз
работка способа автоматической наплавки выпускных клапанов
автомобилей // Автоматическая сварка. — 1963. — № 1. — С. 15-23.
14. Zuchowski R. S., Culbertson R. Р. Plasma arc weld surfacing // Welding
Journal. 1962.-41,-№6. P 548-555.
15. Witting E. Grundlagcn und Anwendungen dor Plasma-Ver-
fahren//Schweissen und Schneiden. 1962 14. № 5. S. 193 200.
16. Рябцев И, А. Наплавка деталей машин и механизмов. - Киев: Эко-
технология, 2004. — 160 с.
17. Бенуа Ф. Ф., Хмелевская В. Б., Катлер А. И. Исследование плазменной
наплавки латуни на сталь применительно к созданию уплотнительных
колец на золотниках арматуры // Труды Ленинград, института водного
транспорта. — 1971. — вып. 126. — С. 88 98.
18. Garrabrant Е. S., Zuchowski R.S. Plasma arc hot-wire surfacing a new
high deposition process//Weldung lournal. 1969. 48. №5.
P.85 395.
19. Уэда Масаго. Способы наплавки плазменной дугой. Японский патент.
КЛ.12В112. (В23к). № 727. — заявл. 17.06.69. — опубл. 10.01.72.
20. Wirth A. Aul'tragschwcipcn von Dichtstegen bei der Inslandsetzung von
Flugtriebwerken // Oerlikon Schweipmitt. — 1981. - 39. - N 96-97. -- S. 29-33.
264
21. Matlock W.M., Kocis J.F., Vitcha E.T. Plasma- Arc hardfacing exnaust
valves with an iron-base alloy // Metal Progress. — 1978. — 113. — № 5. —
P. 38- 43.
22. TIG--plasma system hardfacing volve seats//Welding and Metal
Fabrication. 1981 49. №5. P. 264,266.
23. EuTronic CAP. Castolin+Eutectic-lnstitut. // St. Sulpice. — 1981. Dok.
4583 0819 1500 DN. 6 s.
24. RotoTec. Automatische Anlagen fur vorbeugende Instandhaltung durch
Schweipen //Gastolin+Eutechnic-Institut. St. Sulpice. — 1980. Dokument
4466- 1800 2500-G.
25. Allen J. B., Bradley J. W- Plasma manual hardfacing on nuciear val-
ves//Australien Welding Journal. — 1977. — 21. — №3. -- P.15 16.
26. Schreiber F., Honeck H. Mobiles Plasma-Pulver- Auftragschweipen von
Hand Verschleipschutz leicht gemacht // Praktiker. — 2001. — 53. — 119. —
S. 346-349.
27. Berggreen J. Plasma-Auftragschweipen von Hand auf TiA16V4 // Vor-
tragsband zum Plasma- Kolloguium Stand und EntwicKlungstendenzen der
Plasmatechnik in Industrie und Forschung. — 13-14 Apriel 1978. — Aachen.
S. 29 39.
28 Антонов В. А., Контратьев II. А. Восстановительная наплавка мелких
прецизионных вырубных штампов // Теоретические и технологические
основы наплавки. Современные способы наплавки и их применение. —
Киев: ИЭС им. Е. О. Патона, 1982. — С. 55 57.
2!) Manz A. F., Saenger J. F. Verfahren zum Auftragen von Metall. // Offen-
legungsschrift BRD 1.521.567 vom 11.Sept. 1969 (US Appl. 460.441. vol. 1.
hini 1965).
10 Sinars E., Backstrom. Gas-metal-plasma arc welding, a new method for weld
' l.'dding // Exploiting welding in production technology. International
( (inference London 22 24 April 1975. — Abington. 1975. — Vol. I.
P. 179 187.
'.I Licfkcns A., Essers W. Способ и устройство для плазменпо-дуговой
сварки / Патент США № 3612807 кл. 219 -121 р. — Заявл. 30.12 69. —
Выдан 12.10.71. — Приоритет Нидерландов от 3.01.69 и 4.04.69.
.42 Красулин Ю. Л., Кулагин И. Д. Регулирование температуры сварочной
панны при наплавке плазменной дугой//Автоматическая сварка.—
1966. №9. С. 11-15.
1.3 Красулин Ю. Л., Шоршоров М. X. О регулировании тепловых и
диффузионных процессов в зоне сплавления металлов при сварке и
наплавке // Сварочное пр во. 1963. №8. С.13 16.
31 Фру мин И. II. Автоматическая электродуговая наплавка. Харьков:
Металлургиздат. 1961. — 421 с.
35 Ноходня И. К. Газы в сварных швах. — М.: Машиностроение, 1972. — 256 с.
16 Ваннорман А. Е., Веселков В. Д. Свойства соединений разнородных
металлов при плазменной наплавке // Сварочное пр-во. — 1968 - № 1. —
С. 18--20.
265
37. Веселков В. Д. Опыт повышения эффективности сварочного произ-
водства. — Л.: Судостроение, 1978. — 152 с.
38. Вайнерман А. Е., Захаров В. Ф., Сютьев А. Н. Наплавка сжатой дугой
нержавеющей стали на углеродистые и низколегированные стали. — Л.:
ЛДНТП, 1975. - 24 с.
39. Сютьев А. Н., Вайнерман А. Е. Плазменная наплавка на изделия
цилиндрической формы. Л.: ЛДНТП. 1970. 19 с.
40. Усталостная прочность стальных валков с наплавленным слоем
бронзы / А. Е. Вайнерман, П. И. Гайдай, А. II. Сютьев, Г. Н. Филимо-
нов // Сварочное пр-во. — 1972. — № 2. — С. 30-32.
41. Терентьев В. А., Зубков Н. С. Энергетические характеристики плаз-
менной дуги и тепловая эффективность процесса плавления присадочного
материала // Автоматическая сварка. — 1982. № 2. С. 26-28, 34.
42. Зубков Н. С., Терентьев В. А. Энергетические характеристики плаз-
менной дуги обратной полярности и влияние распределения теплового по-
тока на технологические параметры процесса наплавки // Сварочное
пр-во. — 1982. — № 2. — С. 17-20.
43. Данилов А. И., Жуков К. И., Колосова Н. А. Производительность
процесса плавления металла при плазменной наплавке постоянным током
обратной полярности // Сварочное пр- во. — 1979. - № 12. — С.36-37.
44. Хасаном 3. X., Нилов Ю. Б. Исследование некоторых факторов, влия-
ющих на производительность плазменной наплавки // Электротех-
ническая промышленность. Электросварка. 1980. — № 6. — С. 1-3.
45. Muysen L. Nooijens A. J. Het oplassen met Со-Сг-М legcrin-
gen // Lastechnik. — 1978. — 44. — № 9. — P. 157-162.
46. Sindle-Iayer stellite cladding with automatic DCRP soft plasma arc welding
process / A. Nohtomi, H. Kobajashi, Y. Sugiyama, K. Yamashita // IIW. Doc.
IV-296-81. - 18 p.
47. Study on Characteristics of Reverse Polarity Soft Plasma Arc and its Application
to Overlay Welding /Shimada Wataru, Hoshinouchi Susumu, Hiramoto Scigo,
Ukai Jun. // IIW. DOC.N 212-480-80. - Nagoya. - 1980. - 27 p.
48. Тавер E. И., Шоршоров M. X. Сварка стали двойной плазменной
дугой // Сварочное пр-во. — 1971. — № 10. — С. 26-28.
49. Разработка метода плазменной сварки с присадочной электропроводящей
проволокой / Тагути IO. Я., Хата Мацуакп, Кодзава Коитиро, Имосима
Тохико // Эсэцу Гидзюцу. Welding Technologic.- 1977. — 25. — № 10.
С.73-77.
50. Charakteristics of plasma arc welding with wire addition. Taguchi Hiroya,
Haneda Misuaki, Imanada Shaji, Sejima Itsuhiko // Trans. Jap. Weld. Soc.
1978. 9. № l.-P. 35-40.
51. Данилов А. И. Плазменная наплавка постоянным током обратной
полярности. — Л.: ЛДНТП, 1981. — 20 с.
52. Areskoug М., Smars Е. Application of the Gas-Metal -Plasma-Arc process
for weld cladding in nuclear manufacturing // Welding and Metal Fab
rication. - 1976. - № 4. P. 274-277.
266
53. Areskoug M. Das «Gas Metal-Plasma Arc». Vcrfahren ein neuc
Methode zur Auftragsschweipung // Schweiptechnik. Soudurc. 1978.
68. — № 2. S. 17 22.
54. Фуцзимори Сигэаки, Янагуяпу Кацуе, Йосиэ Стэки.
Плазменно-дуговая сварка и наплавка литых детален // Есуцу пгдзюцу.
Welding Technologic - 1980. 28. №11. —Р. 82-87
55. Ruckdcschel W. Plasmaheipdraht Auftragschweipen ein ncucs
Plattievcrfahren // DVS Berichte 23. — Dusseldorf. — 1972. — S. 35 39.
56. Dilthey U. Wcrkstoffe und Vcrfahrenstechnik beim Auftragschweipen im
Behaltcr und Apparatebau // DVS Berichte 27. Dusseldorf. 1973. —
S.23 29.
57. Trarbach К. O. Gladding nuclear steels - the application of plasma-arc hot
wire surfacing//Metal Construction. 1981. 13. №9. P. 508-510.
58. Ruckdeschel W. Anwendung des Lichtbogenschwcipens mit Heib-
drahtzusatz // Schweiptechnik. Soudure. - 1973. — 63. — №8. - S. 229-241.
59. Rude J., Trarbach K.O. Untersuchungen an PHA -aufiraggeschweipten
Rcaktorwerkstoffcn. Schwcipen in der Kerntechnik // DVS Berichte 52,
Dusseldorf. - 1978. -- S. 52 59
60 Welding in thermally ionised gas. Essers W.G., Tichelaar G.M., Hcnvel
GJ.P.M., Jelmorini G.//Adv. Weld. Process. VoLl Abington 1974.—
P. 113 -120.
61 Essers W. G. New process combines Plasma with GMA welding // Welding
Journal. 1976. 55. - № 5. P.394- 400
62 Plasma-MIG welding a new torch and arc starting method/ Essers W.G.,
Willems G.A.M., Buelcns JJ.C., Gomped M.P.M. // Reference Metal
Construction. — 1981. — 13. — № 1. — P. 36 42.
63 Essers W. G., Jelmorini G., Tichelaar G. M. Arc characteristics and metal
tiansfcr with Plasma — MIG Welding // Metal Construction. — 1972.
4. №12. P. 439 447.
61 Plasma MIG rolls over SA for steel plant repairs // Welding and Metal
I ibi ication. — 1981. — 49. — № 8. P. 465 467.
Hon....евскнй А. Г. Сварка в защитных газах плавящимся электродом. —
\1 Машиностроение, 1974. — 240 с.
Krctzschmar Ь. Verschleipminderung durch Panzerung mit
S< hweiPpastc// Schweiptechnik. (DDR). 1963. 13. №3. S. 110-117.
Model F. Automatisches Einschmelzen der Auftrags Schweippastc ZIS
218//Schweiptechnik (DDR). - 1966.- 16. №5. S. 209 212.
Model F. Das Panzern von Verschleipteilen mit Auftrags — Schweippastc ZIS
’IS mittcis Plasmabrenncrs in VEB Braunkohlenkombinat
I .iiu hh.iiiuner//Bergbautechnik. 1967,— 17.— № 11. S. 591 594.
hielzschmar E. Entwicklung der Legicrung ZIS 770 und
I 'l.isina.iiill ragschwcipen unter Schweippulver // ZIS- Mitteilungen.
19/7. №19. S. 1116 1121.
Кречмар I-)., Хорн Ф. Разработка сплавов ЦИС 770 и технология
ui.iimc...ii наплавки его иод флюсом//Теоретические и тсхноло-
267
гичсские основы наплавки. Наплавочные материалы. — Киев: ИЭС
им. Е. О. Патона. 1978. — С. 54-61.
71 Гладкий П. В., Фрумин И. И. Плазменная наплавка // Автоматическая
сварка. 1965. — № 3. — С. 23 27.
72. Калашников Ф. И. Получение твердого сплава сормайт 1 в виде порошка
из топкого листа формируемого в валках -кристаллизаторах // Передовой
научно-технический и производственный опыт. — М 62-37/4. М:
ГОСИПТИ. 1962. 23 с.
73. Лебедев Б. Д. Терминология процессов сварки с использованием приса-
дочного материала. // Сварочное пр- во. 1980. — № 5. — 43 с.
74. Gage R М., Nestor О. Н. Yenni D. М. Collimated electric arc -powder
deposition process/USA patent 3016447. -Jan. 9. 1962. Nov.2. 1959.
75. Dili hey. UL, Kabatnik L. Zentral Pulverzul'uhr bcim Plasmauftrag-
schweipcn // Schwcipcn und Schneiden. — 1998. 11.12. -S. 766 771.
76. Plasma arc spraying and welding//Welding and Metal Fabri
cation.-1963.-31. N8. P. 346-348.
77. Plasmarcchnologie des Wolframs // Schweipen und Schneiden. - 1966. —
18. N5. S. 239 240.
78. Николаев А. В. О каскадной дуге в плазменных установках // Авто-
матическая сварка. -- 1971. — № 6. — С. 5 7.
79. Dikhey. UL, Ellermeier J., Gladkij P., Pavlenko Al. Kombiniertes
Plasm-Pulver Auftragschweipen//Schweipen und Schneiden.— 1993.
H.5. S. 241 244.
80. Witling E. Plasmauftragschweipen // Schweipen und Schneiden. 1965 —
17. — № 11. - S. 605-608.
81. Плазменная наплавка роликов проводковой арматуры стана
«бОО* / П. В. Гладкий, Е. Ф. Переплетчиков, И. И. Фрумии и др. // Авто-
матическая сварка. 1969. — № 4. — С. 66-68.
82. Irmer W., Hentschel К. Plasmaauftragsschweipen pulverformiger Zusat-
zwerkstoffe//Schwciptechnik (В). — 1969. - 19. — N5. S. 193 197
83. Kret/schmar E. Plasma bzw Schutzgasauftragsschweipcn mit pulverfomigen
Zusatzwerkstoffen // ZIS — Millcilungen. — 1966. - 8. - Nl. — S. 18 34
84. Desir J. L., Kleykamp M. Toepassingcn van de plasma-’ichtboog voor slijt-
vastc lagen in de Industrie // Lastechniek. 1982. — 48. — № 9. - S 147 151.
85. Automated surfacing system Plasma Arc // Metalurgical Industries Inc.
USA. - 1981.
86. Гладкий II. В.. Переплетчиков E. Ф., Фрумин И. И. Плазменная нап-
лавка с присадкой порошков // Резка, наплавка и сварка сжатой дугой. —
М.: ЦИНТИхимпефтсмаш. 1968. С. 50 60.
87. Белый А. И.. Кузьмин Г Г. Плазменная наплавка резьбовых замков и
муфт геологоразведочных бурильных труб // Автоматическая сварка.
1978. - № 9 - С. 44-46.
88. Наплавка топких слоев износостойких композитных сплавов / Ю. А. Юз-
всико, М. А. Пащенко, А. И. Белый и др. // Автоматическая сварка. -
1974. -№7.-С. 71 72.
268
89. Zuchowski R. S., Garrabrant E. New developments in plasma arc weld
surfacing//Welding Journal. - 1964. 43. — № 1 —P.7-14.
90. Schmitt O. Plasma Auftragsschweipen Plasma Verbindungsschweipen // LIN-
DE Schweiptechnik. — H.XII. — 1967. — S. 36.
91. Walter F. Das Auftragsschweipen mit dem Plasmabrcnner // Industrie-
Anzeiger: Essen. 1966. - 88. — № 6. S. 96-98.
92. Inner W., Michlig R., Hirsch P. Untcrsuchungen zur Warmeverteilung bcim
Plasmaauftragsschwcipen // Schweiptechnik (B). — 1969. — 19. — № 11. —
S. 486- 488.
93. Inner W. Energicvcrhaltnisse des PlasmaauftragsschwciPprozesses // Schwei-
ptechnik (B). 1972. 22. №4.-S.164 167
94 Metallpulvcr zum Auftragsschweipen korrosionsfestcr Schichten // Masch-
inenmarkt. 1980. — 86. - № 17 325s.
95. Eichhorn F., Walter F. Unteisuchungen uber das Plasmaauftrags-
schwcipen//Schweipen und Schneiden. 1967 19. -№12,- S. 570 575.
96. Гладкий II В., Переплетчиков E. Ф., Сом А. И. Порошки для плаз-
менной наплавки // Теоретические и технологические основы наплавки.
Наплавочные материалы. — Киев: ИЭС им. Е. О. Патона, 1978. — С. 48 -54.
97 Фрумии И. И., Гладкий П. В., Переплетчиков Е. Ф. Некоторые свойства
присадочных порошков для наплавки и металлизации // Автоматическая
сварка. 1971. - № 11 - С. 32 35.
98 Оборудование для плазменной наплавки / П. В. Гладкий, В. Г. Донской,
В. К. Каленский и др. // Плазменные методы обработки металлов. — Л.:
ЛДНТП, 1977. -С. 46 52.
99 Nokajima М., Ueda М., Nohtomi А. Наплавка слоя дисперсных карбидов
плазменной дугой. Изучение процесса износостойкой наплавки с
использованием сверхтвердых материалов. Сообщ. 1 // Есецу гаккайсп.
J Japan. Welding Sosiete. — 1981. - 50. — N5. — Р. 471-477.
100. Nokajima M. L’eda M Hohtomi А. Плазменная горелка обратной
полярности для высотвердой наплавки. Сообщ. 2 // Есецу Гаккайси. —
I. [арап Weldig Socicte - 1981. 50. №10. - Р. 959-964.
lol A study on a new hardfacing processe using an extremely hard
null erial / M. Nakajima, A. Notomi, T. Knsano, M. Ueda // Mutsubishi Heavy
Ind.Tcchn. 1982 19. №1. P. 23-30.
I O ’. Исследование процесса наплавки износостойкого слоя сверхтвердыми
м.нериалами / М. Hakajima, A. Notomi, Т Kusano, М. Ueda // Мицубиси
д.ш1ко тихо (Mitsibishi juho giho). — 1981. — 18. — № 4. Р. 566 573.
10 1 У->да М., Нотоми X., Кусано Т. Способ наплавки твердого повсрхност-
о слоя//Заявка 56-144865. Япония.- Заявл. 10.04.80.—
№ .5.5 46240. Опубл. 11.11.81. - МКН В23 К9/04. - В23 К9/00.
Io I’lciffcr Е., Weskott 13. Durch Auftragschweipen mit dem Plasmalichtbogen
lnsseii sich Kosten sparen // Praktikcr — 1981. — № 10 S. 266-268.
io 8. limit) O. Anwendungen des Plasmaschweipens zum Fugen und Beschich-
H ii . Schweipen und Schneiden. - 1968. 20. — № 9. — S. 483-487.
269
106. Плазменная наплавка сплавов па основе меди / Л. А. Чкалов, II. В. Глад-
кий, И. И. Фрумин, В. А. Кузнецов // Автоматическая сварка. 1981.
№10. С. 39-41.
107. Neuhauser М. Hochverschleipfeste Schwcipauflagen dutch Plasmaauft-
ragschweipen // Maschinenmarkt. - 1974. - 80. № 13. — S. 195- 198.
108 Способ высококачественной наплавки «мягкой» плазменной дугой
обратной полярности / Симота Хпсаси, Хосиноути Сусуму, Хираку
Сейката, Укои Дзюн // Есецу гидзюцу. — Welding Technologic. 1978.
26. - № 4. - С. 63 69.
109. Юзвенко Ю. А. Наплавка. — Киев: Паукова думка, 1976. 68 с.
110. Bewley J. G. High production hard surfacing with versatile metal
powder // Welding Des. and Fabr. — 1978. 51. — № 4 — P. 40-41.
111 Физика и техника низкотемпературной плазмы // С. В. Дрссвин,
А. В. Донской, В. М. Гольдфарб, В. С. Клубникии М.: Атомиздат,
1972. - 352 с.
112. Донской А. В., Клубникин В. С. Электроплазмсипыс процессы в машино-
строении. Л.: Машиностроение. Ленинградское отделение. 1979 221 с.
ИЗ. Жуков М. Ф., Смоляков В. Я., Урюков Б. А. Электродуговыс
нагреватели газа (плазмотроны). — М.: Наука, 1973. 232 с.
114. Лохте-Хольтгревен В. Ионизационные изменения при высоких темпе-
ратурах // Температура и ее измерение. — М.: ИЛ, 1960. С. 305 320.
115. Колесников В. Н. Дуговой разряд в инертных газах // Труды Физи-
ческого института им. Лебедева АП СССР. Физическая оптика. 1964.
ТЗО. - С. 66- 157.
116. Мечев В. С., Ерошенко Л. Е. Определение температуры плазмы дугового
разряда в аргоне//Автоматическая сварка. 1970. №8. С. 1 6.
117. Ваулин Е. 11., Одинцова Г. А. Диагностика плазменных струй инертных
газов спектроскопическими методами // Генераторы низкотемпературной
плазмы. — М.. Энергия. 1969. — С. 446 454.
118. Исследование скорости и температуры высокоинтепсивпой сжатой дуги в
потоке азота и аргона / С. В. Алексеев, А. А. Воропаев, А. В. Донской и
др. // Физика, техника и применение низкотемпературной плазмы. —
Алма-Ата: Политехнический институт, 1970. С. 145 148.
119. Газодинамические характеристики открытой электрической дуги
большой силы тока, стабилизированной продольным потоком
газа / Р. С. Бобровская, Н. И. Бортиичук, А. А. Воропаев и др. // Физика,
техника и применение низкотемпературной плазмы. Алма-Ата:
Политехнический институт, 1970. С. 329 -331.
120. Батенин В. М., Минаев П. В. О температуре на оси электрической дуги в
аргоне // Теплофизика высоких температур. — 1969. Т2. \° 2.
С.202 218
121. Вайибойм Д. И., Гольдфарб В.М. Температура, электронная коицен
грация и электропроводность столба сжатой дуги // Сварочное пр-во.
1966.-№ 5.-С 1 3.
270
122. Гольдфарб В. М. Простая методика определения температуры и
электронной концентрации однокомпонентной плазмы // Оптика и
спекгроскопия. — 19. 1965. — Вып. 2. — С. 284-285.
123. Гладкий П. В. Исследование и разработка технологии плазмспио порош-
ковой наплавки. Дисс. па соискание ученой степени капд. техн. наук. -
Киев: ИЭС им. Е. О. Патона, 1972. 232 с.
124. Кулатин И. Д., Сорокин Л. Д., Дубровская Э. А. К расчету радиального
распределения температуры дугового и индукционного разря-
дов // Плазменные процессы в металлургии и технологии неорганических
материалов. М.. Наука, 1973. С. 59-65.
125 Пирс В. Расчет распределения по радиусу фотонных излучателей в
симметричных источниках // Получение и исследование высоко-
температурной плазмы - М.: ИЛ, 1962. С. 221 229.
126. Ларкина Л. Т. К расчету радиального распределения излучательной
способности. Применение плазмотрона в спектроскопии / Под ред.
А. Ф. Жсенбаева. Фрунзе: ИЛИМ, 1971. С. 17 20.
127. Румшиекий Л. 3. Математическая обработка результатов эксперимента.
М.: Наука, 1971. — 192 с.
128. Гольдфарб В. М.. Дресвии С. В. Оптическое исследование распределения
температуры и электронной концентрации в аргонпой плазме // Тепло-
физика высоких температур. - 1965. ТЗ. № 3. С. 333- 339.
129. Биберман Л. М., Норман Г. У., Ульянов К. 11. К расчету фотопони-
зациоипого поглощения в атомарных газах // Оптика и спекгроскопия. -
1961 Т. X. Вып. 5.-С. 565 569.
130. Батенин В. М., Минаев II. В. О температуре на оси электрической дуги в
аргоне // Теплофизика высоких температур. — 1969. - Т2. — № 2. —
С. 202 218.
131 Костиков В. И., Шестерин Ю. А. Плазменные покрытия, - М.: Метал-
лургия. 1978. — 160 с.
I 12. Усов Л. Н., Борисенко А. И. Применение плазмы для получения
высокотемпературных покрытий. — М. Л.: Наука, 1965. — 85 с.
133 Негров А. В., Маренов А. И. Определение скоростей и пульсаций струй в
плазмотронах для нанесения покрытий // Сварочное пр во. — 1967. —
№2. С.З 6.
1 Ч Зарудин М. Е. Методы расчета дуги в канале при движении газа
(становившееся течение) // Явления переноса в низкотемпературной
iria.iMC. Минск: Наука и техника, 1969. С. 69 81.
13. > 1арудмп М. Е„ Эдельбаум И. С. Расчет дуги при ламинарном
становившемся течении различных газов в канале с учетом
п.г|\ченпя // Явления переноса в низкотемпературной плазме. Минск:
I I.ivk.t и техника, 1969. — С. 82 -87.
I и, \мбра.1япичюс А. Б., Жукаускас А. А., Матюкас В. A. 11 .м<•рспис
। ipiK in поюка низкотемпературной плазмы // Генсран>ры iiiiiiuiicm
in-pai ерпой плазмы, — М.: Энергия, 1969. С. 473 477.
271
I
137. Зеликсон Д. Л.. Трохан А. М. Электронные пушки для газодинамических
и плазменных измерений // Измерительная техника. — 19G6. — № 8. —
С. 21-23.
138. Финкельнбург В., Меккер Г. Электрические дуги и термическая плаз-
ма,- М.: ИЛ, 1961.-370 с.
139. Дэсак, Даниэл, Коркоран. Использование частиц нитрида бора для
измерения распределения скорости в ламинарном потоке аргонной
плазмы//Приборы для научных исследований,— 1968.— №4.
С. 172 173.
140 Клубниким В. С., Дрссвип С. В. Теплофизические измерения в плазмен-
ных струях // Низкотемпературная плазма. Ученые записки ЛГПИ им.
А. И. Герцена. Т384. Вып.’з. - 1968. С. 46 62.
141. Гольдфарб В. М. Исследование плазменного факела высокочастотной
аргоновой горелки // Теплофизика высоких температур. — 1967. — № 4. —
С. 549 557.
142 Воропаев А. А., Дресвин С. В. Клубникиь В. С. Измерение скорости те-
чения плазмы трубкой полного напора // Теплофизика высоких темпе-
ратур. — 1969. — № 4. — С. 633-641.
143. Исследование распределения температур и скоростей в аргоновой
плазменной среде / В. П. Демянцевич, С. В. Дресвин, В. С. Клубникин,
А. А. Низковский // Сварочное пр -во. 1969. — № 10. — С. 1 3.
144. Тепловые и газодинамические характеристики дугового разряда в про-
дольном потоке аргона / А. А. Воропаев, В М. Гольдфарб, А. В. Донской и
др.//Теплофизика высоких температур. 1969. № 3. — С. 464 470.
145. 1ольфарб В. М„ Узденов А. М. Распределение температур электронов и
тяжелых частиц в дуге с осевым потоком аргона // Низкотемпературная
плазма. Ученые записки ЛГПИ им. А. И. Герцена. — Т 384. — Вып. 2. —
1968. — С. 63-74.
146. Кимура И., Кантона А. Измерение скорости потоков плазмы в элск
трических дугах//Ракетная техника и космонавтика. 1963,— № 2.
С. 25- 30.
147 Шлихтинг Г. Теория потраничного слоя. — М.: Наука, 1969. — 744 с.
148. Кулагин И. Д., Николаев А. В. Обработка материалов дуговой плазменной
струей. — М.: ИМЕТ им. А. А. Байкова АН СССР, 1960. 31 с.
149. Стихии В. А., Пацкевич И. Р. Определение тепловых характеристик
сжатой дуги // Сварочное пр-во. — 1967. — № 9. С. 26- 27.
150. Соснин И. А. Определение радиального распределения удельной терми-
ческой мощности и плотности тока ио пятну нагрева дуги, стабили-
зированной потоком газа // Труды Ленинградского политехнического
института. — 1974. — № 336. — С. 75-81.
151. Демьянцевич В. П., Соснин Н. А. Некоторые пути повышения эффектив
ности плазменной дуги // Сварочное пр- во. - 1974. X» 4. — С. 15- 17
152. Демин Е. А., Клопков А. И., Храмушин В. А. Влияние параметров
режима и состава защитной атмосферы на тепловую эффективность плаз-
менно дуговой сварки стали // Сварочное пр-во. — 1980. — № 11. —
С. 22 23.
272
153 Рыкалин II. II. Расчеты тепловых процессов при сварке. М.: Маш-
гиз.1951. — 296 с.
154. Демьянцевич В. II., Михайлов Н. П. Исследование распределения тепла
мпкроплазмеппой дуги при смещении центра пятна нагрева с осп
стыка//Сварочное пр во. — 1973. — № 6. С. 1-3.
155. Гладкий П. В. Тепловые характеристики дуги наплавочных плазмо-
тронов // Автоматическая сварка. — 1999. — № 6. — С. 13-17.
156. Ерохин А. А. Основы сварки плавлением. — М.: Машиностроение, 1973.
448 с.
157. Петров Г. Л., Тумарев А. С. Теория сварочных процессов. — М.: Высшая
школа, 977. — 392 с.
158. Ерохин А. А. Об учете особенностей передачи теплоты дуги свариваемому
изделию при расчетах зоны расплавления. В кп.: Процессы плавления
основного металла при сварке. — М.: Издание АН СССР. — 1960. —
С. 101-117.
159. Фрумин И. И., Походня И. К. Исследование средней температуры
сварочной ванны // Автоматическая сварка. — 1955. — № 4. — С. 13-30.
160. Температурный режим сварочной ванны /II. И. Коперсак, А. М. Слп-
випский, А. М. Духно, IO. Н. Каховский // Автоматическая сварка. —
1973.-№7.-С. 1-3.
161. Влияние предварительного подогрева металла на температуру сварочной
ванны / Н. И. Коперсак, А. М. Сливинский, В. М. Духно, Ю. И. Кахов-
ский // Автоматическая сварка. — 1974. — № 11. — С. 9-11.
162. Ерохин А. А. Температурное поле ванны жидкого металла при дуговом
нагреве // Сварочное up-во. — 1982. — № 2. — С. 16-17.
163. Добровольский И. П. Температурное поле ванны при дуговом нагре-
ве // Физика и химия обработки материалов. — 1982. — № 5. — С. 49-52.
161. Дмитрии В. В. Разработка метода определения температурного режима
расплава ванны // Машиностроение. — 1999. — № 1. — С. 76-80.
165. Размышляев А. Д. Расчетная оценка влияния конвекции жидкого металла
на размеры сварочной ванны при дуговой наплавке // Автоматическая
сварка. - 1999. - № 8. - С. 22- 24.
166. Павленко А. В., Гладкий П. В. Особенности нагрева присадочного порош-
ка в дую при наплавке //Автоматическая сварка. — 1990.— № 1.—
( .33 37.
167 Гладкий П. В., Павленко А. В., Переплетчиков Е. Ф. Температура и
|еом('трпчсскпс размеры сварочной ванны при плазменно порошковой
наплавке // Автоматическая сварка. — 2006. — № 6. — С. 15-19.
166 Устройство для определения средней температуры металла в сварочной
ванне / В. М. Духно, А. М. Сливинский, В. Т. Котик, Гетманец С. М. // А. с.
172263, БИ, 1975. - № 20. - 89 с.
Н>9 Николаев А. В. Плазменно-дуговой нагрев вещества // Плазменные
процессы в металлургии и технологии неорганических мам'риа'кш М
Наука. 1973. - С. 20-32.
I/о'I<*нло<|и1знка плазменного напыления, наплавки, резки и сферон ш и
нпи ' II 11. Рыкалин, И. Д. Кулагин, М X. I Норпюроп п ц> Hi.имен
273
I 11,4
ные процессы в металлургии и технологии неорганических материалов. —
М.: Наука, 1973. - С. 66-84.
171. Цветков Ю. В., Панфилов С. А. Низкотемпературная плазма в процессах
восстановления. М.: Наука, 1980. — 360 с.
172. Хасуи А., Моригаки О. Наплавка и напыление. М.: Машиностроение,
1985. -240 с.
173. Физика. техника и применение низкотемпературной плазмы. —
Алма Ата: Политехнический институт, 1970. 754 с.
174. Теория и практика газотермического нанесения покрытий // Тезисы
докладов VIII Всесоюз. совещ. В 2-х т. - Рига: Зинатне, 1980. - Т1.
211 с.; Т2. — 145 с.
175. Теория и практика газотермического нанесения покрытий // Тезисы
докладов IX Всесоюз. совет. Ноябрь 1983. Дмитров. — 1983. Т1.
159 с.
176. Применение математического моделирования для оценки поведения
порошков элементов и соединений, вводимых в струю
низкотемпературной плазмы / С. А. Панфилов И. К. Тагиров, Л. М. Цвет-
ков, Д. М. Чижиков // Генераторы низкотемпературной плазмы. М.:
Энергия, 1969. С. 48 59.
177 Поляков С. П,, Твердохлебов В. И. Взаимодействие мелкодисперсных
частиц со столбом обжатой дуги // ФХОМ. — 1971. — № 5. — С. 3 8.
178. Гладкий П. В., Павленко А. В., Зельничепко А. Т. Математическое
моделирование нагрева порошка в дуге при плазменной
наплавке//Автоматическая сварка. 1989. №11. С. 17 21.54.
179. Горбис 3. Р. Теплообмен и гидромеханика дисперсных сквозных
потоков. — М.: Энергия. 1970. 423 с.
180. Ьусройд Р. Течение газа со взвешенными частицами. — М.: Мир, 1975.
378 с.
181. Углов А. А.. Гнедовец А. Г. Тепло и массоперенос при взаимодействии
низкотемпературной плазмы с микрочастицей // Физика и химия
плазменных металлургических процессов. - М.: Наука, 1985. — С. 45- 68.
182. Самсонов Г. В. Физико-химические свойства элементов Справочник.
Киев: Паукова думка, 1965. — 41. — 807 с.
183. Вустовойтенко А. И., Панфилов С. А.. Цветков Ю. В. Модель
струйно-плазменной переработки порошкового сырья // Физика и
химия плазменных металлургических процессов. - М.: Наука, 1985. —
С. 34 44.
184. Кох Б. А. Основы термодинамики металлургических процессов сварки
Л.: Судостроение, 1975. — 240 с.
185. Лариков Л. Н., Юрченко Ю. Ф. Тепловые свойства металлов и сплавов.
Справочник. К.: Паукова думка, 1985. 440 с.
186. Смитлз Дж. Металлы. Справочник. - М.: Металлургия, 1980. 447 с.
18 .. Варгафтик Н. Б. Теплофизические свойства веществ. М. — Л.: Госэнерго-
издат, 1956. 368 с.
188. Самсонов Г. В., Винницкий И. М. Тугоплавкие соединения: Сира
ВОЧНИК. — М.: Металлургия, 1976. — 558 с.
274
189. Свойства, получение и применение тугоплавких соединений. Под
редакцией Т. Я. Косолаповой. Справочник. — М.: Металлургия, 1986. —
928 с.
190. Войтович Р. Ф. Тугоплавкие соединения. Термодинамические харак-
теристики. — К.: Наукова думка, 1971.
191. Пальгуев С. Ф., Неуймин А. Д., Бадьин Г. И. Некоторые результаты
испытаний плазменной горелки с полым катодом для нанесения покры-
тий // Электрохимия расплавленных солевых и твердых электролитов: Тр.
ин-та электрохимии У ИЦ АН СССР. — Вып. 18. — Свердловск. — 1972. —
С. 158- 161.
192. Жуков М. Ф., Лягушкин В. П., Солоненко О. П. Автоматизированный
экспериментальный стенд для комплексного исследования высокотем-
пературных гетерогенных струй (состояние и перспективы). —
Новосибирск: Ин-т теплофизики СО АН СССР, 1986. — Препринт
1945-86. — 71 с.
193. Ерохин А. А. Кинетика металлургических процессов дуговой сварки.
М.: Машиностроение, 1964. — 254 с.
194. Xio-Sheng F. U., Masao U. Fukuhisa M. Melting characteristics of some
steel and aluminium alloy wires in GMA Welding // Transaction of JWRI. —
Osakauniversity. — 1983. — vol. 12. pp.
195. Попов M. M. Термометрия и калориметрия.— M.: Металлургиздат,
1954.-943 с.
196. Походня И. К., Суптель А. М., Шлепаков В. Н. Сварка порошковой
проволокой. — Киев: Наукова думка, 1972. — 223 с.
197. Лесков Г. И. Электрическая сварочная дуга. - М.: Машиностроение,
1975.-335 с.
198. Ивочкин И. И. Подавление роста столбчатых кристаллов методом
«замораживания» сварочной ванны // Сварочное пр-во. — 1965. —
№ 12.-С. 1-3.
199 Ивочкин И. И., Малышев Б. Д. Сварка под флюсом с дополнительной
присадкой. — М.: Стройиздат, 1981. — 175 с.
?00 Геллер Ю. А. Инструментальные стали. М.: Металлургия, 1975. — 584 с.
’’D| Походня И. К. Горячие (кристаллизационные) трещины при наплавке
выеокоуглсродистых высокохромистых сталей // Горячие трещины в
сварных соединениях, слитках и отливках. — М.: АН СССР, 1959.—
С 68 92.
'() ’ Технология электрической сварки металлов и сплавов плавлением. Под
ргд В Е. Патона. — М.: Машиностроение, 1974. — 768 с.
'К ! Лепиачук Е. И., Грабчак А. Т. Наплавка слоя нихрома па сталь//Ав го-
м.и пчеекая сварка. — 1961. — № 4. — С. 71-77.
''И Опарин Л. И., Фрумин И. И. Механизированная наплавка истаяло
керамической электродной лептой коррозионности кпх сила
вон // Автоматическая сварка. — 1963. — № 8. — С. 57 60
> \lmgvist G., Rosendah С. Н., Hosficl A. Up Aiillragsscliwciseii vihi
I <т,|' | inigcn auf Niekelbasis mit Bandelektrodcn//Schwrislcchnik. 196/
IM S. 146 148.
275
206. Каленский В. К. Выбор жаропрочного сплава для плазменной наплавки
клапанов грузовых автомобилей // Автоматическая сварка. — 1967. -
№ 12.-С. 35 38.
207. Каленский В. К., Гладкий П. В. Фрумин И. И. Жаростойкие сплавы для
наплавки клапанов легковых автомобилей // Автоматическая сварка. —
1963. — X» 8. С. 12 18.
208. Перемиловский И. А. Жаропрочные сплавы для паплавкп лопаток
авиационных турбин и исследование свойств наплавленного
металла//Теоретические и технологические основы наплавки. Наплав-
ленный металл. — К.: Паукова думка, 1977. — С. 131- 135.
209. Калбертсон Р., Иорден В., Рацек Ж. Вопросы металлургии и технологии
твердой наплавки сплавами кобальта и кремния // XII конгресс МИС. —
М.: Машгиз, 1961. С. 202 214.
210. Bell G. R. Sprayed and Fused Metal Coatings // Welding and Metal
Fabrication. 1962. — № 10 - P. 398-406.
211. Knotek O., Lugscheider E., Eschnauer H. Hartlegierungen zum Vcrschlcis.
Schutz. - Dusseldorf, 1975. 285 s.
212. Klein N. Schmelzbare Spritz-IIartlcgieurungcn als VcrschleiP — und Koro-
sions-schutz // Schweipen uud Schnciden. 1964. — № 10. — S. 472 -476.
213. Knotek O., Lugscheider E. Hartlegierungen fur das Pulvcrspritzcn // Dussel-
dorf: DVS Bcrichtc. 1977 №47. S. 51 59.
214. Гладкий II. В., Переплетчиков E. Ф., Фрумин II. И. Плазменная
наплавка хромоникелевых сплавов, легированных кремнием и
бором // Автоматическая сварка. 1968. — № 9. С. 58 62.
215. Гладкий II. В., Переплетчиков Е. Ф., Рабинович В. И. Плазменная
наплавка в энергетическом арматуростроении. — М.: НИИИНФОРМ-
ТЯЖМАШ, 1970. 36 с.
216. Технология и оборудование для наплавки клапанов двигателей внутрен-
него сгорания способом «намораживания» / Д. А. Дудко, Б. И. Максимо-
вич, Н. Г. Агафонов и др.//Сварочное пр-во. 1969. М3. — С. 31 32.
217. Новые способы изготовления биметаллических изделий намораживанием
и заливкой жидкого присадочного сплава / Б. Е. Патон, Д. А. Дудко,
Б. И. Максимович и др. // Автоматическая сварка. — 1969. - № 6. —
С. 41- 47.
218. Никелевые сплавы для наплавки уплотнительных поверхностей арма-
туры / И. И. Фрумин, В. Б. Еремеев, В. П. Субботовский и др. // Автома-
тическая сварка. 1968. — № 9 С. 26-30.
219. Lehmann Н. Auftragen von NiCrBSi- und CCoCrWB Legierun-
gen//Schweiptechnik. 1969. — № 1 - S. 27 31.
220. Lobl K. Veastnosti nove nikichrome nawarove Slitiny legovane borem - Real
NB // Zvaranic. - 1959. - № 8. - S. 227 229.
221. Swensen О. E. Hardfacing of Steam Volve Scats and Disks // Welding
Journal 1950. - № 12. -P. 1053 1058.
222 Kruske G., Lugscheider E. Neue Hartlegierungen fur verschleiss- und
Korrosionbestandige Auftragen // DVC. Bcnchte 52. Dusseldorf,
Schweiptechnik 1978. S. 97 104.
27G
223. Wirtz H. Ubersicht uber Schweipzusatzwcrkstoffe und Verfahren zum
Auftragschweipen und Panzern // Industrie-Anzeiger. — 1966. — № 58. —
S. 1330-1337.
224. Коломыцев П. T. Исследование структуры сплавов в системы
ппксль-хром-бор//ДАН СССР. 1962 .- 144.-№ 1. С. 112-114.
225. Коломьщев П. Т. Взаимодействие бора с хромом в тройных сплавах на
основе никеля // Исследования по жаропрочным сплавам. М.: Изд. АН
СССР. - 1960. - T.VI. С. 180 186.
J36. Мнушкин О. С. Структура и свойства сплавов Ni-Cr-B-Si дл« наплавки
уплотнительных поверхностей // Прогрессивные способы сварки, новые
материалы и конструкции в сварочном производстве. Материалы
конференции сварщиков Урала. 41. — Ижевск: Удмуртия, 1973. -
С. 95 98
227. Портной К. И., Ромашов В. М., Романович К. В Диаграмма состояния
системы хром-бор//Порошковая металлургия,— 1969 № 4.—
С. 51 58.
228. Самсонов Г. В., Марковская Л. Я. Бор, его соединения и сплавы. Киев:
АН УССР, 1960. 590 с.
229. Knotek О., Lugscheider Е. Brazing Fillcs Metals Based on Reacting Ni- Cr
В Si Alloys// Welding Journal. 1976. vol 55. — № 10. — P. 314-319.
230. Knotek O., Lugscheider E. Reimann H. Structure of Ni Cr В Si coating
alloys // Journal of vacuum Science and technology. — 1975. 12. — № 4. —
P. 770 772.
231. Lugscheider E., Knotek O. und Battenfeld K. On Со-Ni -Cr В Filler Metals
for High Temperature Brazing // Welding Journal. 1976. Vol 55.
№ 10. - P. 319-323.
232 James В. C. Wu and James E. Redman. Hardfacing with Cobalt and Nickel
Alloys // Welding journal. — 1994. N 9. — P. 63 68.
23.3 Еремеев В. Б., Субботовский В. П., Леонова Л. Г. Влияние состава
хромоникелевых сплавов па их стойкость против задиров // Автома-
тическая сварка. 1969. — № 10. — С. 71.
31. Лнгопова Е. А., Синай Л. М. Структура и фазовый состав сплавов
Ni Cr—Si В // Неорганические и органосиликатные покрытия. — Л.:
Наука, 1975. - С. 418 428.
?3'|. Auflragschweipen hitzebestandigen Legierungen auf Dichtflachen der
I lochparameterdampfarmaturen/1. Frumin. P. Gladkij. W. Jcremeev, E. Perc-
ph-lchikov//DVS- Berichte. - 1974.-32.-S. 331-339
'36 I ремеев В Б. Влияние состава на структуру и свойства наплавочных
(кланов системы Ni-Cr В//Коррозионностойкпе наплавки и их
применение в промышленности. — Л.: ЛДПТП, 1975. — С. 37-42.
I .лотермические покрытия из порошковых материалов / Ю. С. Борисов,
К >. Л. Харламов, С. Л. Сидоренко, Е. II. Ардатовская. К.: Паукова думка,
1989. 544 с.
’ III Крсчмар Э. Износостойкость газопламенных покрытий пл еамофлюсую
пшхея сплавов // Получение покрытий высокотемш-раiурпым p.icioian
un-м М.. Атомизлат, 1973. — С. 268 278.
277
239. Еремеев В. Б. Эрозионная стойкость материалов для наплавки уплот-
нительных поверхностей энергетической арматуры // Автоматическая
сварка № 6. — С. 49 51.
240. Коррозионная стойкость наплавочных материалов паропроводной арма-
туры / П. А. Антикайн, С. Н. Самарец, Б. Я. Ивницкий, И. Г. Фила-
тов // Электическпе станции. — 1975. — № 4. — С. 42-44.
241. Мнушкин О. С., Пушкарев В. А. Влияние бора и кремния иа свойства
никель хромовых сплавов при высоких температурах. Л.: ЛДНТП.
1974. - №336. - С. 22-26.
242. Переплетчиков Е. Ф., Гладкий П. В.. Касаткин О. Г. Разработка жаро-
стойкого сплава для наплавки уплотнительных поверхностей энерге-
тической арматуры // Теоретические и технологические основы наплавки.
Наплавленный металл. — К.: Наукова думка, 1977 С. 135- 143.
243. SchinnR. Die Turbincn Werkstoffe// VDI. Dusseldorf.— 1953.
Bd. 95. - № 24. - 324- 327.
244. Жаростойкость в водяном паре наплавленного металла уплотнительных
поверхностей арматуры / В. И. Никитин, IO. Д. Скляров, И. П. Комис-
сарова и др. // Автоматическая сварка. — 1976. -- № 12. - С. 20-23: 28.
245. Переплетчиков Е. ф . Гладкий П. В. О коррозионной стойкости сплавов
для наплавки уплотнительных поверхностей пароводяной арматуры.
Коррозиоппостойкис наплавки и их применение в промышленности. Л.:
ЛДНТП, 1975. - С. И 16.
246. Менделеев Д. И. Основы химии. 13 -с издание. М.; Л.: Госхимиздат,
1947.-707 с.
247. Особенности окисления наплавочных хромоникелевых сплавов с бором и
кремнием в водяном паре высоких периметров / Е. Ф. Переплетчиков,
11. В. Гладкий, И. И. Фрумии и др. // Автоматическая сварка. 1980. —
№6,- С. 15-19.
248. Эйтель В Физическая химия силикатов. — М.: Изд во иностранной
литературы, 1962. 1055 с.
249. Окисление металлов. Под рсд. Ж. Бепара. М.: Металлургия, 1969. —
Т.2. - 448 с.
250. Разработка жаростойкого хромоникелевого сплава для наплавки
уплотнительных поверхностей энергетической арматуры / И. И. Фрумии,
Е. Ф. Переплетчиков, П В. Гладкий и др. // Автоматическая сварка.
1977. - № 5. - С. 51 -55.
251. Никитин В. И. Параметрический метод ускоренных испытаний металлов
и сплавов на жаростойкость // Заводская лаборатория. 1969. № 2.
С. 199-201
252. Наплавочный порошок па основе никеля / И. И. Фрумии. П. В. Гладкий,
Е. Ф. Переплетчиков и др. // А. с. 338329 от 19.11.1971. М.Кл. В23К
35/30. Опубл. 15.05.1972. Бюлл. № 16.
253. Haynes Е. Alloys of cobalt with chromium and athcr metals // The Journal of
Industrial and Engineering Chemistry. 1913. — vol. V. — № 3. — P. 189 191.
278
254. Тумарев А. С., Сулин С. Н. К вопросу об окислении сплавов кобальта с
хромом // Физика металлов и металловедение. — Труды ЛПИ
им. М. И. Калинина. № 305. — 1970. — С. 92-95.
255. Спектор А. Ц. Высокотемпературная твердость и жаропрочность сплавов
кобальт-хром и кобальт-хром-железо // Металлофизика. — 1973. -
Вып. 49. — С. 78-81.
256. Хансен М., Андерко К. Структура двойных систем. Т1. — М.: 1962. —
608 с.
257. Маянц А. Д. Кобальт. М-Л-С.: Металлургиздат, 1934. С. 44 53.
258. Phelps J!. Е. Hol Hardness Properties of Cobalt Base Stellite
Alloys//Metallurgia. - 1962. №5. P. 229 231.
259. Гудермон Э. Специальные стали. — M.: Металлургиздат, 1960. Т2.
С. 1132- 1137.
260. Baumel A. Korrosionsverhahen gebrauchlicchcr und ncuentwickelter
gegossener Hartlegierungen // Wcrkstoffe und Korrosion. — 1965. — III S.
11 20.
261. Hinzpeter H. Auftragen von Hartlegierungen im Armaturenbau // ZIS.
Metteilurgcn. — 1968. — 116. S. 911-921.
262. Schmidt M , Lamarche W., Kaubausen E. Die Verminderung des
Kobaltgehaltes ip Aufschweiplegicrungen // Archiv fur das Eisenhuttenwcscn
14. (1940/1941). №7.-S. 357 362.
263. Уманская Л. Г., Моштакова H. II. Исследование термостойкости мате-
риалов энергетической арматуры // Электрические станции. — 1976. —
№ 7 - С 30 32.
llil.Knotek О., Seifahrt II., Simm W. Cualitats und Schweipbarkcit-
sverbesserung kobaltlegierter Uberzugc in der chimischen Industrie auf Grund
eincr Untersuchung des Vierstoffsystems Co-Cr W C // Schweistechnik.
Soudurc. - 1971. - № 10. - S. 265-273.
’65 Малышевский В. А., Муравьев К. К. Структура и свойства кобальтовых
стеллитов // Свойства материалов в турбостроении и методы их
испытаний. М. Л.: Машгиз. 1962. — С. 100 107.
’66 Фрицлен Д. А., Фолкнер В. Г., Барре г Б. Р. Старение сплавов па кобаль-
loiioii основе. Старение сплавов. — М.: Машгиз, 1962. — С. 450-491.
’’67. Исследование кобальтовых стеллитов для наплавки уплотнительных
поверхностей арматуры / И. И. Фрумии, В. Б. Еремеев, В. П. Субботов-
( кип и др.//Теплоэнергетика. - 1970 №10. - С. 67 68.
’68 Schmidt Bach Н. Verschleipbckampfung durch manuelles und mechanisiertes
I lertauftragschweipen mit neueren Schweipzusatzwerkstoffen // Der Prak-
liker. 1973. - № 2. - S. 22 25.
’69 Коломыцев 11. T. Диаграмма состояния Co-Co2B // ДАН СССР
1'160. 130. - № 4. - С. 767 770
’.II Гладкий П. В.. Переплетчиков Е. Ф Влияние состава кобалыхром
|чии.фрамовых наплавочных сплавов на их свойства // 11 ш жпик-ппып
мс| 1ИЛ. Состав, структура, свойства. - Киев: ИЭС нм Г. О Hi..........а
1992 С. 19 23.
2/9
271. Переплетчиков Е. Ф., Гладкий П. В. Свойства кобальтхромволь-
фрамовых наплавочных сплавов, дотированных бором и никелем // Авто-
матическая сварка. — 1997. — № 7. — С. 14-18.
272. Гладкий П. В., Переплетчиков Е. Ф. Влияние бора па коррозионную
стойкость стеллитов // Коррозионные наплавки и их применение в
промышленности. — Л.: ЛДНТП, 1975. - С. 43-46.
273. Bouaifi В., Gebert A., Aydin I. Schutzschichten mit beanspruchungsgerechter
Hartstoffcinlagerung / Schwcipen und Schnciden. Vortrage der gleichnamigen
Groben Schweiptechnischcn Tagung in Essen. — Vom. 12. — DVS 237.
Dusseldorf. — 2005. — S. 332-337.
274. Юзвенко IO. А., Жудра А. II., Фрумин E. И. Об изнашивании компози-
ционных сплавов//Высокопроизводительные процессы наплавки и
наплавочные материалы. — Ко.ммунарск: КМК, 1973. — С. 103-107.
275. Упрочнение композиционным сплавом деталей загрузочного устройства
доменной печи объемом 5000 м3/ Д. А. Дудко, Б. И. Максимович,
И. В. Нетеса и др. // Сварочное пр-во. — 1976. № 2. — С. 10-12.
276. Наплавка композиционным сплавом деталей металлургического
оборудования / В. Д. Кудинов, Б. В. Филимонов, С. А. Шевцов,
И. В. Нетеса // Автоматическая сварка. — 1985. — № 5. — С. 48-50.
277. Федорченко И. М., Андриевский Р. А. Основы порошковой металлур-
гии. — Киев: изд-во АН Украины. 1963. - 420 с.
278. Нефедов Б. Б., Лялякип В. П. Развитие плазменной сварки наплавки за
рубежом // Сварочное пр во. — 1998. — № 3. — С. 21-27.
279. Джонс В. Д. Производство металлических порошков. - М.: Мир, 1964.
224 с.
280. Индукционная наплавка твердых сплавов / В. II. Ткачев, Б. М. Фиштсйп,
Н. В. Казинцсв, Д. А. Алдырев // Индукционная наплавка твердых
сплавов. — М.: Машиностроение, 1970. — 183 с.
281. Гаммесоп П. У. Распыление металлов водой высокого давления. В кп.
Порошковая металлургия материалов специального назначения. Под
редакцией Дж.Берка и В.Вейса. М.: Металлургия, 1977. — С. 25-48.
282. Клар Е., Шафер В. М. Распыление металлов газом высокого давления.
М.: Металлургия, 1977. — С. 48-58.
283. Грант Н. Дж. Специальные методы распыления порошков. В кп.
Порошковая металлургия материалов специального назначения. Под
редакцией Дж.Берка и В.Вейса. — М : Металлургия, 1977. - С. 74-87.
284. Багрянский К. В., Кузьмин Г. С. Сварка никеля и его сплавов. — М.:
Машгиз, 1963. — 164 с.
285. Медовар Б. И. Сварка жаропрочных аустенитных сталей и сплавов. М.:
Машиностроение, 1966. — 430 с.
286. Szymakowski J. М., Czwornog В. Zastosowanie napawania plasmowedo do
utwardzanie zwornikow przewodu weirtniczcgo // Nafta. 1978. — 34. —
N2. - S.53-58.
287. Плазменно-порошковая наплавка быстрорежущих сталей / И. А. Барте-
нев, П. В. Гладкий, Е. Ф. Переплетчиков, А. 14. Сом // Теоретические и
280
технологические основы наплавки. Наплавка деталей оборудования
металлургии и энергетики. — К.: ИЭС им. Е. О. Патона, 1980. С. 23-28.
288. Плазменная наплавка многолезвийного металлорежущего инстру-
мента / И. И. Фрумин, П. В. Гладкий, Е. Ф. Переплетчиков и
др. // Автоматическая сварка. — 1981. — № 1. — С. 67-68.
289. Гладкий П. В., Данильченко Б. В. Наплавка. Опыт и эффективность
применения. — Киев: ИЭС им. Е. О. Патона, 1985. - С. 3-9.
290. Землиньски Е. Газопорошковая и плазменная наплавка в ПНР // Теоре-
тические и технологические основы наплавки. Наплавочные материалы. —
Киев: ИЭС им. Е. О. Патона, 1978. - С. 70-75.
291. Czech J., Czwomog В. Plasniovc napavanie brazem rozdzielnikow obudoy
gorniezej // Mechanik. — 1975. — 48. — № 4. S. 250-252.
292. Плазменная наплавка бронзы в судовом машиностроении / Л. А. Чкалов,
И. И. Фрумин, П. В. Гладкий и др. // Автоматическая сварка. 1983. -
№ 7. - С. 49-51.
293. Вайнерман А. Е., Захаров В. Ф., Прилуков В. Н. Наплавка алюми-
ниевой бронзы на сталь сжатой дугой. В кн.: Плазменные методы обра-
ботки металлов. — Л.: ЛДНТП, 1977. — С. 22-27.
294 Плазменная наплавка медных сплавов / Э. С. Комарчева, Т. Г. Гиндина,
Л. А. Шпапцев, Ю. А. Журавлев // Плазменные методы обработки метал-
лов. - Л.: ЛДНТП, 1977. - С. 35-40.
295 Журавлев Ю. А., Жук В. И., Шпанцев Л. А. Производственный опыт
технологии плазменной наплавки бронзы БрАМц 9 2 на поршни из стали
40Х // Вопросы судостроения. Серия: Технология и организация
производства судового машиностроения. - Вып. 8. - 1976.
296. Наплавка сжатой дугой на обратной полярности хромоникелевой стали на
конструкционные стали / А. Е. Вайнерман, В. Ф. Захаров, В. Н. Прилуков,
A. II. Сютьев // Плазменные методы обработки металлов. — Л.: ЛДНТП,
1977. С. 27-34.
297. Сидоров А. И. Наплавка плазменной дугой / Труды Всесоюзного сельско-
хозяйственного пи-та заочного образования. — 1967. — Вын. 21. ЧП. —
С. 11-18.
298. Гуревич С. М. Справочник по сварке цветных металлов. — Киев: Паукова
думка, 1981. — 608 с.
299. Schoumaker Н. R. Р. Oberflachenbeschichten mit dem Piasmaverfahrcn
Plasmaspritzcn und Plasmaschwcipcn // Thcrmischc Spritztechnik. 1977. -
DVS-Berichte. — Bd 47. Dusseldorf. 1977. S. 40-43.
300. Новожилов H. M. Основы металлургии дуговой сварки в активных
защитных газах. — М.: Машиностроение, 1972. - 167 с.
301. Matting A., Delvental В. Der Plasmastrahl und seine Anwendung-
smoglichkcitcn // Schweisstechnik. — 1964. — N 4. — S. 49-57.
302. Справочник по сварке под ред. E. В. Соколова, Т2. — М.: Машиностроение,
1962. - 664 с.
303. Фролов В. В. Поведение водорода при сварке плавлением. М.: Машино-
строение, 1966. — 154 с.
19-7-1124
281
304. Эсибян Э. М. Плазменно-дуговая аппаратура - Киев: Тсхшка, 1971. -
162 с.
305. Петров Г. Л. Сварочные материалы. — Л.: Машиностроение, 1972. - 280 с.
306. Вайнермап А. Е., Веселков В. Д., Сютьев А. Н. Опыт промышленного
применения наплавки плазменной струей с токоведущей присадочной
проволокой медных сплавов. Л.: ЛДНТП. 1973. — 20 с.
307. Лужанский И. Б., Медриш И. Н. Плазменная наплавка стеллита на
уплотнительные поверхности энергетической арматуры // Сварочное
пр- во. - 1971. - № 10. С. 24 25.
308. Износостойкая плазменная наплавка валков холодной прокат-
ки / Зубков Н. С., Терентьев В. А., Федоров Н. С. и др. // Информа-
ционный листок. №121-77. ЦНТИ. Кемерово. 1977.
309. Apricatiile industrial® ale plasmei termice / A. Vas, N. Joni, T. Cheveresan
et.al. // Timisoara. — 1979. — 178 s.
310. Астахип В. II., Сидоров А. И. Восстановление алюминиевых поршней
тракторных двигателей плазменно дуговой наплавкой // Сварочное
пр- во. - 1979. - № 3. - С. 39-40.
311. Восстановление алюминиевых поршней тракторных двигателей
плазменной наплавкой / А. И. Сидоров, В. И. Астахип, Г. А. Полюшков,
В. М. Калашников//Сварочное пр во. 1982. — № 9. - С. 27 28.
312. Sandberg U. Е. Plasma arc overlag welding in nuclear manufacture of heavy
nuclear components // Welding and Metal Fabrication Nuclear Industrie
Process. Conf. London. - 1979. London. — 1979. P 197-202.
313. Dilthey U., Wanke R. I lochleistungs Schweipnlattiervcnfahren fur den Che-
mie- Apparatebau // Chem. Ing. Techn. 1974. 46. №11.
S. 467-470.
314. Benninghoff H. Schwei0en in der Kerntechnik Forschung und Entwicklung
fur Werkstoffc und Verfahrcn // Technische Rundschaunen. 1979. — 71.—
N18.-S. 13; 15.
315. Swar J. D. Plasma MIG suited to cladding oil delivery system // Welding
and Metal Fabrication. 1982. — 50. — N10. — P. 477 480.
316. Eklung B., Skoglund H. Major improvements in hard surfacing steel rolls for
continuous casting, using Philips plasma MIG with new metal cored
wire//Steel Times. — 1981. 209. № 9. — P. 472-473.
317. Vennekcns R., Schevers A. A. Plasma MIG welding of copper and copper
alloys // Welding and Metal Fabrication. 1977 45. — № 4. — P. 227 235.
318. Plasma MIG cladden van koper op staal geeft weinig koperpenctratie in
staal // Bedrijf en techn. 1977. — 32. — № 915. - P. 896 899 904.
319. Дудко Д. А., Чешураев Л. И., Эсибян Э. М. Исследование воздушной
плазмы для износостойкой наплавки бил угледобывающих ма
ппш// Автоматическая сварка. 1977. — №9 65 с.
320. Способ центробежной наплавки / К. А. Ющенко, И. В. Гладкий, А. И. Сом
и др. // А. с. 674644. кл. В23 К9/04. Опубл.: БИ № 11 23.03.91.
321. Гладкий 11. В., Сом А. И., Переплетчиков Е. Ф. Центробежная плаз-
менная наплавка // Новые процессы неплавки, свойства наплавленного
282
металла и переходной зоны. — Киев: ИЭС нм. Е. О. Патона, 1984.
С. 31-34.
322. Переплетчиков Е. Ф., Гладкий П. В. О влиянии параметров плаз-
мспно порошковой наплавки па проплавление основного метал-
ла / Высокопроизводительные процессы наплавки и наплавочные матери
алы. Коммунарск, 1973. — С. 19-25.
323. Com А. И. Новые плазмотроны для плазменно-порошковой нап-
лавки // Автоматическая сварка. 1999. — № 7. — С. 44-48.
324. Мовчан Б, А., KjiiunipcHKo Б. II. Сварка аустенитной стали с незави-
симой присадочной проволоки // Автоматическая сварка. — 1960.
№2.-С. 89 91.
325. Овсиеико Л. Е. Влияние нерастворимых примесей па кристаллизацию и
структуру металлов. Кристаллизация металлов. - М.: Изд во АН СССР.
I960. - С. 76 86.
326. Valvemaker increases production while Cutting costs with plasma arc
surfacing//Welding Journal. - 1979. - 58. - № 3. P. 44 45.
327. Teichert F. Auftragen verschleipfester Werkstoffe // BBC- Nachr. 1982.
64. -№ 11.-S. 352 -354.
328. Kirchner R. W. Choose the right surfacing method // Weld. Dcsing and Fab-
rication. — 1978. 51. — № 8. — P. 33-35.
329. Plasma arc saves hardfacing time, dollars // Welding Journal. 1980. 59. —
№2. P.51 52.
330. Plasma arc welding holds the line on cost // Welding Journal. — 1981. 60.
№11. P.49.
331. Plasma arc weld surfacing new route to hardfacing
screws//Plast.Technol. — 1977. 23. №10. P. 17 19.
332. Plasma hardfacing adds to volve life // Australien Welding Journal. — 1977.
№3. P.19.
333 Czech J., Czwornog B. Plasmowe napawanie stellitami przylgni zawarow
silnikow spalinowych // Mechanik. — 1974. — 47. — № 11. — S. 671 674.
131 Desir J. L. Utilisation des arcs plasma pour les revctemens de potecion
.inti iisure dans lindusrie // Z. Schwcibtechnik. 1979. 69. — № 11
S. 307 314.
> By Дж. Б. С., Павленко А. В. Износо и коррозионностойкие сплавы на
......с кобальта для наплавки//Автоматическая сварка. 2004.
№ 10 С. 44 48.
н> S.ukc W., Schnick Т. Moderne Beschichtungen in der Glasindustric durch
I'l.ism.i Pulver-Auftragschweissen mit Robotcr / Schweipcn und Schneiden.
Vnili.ige der gleichnamigen Groben Schweiptechnischen Tagung in Essen.
\ urn 12 DVS 237. — Dusseldorf. 2005. S. 323 326.
< risloph 11., Krings E. Bcispielc z.ur schweiptechnischen Gemeinschaftsarbeit
и Konst i uklion, Fertigung und Abnahme//DVS Berichte. — 25. —
I *n srl loi I 1972. - S. 75.
II in.iMi'iiiiari ii.iii.'iaiiKa деталей энергетической арматуры / II. В. Гладкий,
I О' II. ।и'п><-1 иkoi>, В. И. Рабинович, Г. А. Чистяков//Сварочное пр-
l'1/о №2 ( 13 15.
283
339. Переплетчиков Е. Ф. Опыт применения плазменной наплавки в энер-
гетическом арматуростроении. Повышение надежности сварных сое-
динений при монтаже и ремонте технологического оборудования в энер-
гетике. — Киев: Экотехнология, 2005. — С. 6-10.
340. Гладкий П. В. Еремеев В. Б., Переплетчиков Е. Ф. Плазменная наплавка
деталей арматуры никелевыми сплавами // Автоматическая сварка. —
1968. - № 12. - С. 66-67.
341. Фрумин И. И. Наплавка изнашивающихся деталей атомного машино-
строения. Теоретические и технологические основы наплавки. Наплавка в
машиностроении и ремонте. — Киев: ИЭС им. Е. О. Патона, 1981. -
С. 3-12.
342. Изготовление новых и восстановление изношенных червяков экструдеров
плазменной наплавкой / А. М. Максимчук, Г. А. Месяц, В. Г. Нечипорснко,
Л. П. Андреев // Химическое и нефтяное машиностроение. — 1973. —
№ 8. - С. 22-23.
343. Гладкий П. В, Плазменная наплавка // Восстановление изношенных дета-
лей машин наплавкой. — Киев: КДНТП, 1968. — С. 9-13.
344. Чкалов Л. А., Кузнецов В. А., Ежов А. К. Плазменная наплавка порош-
ковыми твердыми сплавами деталей судового маши построения // Судо-
строение. — 1980. — № 6. — С. 38-39.
345. Переплетчиков Е. Ф. Плазменная наплавка // Сварщик. — 2000 - № 2 —
С. 8-11.
346. Переплетчиков Е. Ф. Плазменно-порошковая наплавка клапанов двига-
телей внутреннего сгорания // Автоматическая сварка. — 2002. - № 1. —
С. 45-46.
347. Технология плазменно-порошковой наплавки выпускных клапанов
двигателей автомобилей «ВАЗ» / С. Р. Аманов, А. В. Каргин, Д. Ю. Копы-
лов, Б. II. Переведенцев // Сварочное пр-во. — 2005. — № 2. — С. 33-40.
348. Ивницкий Б. Я. Технология наплавки уплотнительных поверхностей
арматуры в СССР и за рубежом. — М.: НИИИпформтяжмаш, 1972. —
С. 39-42.
349. Сплавы для наплавки уплотнительных поверхностей энергетической
арматуры / И. В. Гладкий, И. И. Фрумин, Е. Ф. Переплетчиков и
др. // Автоматическая сварка. - 1970. — № 5. — С.59-62.
350. Materials and methods for hand-facing of powder engineering
valves / I. I. Frmnin, P. V. Gladkij, V. B. Eremeev, E. F. Pereplct-
chikov // Colloque international sur les Matcriaux durs pour Frottement dans
les Reacteurs Nucleaires. — Avignon, 1980. — S. 13-20.
351. Использование наплавочных твердых Ni-Cr-Si- В-сплавов в энерге-
тическом арматуростроении / А. Е. Рунов, Е. Г. Старченко, В. С. Степин и
др. // Энергомашиностроение. — 1979. — № 6. — С. 24-27.
352. Kucera L., Gladkij Р., Perepletchikov Е. Skyscgrosti z navarania plazmou na
sycasti cnergetickcho zariadenia // Renogacne metody. Welding'90.
Bratislava: Dom Techniky, 1990. — S. 76-78.
284
353. Опыт применения плазменной наплавки стеллита для ремонта крупных
задвижек / И. И. Фрумин, П. В. Гладкий, Е. Ф. Переплетчиков и
др. // Автоматическая сварка. — 1981. — № 7. — С. 54-56.
354. Переплетчиков Е. Ф. Современные технологии и оборудование для
наплавки и упрочнения трубопроводной арматуры // Проблемы сварки,
металлургии и родственных технологий. — Тбилиси, 2003. — С. 333-348.
355. Переплетчиков Е. Ф. Плазменно-порошковая наплавка в судовом
машиностроении // Автоматическая сварка. — 2000. — № 12. С. 31-35.
356. Переплетчиков Е. Ф., Гладкий П. В., Стецуковский Е. В. Повышение
ресурса работы наплавленных деталей судовой арматуры // Теорети-
ческие и технологические основы наплавки. Повышение долговечности и
работоспособности наплавленных деталей. — К.: ИЭС им. Е. О. Патона,
1989. - С. 17-20.
357. Материалы для плазменной наплавки судовой котельной арматуры
повышенного ресурса / Е. Ф. Переплетчиков, А. И. Сом, II. Г. Бут и
др. // Наплавка износостойких и жаростойких сталей и сплавов.
Наплавочные материалы. — К.: ИЭС им. Е. О. Патона, 1983. — С. 73-78.
358. Сплав на основе кобальта / И. И. Фрумин, П. В. Гладкий, Е. Ф. Переп-
летчиков и др. // А. с. 722331. С22С 19/07. Заявлено 30.05.78 г.
359. Переплетчиков Е. Ф., Гладкий П. В. Влияние состава кобальтхромволь-
фрамовых наплавочных сплавов на их свойства // Наплавленный металл.
Состав, структура и свойства. - Киев: ИЭС им. Е. О. Патона, 1992.
С. 19-23.
360 Плазменная панлавка стеллита / И. И. Фрумин, Е. Ф. Переплетчиков,
II. В. Гладкий и др. // Автоматическая сварка. — 1974. — № 2. С. 54 56.
361 Жаростойкий и износостойкий сплав на никелевой основе / И. И. Фру-
мип. II. В. Гладкий, Е. Ф. Переплетчиков и др. // А. с. 339591. С22с 19/00.
Опубликовано 1972 г. Б.И. № 17.
362 Зсмзии В. Н. Сварные соединения разнородных сталей. — Л.: Машино-
ст |m*ciiiic, 1966. — 230 с.
363 Чарухнна К. Е., Голованенко С. А., Мастеров В. А. Биметаллические
соединения. — М.: Металлургия, 1970. — 277 с.
36 । Гладкий П. В. О применении Ni-Cr-Si-B-сплавов для наплавки деталей,
работающих при повышенных температурах // Наплавка износостойких и
,карей топких сталей и сплавов. Наплавочные материалы. Киев: ИЭС
им Г.. О. Патона, 1983. — С. 78-87.
166 Гладкий II. В., Дегтярева Т. Ф., Брик В. Б. Формирование границы
между наплавленным и основным металлами при наплавке никелевых
сплавов па сталь // Автоматическая сварка. — 1994. — № 4. — С. 11-15, 31.
166 Meliridc С. С., Spretnak J. W., Speiser R. A stady of the Fe-FeB
\ .нтп // Trans. Amer.Soc.Metals. — 1954. — 46. — P. 499.
и,, Эксплуатационная надежность наплавленных деталей затвора паровых
......hi,кек /II В. Гладкий, Е. Ф. Переплетчиков, О. Г. Касаткин и
ip Лн|ом.11пчсская сварка. — 1977. — № 4. — С. 58-61.
285
368. Лахтин Ю. М., Пчелкин М. А. Газовое борирование стали // Металло-
ведение и термическая обработка металлов. — М.: Машиностроение,
1960. — Вып. 2.-С. 92-104.
369. Переплетчиков Е. Ф Плазменно-порошковая наплавка изпосо и корро-
зионностойких сплавов в арматуростроении // Автоматическая сварка —
2004. - № 10. - С. 37-44.
370. Производство фонтанной арматуры для глубоких нефтяных и газовых
скважин методами электрошлакового литья и плазменно-поротиковой
наплавки / В. Л. Шевцов, В. Я. Майданник, В. М. Ханепко и др. // Свар-
щик. - 2001. — № 4. — С. 8-9
371. Братин Б. Ф. Трубопроводная арматура для абразивных гидросмесей.
М.: Машиностроение, 1981. 103 с.
372. Износостойкость сплавов для плазменной наплавки деталей
арматуры / Б. Ф. Брагин. II. В. Гладкий, Д. Г. Семин, Е. Ф. Переплет-
чиков // Исследование оборудования насосных станций и линейной части
гидротранспортных систем. М.: ВНИИПигидротрубопровод, 1985. —
С. 19-22.
373. Сплав для износостойкой наплавки / И. И. Фрумии, II. В. Гладкий,
Е. Ф. Переплетчиков и др. // АС СССР № 469563. В23К 35/30. Опубл
05.05.75г. - Б.И. № 17.
374. Корпус трубопроводной арматуры / Б. Ф. Брагин, II. В. Гладкий,
Е. Ф. Переплетчиков и др. // АС СССР № 1177578. F16K 27/00. Опубл
1985 г. - Б.И. № 33.
375. Запорное устройство / Б. Ф. Брагин, II. В. Гладкий, Е. Ф. Переплетчиков
и др. // АС СССР № 1188431. F16K 3/00. Опубл. 1985 г. Б.И. № 40.
376. Gate valve / В. F. Bragin, A. S. Kolomiets, P. F. Gladkij tn al. // Pat. USA
4534540.'Publ. 1985.
377. Valve housing / B. F. Bragin, F. N. Markuntovich, P. F. Gladkij tn al. // Pat
USA 4506865. Publ. 1985.
378. Плазменная наплавка заготовок металлорежущего инстру-
мента // II. В. Гладкий, Е. Ф. Переплетчиков, А. В. Мельник, В. Б. Гольд-
штейн // Наплавка при изготовлении деталей машин и оборудования, —
Киев: ИЭС им. Е. О. Патона, 1986.- С. 76-79.
379. Переплетчиков Е. Ф. Плазменно порошковая наплавка в металлургичес-
кой промышленности // Прогрессивные технологии сварки в промыш-
ленности. Материалы научно-технического семинара 20- 22 мая 2003 г. —
Киев: Экотехнология, 2003. — С. 53-54.
380. Переплетчиков Е. Ф. Плазменная наплавка деталей металлургического
оборудования//Сварщик. — 2004. -№1.-С. 10-12.
381. Бартенев И. А., Гладкий П. В. Структура и термообработка быстро-
режущих сталей для плазменно-порошковой наплавки // Наплавленный
металл. Состав, структура, свойства. - Киев: ИЭС им. Е. О. Патона
1992.-С. 61-62.
382. Com А. И., Гладкий П. В., Переплетчиков Е. Ф. Новый износостойкий
сплав для плазменной наплавки / Наплавка износостойких и жаростойких
286
сталей и сплавов. Наплавочные материалы. - Киев: ИЭС им. Е. О. Патона,
1983. — С. 7-11.
383. Com А. И., Гладкий II. В. Особенности плазменной наплавки на узкую
подложку // Новые процессы наплавки, свойства наплавленного металла
и переходной зоны. — Киев: ИЭС им. Е. О. Патона, 1984. С. 20- 24.
384. Переплетчиков Е. Ф., Рябцев И. А., Гордапь Г. М. Высокованадиевыс
сплавы для плазменно-порошковой наплавки инструментов // Авто-
матическая сварка. 2003. — № 3. — С. 21-25.
385. Структура и свойства высокоуглеродистых высоковападиевых сплавов на
железной основе / Е. Ф. Переплетчиков, И. Л. Рябцев, В. 1. Васильев,
X. Хайнце // МиТОМ. - 2003. - № 5. - С. 36-40.
386. Поверхностные явления в процессе наплавки сплавов на основе железа,
никеля и кобальта на стали / Б. Б. Богатырепко, П. В. Гладкий,
л. И. Кострова и др. // Адгезия расплавов и пайка материалов. — К.: Ии -т
проблем материаловедения, 1986. — № 16. - С. 85-90.
387. Сом А. И., Гладкий П. В., Переплетчиков Е. Ф. Повышение сроков служ-
бы экструдеров плазменной наплавкой // Наплавка. Опыт и эффскшв-
пость применения. К.: ИЭС им. Е. О. Патона, 1985. — С 89 93.
388. Повышение стойкости наплавленных червяков экструде-
ров / В. Г. Зверлин, Л. И. Чистяков, II. В. Матковский и др. // Химическое
и нефтяное машиностроение. — 1982. — № 10. — С. 26-28.
389. Фрумии И. И., Сом А. И., Гладкий П. В. Плазменная наплавка червяков
экструдеров полимерных машин // Теоретические и технологические
основы наплавки. Наплавка в машиностроении и ремонте. - К.: ИЭС
им. Е. О. Патона, 1981. С. 13-21.
390. Регулирование термического цикла при наплавке закаливающихся
сталей / И. С. Зубков, И. И. Малушин, В И Третьяков и др. // Автомати-
ческая сварка. — 1978. — № 12. — С. 25-26.
391. Способ дуговой наплавки закаливающихся сталей. А. с. 1513752/ П. В. Глад-
кий, Л. В. Мельник, Е. Ф. Переплетчиков, Л. И. Сом // МКИ В23К 9/04; В23Р
15/28. Заявлено 5.10.1987 г. Зарегистрировано 08.06.1989.
392 Способ изготовления инструмента. А. с. 1193897. В23К 9/04. / В. 1. Чму-
тов, В. Б. Гольдштейн, П. В. Гладкий, Е. Ф. Переплетчиков// Заявлено
10.07.84 г. Зарегистрировано 22.07.1985.
393 Бартенев И. А., Гладкий П. В. Некоторые свойства наплавленных быс-
трорежущих сталей // Теоретические и технологические основы наплав-
ки. Наплавка в машиностроении и ремонте. К.: ИЭС им. Е. О. Патона,
1981. - С. 21-28.
391 Смирнов В. А. Способы и устройства для сварки и резки бумаги. М.:
ЦИПТИхимнефтемаш, 1981. — 30 с.
39Bouaifi В., Gebert A., Heinze Н. Plasma-Pulvcr-Auftragschwcipungen zum
Verschlci₽schutz abrasiv beanspruchter Bouteile mit Kanten-
belastung // Schweipen und Schneiden. — 1993. — Ns 9. S. 506 509.
('»<> ( плавы на основе Ni Cr-B для наплавки клапанов / Л. И. Чепгураев,
Д. Л. Дудко, Б. И. Максимович п др. // Сварочное пр-во. — 1972. — № 12. —
( 28 30.
287
397. Аманов С. Р. Плазменная наплавка выпускных клапанов двигателей
внутреннего сгорания порошковыми сплавами / Автореф. дпссерт. на
соискание уч. степени канд. техн. наук. — Тольятти, 2000. — 20 с.
398. Чвертко А. И. Основы рационального проектирования оборудования для
автоматической и механизированной электрической сварки и наплавки. —
Киев: Паукова думка, 1988. — 240 с.
399. Бельфор М. Г., Патон В. Е. Оборудование для дуговой и шлаковой сварки
и наплавки. — М.: Высшая школа, 1974. — 256 с.
400. Севбо П. И. Комплексная механизация и автоматизация сварочного
производства. - К.: Тсхшка, 1974. 416 с.
401. Чвертко А. И., Патон В. Е., Тимченко В. А. Оборудование для механизи-
рованной дуговой сварки и наплавки. — М.: Машиностроение, 1981. — 264 с.
402. А.с. СССР 565791. В23к 9/16. Горелка для дуговой сварки в среде
защитных газов / II. В. Гладкий, А. 14. Сом, Е. Ф. Переплетчиков,
Ю. И.Сапрыкин//Открытия. Изобретения. — 1977. - № 27. 39 с.
403. А.с. СССР 600784. В23К 9/16. Плазмотрон для наплавки порош-
кообразным присадочным материалом / П. В. Гладкий, А. И. Сом,
Е. Ф. Переплетчиков, Ю. И. Сапрыкин // Заявлено 04.02.76 г. Заре-
гистрировано 06.12.1977.
404. Гладкий 11. В., Переплетчиков Е. Ф., Сом А. И. Оборудование для
плазменно-порошковой наплавки // Оборудование и материалы для
наплавки. -- Киев: ИЭС им. Е. О. Патона, 1990. - С. 33-37.
405. А.с. СССР 1531340. В23К 9/04, 9/16. Плазмотрон / П. В. Гладкий,
Е. Ф. Переплетчиков, А. И. Сом, А. Г Тихомиров // Заявлено 30.11.87.
Зарегистрировано 22.08.1989.
406. Быковский Д. Г. Плазменные технологии. Опыт разработки и внедре-
ния. — Л.: Лепиздат, 1980. — 150 с.
407. А.с. СССР 1480999. В23К. 9/30. Устройство для сварки с колебаниями
сварочной горелкп/П.В.Гладкий, А.И.Сом, Е.Ф.Переплетчиков и
др. // Открытия. Изобретения. — 1988. - № 19. — С. 49-50.
408. Heins О. Betrachtungen uber Mechanismen zum Pendelschweisscn // Schweis-
technik. - 1969. - № 12. - S. 557-559.
409. Richter E., Jacob R. Anwcndung von Bewertungsmethoden am Bcispiel den
Entwicklung cines Pnlverforderers//ZIS-Mitteilungen. - 1970. №2 S.
185-196.
410. А.с. СССР 266111. 2Ih. 30/17. Питатель барабанного тина / П. В. Гладкий,
Е. Ф. Переплетчиков, Ю. И. Сапрыкин и др. // Открытия. Изобретения. —
1970,- № И.-С. 76.
288
СОДЕРЖАНИЕ
Предисловие...................................................3
1. Плазменная наплавка. Классификация и характеристика
основных способов плазменной наплавки....................5
1.1. Классификация способов плазменной наплавки...............5
1.2. Плазменная наплавка проволокой (прутками)................7
1.2.1. Наплавка плазменной струей с токоведущей присадочной
проволокой..............................................8
1.2.2. 11аплавка плазменной дугой с нейтральной присадочной
проволокой..............................................
1.2.3. Наплавка двойной плазменной дугой с токоведущей
присадочной проволокой.................................13
1.2.4. Наплавка комбинированной плазменной дугой
с присадкой двух проволок..............................14
1.2.5. Плазменная наплавка горячими проволоками...........14
1.2.6. Плазменная наплавка плавящимся электродом..........15
1.3. Плазменная наплавка по неподвижной присадке.............18
1.3.1. Наплавка с применением компактной присадки
в виде колец и пластин.................................19
1.3.2. Наплавка по слою пасты.............................20
1.3.3. Наплавка по слою гранулированной присадки (крупки).20
1.3.4. Центробежная плазменная наплавка...................21
1.3.5. Микроплазмснное оплавление предварительно напыленного
покрытия...............................................22
1.4. Плазменно-порошковая наплавка...........................23
1.5. Сравнительная характеристика основных способов наплавки.28
2. Теплофизические характеристики плазменной дуги
и сварочной ванны при плазменно—порошковой наплавке .... 33
2.1. Исследование температуры и скорости плазмы в столбе дуги.33
2.1.1. Измерение температуры аргоновой плазмы.............33
2.1.2. Измерение скорости плазмы в дуге...................41
2.2. Тепловые характеристики плазменной дуги ................46
2.3. Плавление основного металла.............................54
2.4. Температура и геометрические размеры сварочной ванны
при плазменно-порошковой наплавке..........................57
3. Движение и нагрев присадочного порошка
в плазменной дуге........................................64
3.1. Математическая модель поведения присадочного порошка
в плазменной дуге..........................................64
289
3.2. Исследование движения и патрева присадочного порошка в дуге
с использованием математической модели......................75
3.2.1. Распределенный боковой ввод порошка в дугу через кольцевую
щель между соплами плазмотрона............................79
3.2.2. Локальный боковой ввод порошка ду! у..............92
3.2.3. Аксиальный ввод порошка в дугу................... 96
3.3. Экспериментальное исследование нагрева присадочного
порошка................................................... 99
3.4. Анализ особенностей движения и нагрева присадочного
порошка при плазменной наплавке................ ............108
4. Наплавленный металл. Классификация и назначение.
Электродные и присадочные материалы
для плазменной наплавки...................................114
4.1. Наплавленный металл. Классификация и назначение.............114
4.1.1 Нслегированпые или низколегированные стали
с содержанием углерода не более 0,4%.....................114
4.1.2. Нслегированпые или низколегированные стали с содержанием
углерода более 0,4%......................................117
4.1.3. Хромовольфрамовые, хромомолибденовые и другие
теплостойкие инструментальные стали для горячей обработки
металлов давлением.................... . ..........119
4.1.4. Быстрорежущие стали............................. 121
4.1.5. Низкоуглсродистые хромистые стали................122
4.1.6. Хромистые стали с повышенным содержанием углерода......123
4.1.7. Высокомаргапцсвыс аустенитные стали..............123
4.1.8. Хромоникелевые, хромоникельмарганцсвые нержавеющие
аустенитные стали........................................124
4.1.9. Высокохромистыс высоколегированные чугуны........127
4.1.10. Сплавы на основе никеля.........................129
4.1.11. Сплавы па основе кобальта.......................142
4.1.12. Наплавочные сплавы па основе карбидов (карбидные
композиции).............................................151
4.1.13. Сплавы на основе меди...........................152
4.2. Наплавочные материалы для плазменной наплавки.........153
4.2.1. Присадочные порошки для плазменной наплавки......153
4.2.1.1. Основные требования к наплавочным порошкам.....155
4.2.1.2. Важнейшие способы получения легированных порошков
для плазменной наплавки................................. 156
4.2.1.3. Состав и назначение порошков для плазменной наплавки.163
290
4.2.2. Проволоки сплошного сечения ... ... ............169
4.2.3. Порошковые проволоки............................171
4.2.4. Газы для плазменной наплавки.......... . .......174
5. Технология и опыт промышленного применения различных
способов плазменной наплавки. .......................176
5.1. Основные предпосылки для выбора технолочсского процесса ... 176
5.2. Технология плазменной наплавки проволокой (прутками)..177
5.2.1. Наплавка плазменной струей с токоведущей присадочной
проволокой..............................................177
5.2.2. Наплавка плазменной дугой с нейтральной присадочной
проволокой ... .........................................181
5.2.3. Плазменная наплавка двойной дугой с токоведущей
присадочной проволокой..................................185
5.2.4. Наплавка комбинированной плазменной дугой
с присадкой двух проволок...............................186
5.2.5. Наплавка плазменной дугой горячей проволоки.....187
5.2.6. Плазменная наплавка плавящимся электродом.......188
5.3. Технолотии плазменной наплавки по неподвижной присадке .. 191
5.3.1. Плазменная наплавка с применением компактной присадки в
виде колец и пластин....................................191
5.3.2. Наплавка плазменной струей по слою пасты........192
5.3.3. Плазменная наплавка по слою гранулированной присадки
(крупки)................................................193
5.3.4. Центробежная плазменная наплавка................194
5.3.5. Микроплазмешюе оплавление напыленного покрытия... 197
5.4. Технология плазменно-порошковой наплавки.............197
5.4.1. Технологические параметры и особенности технологии
плазменно порошковой панлавки...........................198
5.4.2. Опыт промышленного применения плазменно-порошковой
наплавки................................................210
> 1.2. 1. Наплавка деталей запорной арматуры
различного назначения..................................210
> 1.2.2. Наплавка режущего инструмента................223
1.2.3. Наплавка клапанов и седел двигателей
внутреннего сгорания...................................235
6 Оборудование для плазменной наплавки...............242
6 I. Основные узлы и механизмы оборудования
для плазменной наплавки................................. 242
5 2 Установки для плазменной наплавки . ..................251
< ок литературы...........................................264
291
Виробничо практичне видання
ГЛАДКИЙ Петро Васильевич
ПЕРЕПЛЬОТЧИКОВ Свген Федорович
РЯБЦЕВ Irop Олександрович
Плазмове наплавления
Редактор Г. Л. Берзша
Верстка i граф1ка А. 6. Рубльова
Розгляпуто основы способп плазмового наплавления: плазмовпм струменем 3i
струмовсдучим присадковим дрогом, плазмовою дугою з нейтральним i струмовсдучим
дротами, плазмовою дугою гарячнм дротом, плазмовою дугою електрода, то плавиться.
Особлива увага нридкпепа плазмово-норошковому наплавлению, що дозволяс icrorno
розшприти коло сплавгв, що паплавляються мсхашзонаним способом.
У книз! наведено вимогп до паплавочпнх порошюв, розгляную основы способп 1хнього
впробнпцтва, дослщжено тсхнолопчш особливост! плазмового наплавления, наведена методика
выбору режим!в плазмово-порошкового наплавления, розгляпуто приклади наплавления ряду
характерпих деталей. Представлено також вщомост! про устаткуваиня для плазмового
наплавления, розгляпуто конструкпп основных вузл1в устаткуваиня i наведено ixni
характеристики.
Розраховапа на шженерно-техшчних прашвппюв, що зай.маються вщновленням i
змшненпям деталей машин i мсхашз.чпв, може бути корисиою студентам вуз1в.
Пшписано до друку 1.08.2007. срормат 60x84/16. Пашр офсстшш
Гарштура PetersburgCTT, Офсш ннй друк Ум. друк арк 34,4.
ОГинк.-вил. арк. 17,2. Тираж 1000. Зам. 7-1124
ТОВ «Екотехнолопя»
Сшдоцтво про внесения до державною реестру видашнв,
впгот1вник|ц i розповсюлжувач!в продукпп ДК № 1052.
03150, KiiiB, вул Антоновича (Горького), 62.
ЗАТ «Впюл». Свшоцтво № 002472 В1Д 28 08.2001
03151, Кшв, вул. Волпнська, 60
Газотершчна обробка матер!ашв
В. М. Корж. - 2005. - 196 с.
Викладено материли за павчальпою програмою
дисциплши «Газотерм!чпа обробка матер!ал1В»
нормативно!' частики освггньо нрофссшно! пи-
готовки бакалавр!в напряму «Зварюванпя»
проекту ГСВО УкраЧни. Наведено вЧдомосп про
гази, як! використовуються при газотсрм!чшй
обробш матср!ал!в; апаратура та обладнапня, що
застосовуються для газоностачання д!льниць
газотерм!чно!' обробки матср!ал!в; устаткуваиня
для газотсрм!чно! обробки.
Розгляпуто суть технолопчних процеав газотср-
м!чно! обробки матср!ал!в: газового зварюванпя
та паяния, газотсрм!чного р!заиня метал!в, газо-
терм!чного нанесения покригпв та обробки
новерхонь з урахування.м сучасних досягнснь
у галуз! газотерхнчно! обробки pisniix матерЧалЧв
i виробпицтва обладнапня.
Руководство по технологии
механизированной сварки
в защитных газах
С. Т. Римский. — 2006. — 60 с.
11астоящее руководство составлено по материалам
исследований, выполненных в Институте элск-
1|мм*варки им. Е. О. Патона НАН Украины и
основанных на многолетнем опыте сотрудничества
Института с ведущими предприятиями стран СНГ,
выпускающими сварные металлоконструкции
<»। вс ।ствешюго назначения.
( одержит основные положения и рекомендации по
ихнологии и технике механизированной и авто-
ма in ческой сварки металлоконструкций, изготав-
ливаемых из низкоуглсродистых и низколеги-
рованных сталей в СО2 и в защитных газовых
смесях на основе аргона плавящимся электродом.
Описаны требования к сварочным материалам,
подготовке заготовок и сборке изделий. Рас-
<мо1|)сны вопросы уменьшения деформаций за
(иг выбора оптимальных режимов сварки и
носиедоватслыюсти наложения швов, причины
возникновения дефектов в сварных соединениях и
меры по их предупреждению, а также вопросы
нодюювки кадров и техники безопасности.
КНИГИ
издательства
«Экотехнология»
£.1 hutui
гашдспя
п НН1ИГМ
turn
I ЗИ«ПМ ium
Для инженерно-
технических
работников,
занятых в области
сварочного
производства,
преподавателей,
аспирантов
и студентов
технических вузов
Гладкий
Петр Васильевич
Заведующий отделом
ИЭС им Е. О Патсна
Национальной
академии наук
Украины, кандидат
технических наук
старший научный
сотрудник. Окончил
НТУУ «'Киевский
политехнический
институт»
по специальности
««Оборудование
и технология
сварочного
производства».
Специалист
в области наплавки
и материаловедения
Разработал
теоретические
и технологические
основы плазменной
наплавки.
Переплетчиков
Евгений Федорович
Старший научный
сотрудник отдела
физике металлур-
гических процессов
наплавки износо-
стойких и жаро-
прочных сталей
ИЭС им. Е. О. Патона
НАНУ, кандидат
технических наук.
Окончил НТУУ « КПИ»
по специальнее™
«Оборудование
и технология свароч-
ного производства».
Основное направление
научной деятельно-
сти — разработ ка
материалов
технологий
и оборудования для
плазменной наплавки
Лауреат премии
Ленинскою комсомола
Рябцев Игорь
Александрович
Заведующий
отделом сризико-
металлургичсских
процессов наплавки
износостойких и
жаропрочных сталей
ИЭС им. Е. О Патона
НАНУ, кандидат
технических наук,
старший научный
сотрудник Окончил
Брянский институт
транспортною
машиностроения
по специальности
«Оборудование
и технология
сварочного
производства».
Занимается научными
исследованиями
в области технологии
и металловедения
наплавки
КИЕВ
ЭКОТЕХНОЛОГИЯ
2007