Содержание к диссертации
Введение
1 Обоснование метода поверхностного упрочнения 9
1.1 Влияние физико-механических характеристик сталей на износ 9
1.2 Анализ методов поверхностного упрочнения сталей ... 12
1.3 Особенности методов магнитной обработки сталей 19
1.4 Механизм магнитного упрочнения сталей 23
Выводы 31
2 Моделирование комбинированной магнитно-импульсной обработки 32
2.1 Диффузия магнитного поля в обрабатываемый металл 32
2.2 Распределение энергии магнитного поля в металле 37
2.3 Дислокационная модель упрочнения 41
Выводы 54
3 Экспериментальное исследование процесса комбинированной магнитно-импульсной обработки 56
3.1 Описание экспериментальной установки 56
3.2 Измерение импульсного тока 61
3.3 Методика проведения эксперимента 67
3.4 Результаты экспериментов 75
3.4.1 Исследования обработки цилиндрической поверхности режущего инструмента 75
3.4.2 Исследования обработки плоской поверхности режущего инструмента 86
3.4.3 Исследования обработки сложной поверхности режущего инструмента 88
Выводы 89
4 Инженерная методика расчета оборудования для комбинированной магнитно-импульсной обработки 91
4.1 Выбор структурной схемы комбинированной МИО 91
4.2 Функциональная схема и эффективность установки для комбинированной МИО 94
4.2.1 Оценка эффективности магнитно-импульсной установки 95
4.2.2 Требования к основным элементам установки 97
4.3 Методика расчета инструмента 101
4.4 Рекомендации по конструктивному исполнению индуктора с концентратором магнитного поля 110
Выводы 113
Заключение 114
Список использованных источников
- Анализ методов поверхностного упрочнения сталей
- Распределение энергии магнитного поля в металле
- Исследования обработки цилиндрической поверхности режущего инструмента
- Оценка эффективности магнитно-импульсной установки
Введение к работе
Непрерывное развитие производства машин предъявляет новые, более высокие требования к технологии машиностроения вообще и методам изготовления деталей в частности. В развитии отрасли технологии машиностроения совершенствование и создание новых методов обработки является одной из важнейших задач, без успешного решения которой немыслимо и совершенствование отрасли в целом. С точки зрения эффективности производства совершенствование и создание новых методов обработки в сравнении с другими направлениями развития отрасли дает наиболее высокий экономический эффект. В частности, он в 3 - 4 раза выше, чем эффект от реализации разработок в области автоматизации. По степени влияния на уровень производства новые методы обработки и технологии вызывают наиболее радикальные изменения, приводя к его революционным преобразованиям.
Одним из перспективных направлений является применение новых наукоемких технологий на основе физико-химического модифицирования поверхностных слоев деталей и инструментов, направленных на повышение твердости и износостойкости. Значительная часть из них это методы обработки с применением концентрированных потоков энергий, которые в настоящее время распространены недостаточно широко (электронное, лазерное и магнитное упрочнение) [1...6]. Актуальность исследований в этом направлении обусловлена сложностью и недостаточной изученностью механизмов и эффектов, сопровождающих процессы упрочнения поверхностных слоев изделий с заранее заданными свойствами в условиях высоких скоростей энергетического воздействия.
Магнитное упрочнение на основе метода магнитно-импульсной обработки (МИО) обладает рядом преимуществ по сравнению с методами на основе воздействия других видов энергий, в частности: низкая себестоимости обработки, сохранение геометрии обработанных деталей, отсутствие расходных материалов и дополнительных агрессивных сред, простота технологической оснастки и экологическая чистота. В связи с этим, актуальна проблема создания эффективного и гибкого метода
поверхностного упрочнения на базе существующих методов МИО, а также разработки его аппаратурно-технологического оформления. Применение с згой целью локализованного импульсного магнитного поля высокой напряженности в комбинации с предварительным индукционным нагревом значительно интенсифицирует процесс упрочнения, уменьшая время обработки, применяемые мощности и, следовательно, экономические затраты на его реализацию. Несомненные достоинства этого способа потребовали разработки физико-математической модели и экспериментального исследования, что позволит выявить оптимальные энергетические и технологические параметры обработки для достижения наилучших физико-механических свойств обработанного поверхностного слоя. [7... 11].
Целью исследования является повышение стойкости режущего инструмента путем применения магнитно-импульсной обработки с предварительным индукционным нагревом.
Задачами, соответственными поставленной цели, являлись:
анализ существующих способов поверхностного упрочнения инструментальных сталей на основе МИО, выявление недостатков, ограничивающих их применение в промышленности;
разработка математической модели процесса комбинированной МИО и установление технологических параметров обработки;
экспериментальное исследование влияния температуры предварительного нагрева обрабатываемой детали и напряженности магнитного поля на эффективность процесса магнитно-импульсного упрочнения;
разработка технологии комбинированной МИО.
Решение поставленных задач позволит создать эффективный метод поверхностного упрочнения сталей, что значительно увеличит стойкость различных и инструментов.
Первый раздел посвящен анализу существующих методов поверхностного упрочнения сталей; рассмотрению особенностей методов магнитной обработки и механизма магнитного упрочнения.
Втором разделе посвящен разработке физико-математической модели процесса МИО.
Третий раздел посвящен экспериментальным исследованиям, проводимым с целью выполнения следующих задач:
доказательство преимущества комбинированного способа МИО, путем определения влияния температуры предварительного нагрева на микротвердость инструментальных сталей;
определение влияния напряженности импульса магнитного поля на микротвердость инструментальных сталей и установление оптимальных величин управляющих параметров, позволяющих достичь максимальной эффективность упрочнения сталей;
проверка адекватности математической модели процесса упрочнения и возможности ее применения для различных сталей;
определение увеличения износостойкости обработанных инструментов по сравнению с необработанными.
В четвертом разделе обоснован выбор структурной схемы оборудования для комбинированной МИО и предложена методика инженерного расчета установок для обработки деталей с различными формами поверхностей исходя из условий наибольшей эффективности и производительности обработки.
В заключении перечислены основные результаты работы.
Данная работа выполнена с использованием лабораторной базы Бий-ского технологического института, кафедры «Производственная безопасность и управление качеством».
Автор выражает огромную благодарность научному руководителю Овчаренко Александру Григорьевичу за полезные замечания и консультации, поддержку и помощь в работе.
Анализ методов поверхностного упрочнения сталей
Наиболее перспективными технологиями поверхностного упрочнения деталей являются методы физико-химического модифицирования, под которым понимают целенаправленное изменение свойств поверхности в результате технологического внешнего воздействия. При этом имеется в виду изменение структуры материала в тонких поверхностных слоях вследствие физического воздействия (ионными и электронными пучками, низкотемпературной и высокотемпературной плазмы, электрического разряда, магнитным полем и др.) или химического воздействия, приводящего к образованию на поверхности слоев химических соединений на основе базового материала (химическое, электрохимическое и термическое оксидирование, фосфатирование, сульфидирование, плазменное нитрирование и т.д.).
Среди множества методов физико-химического модифицирования наиболее применяемыми на сегодняшний день являются следующие: различные методы химико-термической обработки, диффузионная металлизация, индукционная и плазменная закалка, обработка холодом, поверхностно пластическое деформирование. Также существуют перспективные направления в разработке новых и усовершенствованных методов поверхностного упрочнения на основе физико-химического модифицирования: ионная имплантация, а также лазерное и магнитно-импульсное упрочнение.
Химико-термическая обработка позволяет получать покрытия толщиной 10-40 мкм и обеспечивает увеличение стойкости инструмента из быстрорежущих и углеродистых сталей в 2 - 2,5 раза. Азотированию могут подвергаться углеродистые и легированные стали. Глубина азотированного слоя на поверхности режущих инструментов рекомендуется до 25 - 30 мкм при твердости не свыше HV1100 - 1200. При цианировании стойкость инструмента возрастает в 2 - 4 раза. Температурный режим ограничивает возможности цианирования (500 - 600С). Цианировать можно инструменты из быстрорежущих сталей, а также сталей Х12Ф, Х12М, в некоторых случаях - Х6ВФ. Поверхностная закалка слоя 0,5 - 2 мм нагревом ТВЧ или электроконтактным методом повышает их износостойкость в 2 - 2,5 раза. Сульфидирование и фосфатирование повышают износостойкость всего на 10 -20% [21].
Диффузионная металлизация позволяет получить упрочненный слой глубиной около 10-15 мкм. Исключительно высокой твердостью (до HV=2000) и высоким сопротивлением износу обладают борированные слои вследствие образования на поверхности высокотвердых боридов железа, однако борированные слои очень хрупки. Хромированное покрытие, нанесенное гальваническим способом, имеет твердость HV900 - 1000, высокую износостойкость, теплостойкость, химическую стойкость, низкий коэффициент трения. Прочность покрытия уменьшается с увеличением толщины слоя, поэтому толщина не должна превышать 3 - 5 мкм. Вместе с тем при нанесении такого покрытия усталостная прочность уменьшается на 25-40%.
Индукционная н плазменная закалка. В результате нагрева в тонких поверхностных слоях формируется структура мелкодисперсного мартенсита твердостью HV = 900 - 1000 и толщиной 0,3 - 1,0 мм, что позволяет увеличить износостойкость поверхностного слоя в 3 - 4 раза [23].
Обработку холодом применяют для уменьшения содержания остаточного аустенита в структуре закаленной стали. Цель криогенной обработки состоит в том, чтобы охлаждением до отрицательных температур вызвать дополнительное мартенситное превращение без изменения твердости. В результате криогенной обработки повышается износостойкость в 2 - 3 раза [21].
Поверхностное пластическое деформирование пригодно для тонкостенных инструментов. Наиболее эффективно алмазное выглаживание для упрочнения инструмента твердостью до 65 HRC. Износостойкость поверхности, полученной этим образом, в 2 - 3 раза выше, чем при шлифовании, и на 20 - 30% выше, чем при полировании [24].
Ионная имплантация основана на внедрении ускоренных ионов легирующих элементов в поверхностный слой металла. Имплантируемые ионы имеют малую глубину проникновения, однако их влияние распространяется намного дальше от поверхности.
Обработка высокоэнергетическими ионами азота эффективно повышает усталостную прочность деталей. Установлено, что увеличение усталостной прочности обусловлено не действием остаточных напряжений сжатия, возникающих при ионной имплантации, как считалось раньше, а торможением развития усталостных трещин вследствие снижения подвижности дислокаций.
Ионная имплантация позволяет заменить традиционные методы нанесения защитных покрытий и упрочнения поверхности. После такого рода упрочнения увеличивается предел усталости на 7 - 25 %, улучшается химическая структуру поверхностного слоя деталей, повышается адгезия покрытий; восстанавливаются изношенные детали.
Основные области применения данных методов: авиационное и ракетное двигателестроения; нефтехимическое и нефтеперерабатывающее оборудование; приборостроение; медицинский инструмент; автомобилестроение [13]. Лазерное упрочнение основано на изменении физико-химических свойств материалов при воздействии лазерного луча. Лазерным упрочнением выполняют: 1) лазерную термическую обработку (закалка, отжиг, отпуск); 2) глазурирование (оплавление для получения остеклованной поверхности); 3) поверхностное легирование; 4) наплавку (восстановление изношенных деталей).
Локальная термическая обработка осуществляет модифицирование структуры поверхностного слоя. В результате формируется слой с повышенной твердостью (превышает на 15...20% твердость после закалки существующими способами), с хорошим сопротивлением износу и схватыванию при трении. При этом обеспечиваются такие температурно-временные режимы и результаты упрочнения, которые сложно или невозможно получить традиционными способами термической обработки.
Распределение энергии магнитного поля в металле
Перед тем как приступить к рассмотрению процессов, которые протекают в разогретом металле под действием импульса магнитного поля, необходимо определить распределение вводимой в металл энергии магнитного поля (2.26). Как известно [26] полученная металлом энергия Wne полностью переходит в структурные превращения, а распределяется следующим образом:
1) 0,5W - расходуется на структурные превращения. За счет этой энергии происходит два процесса: - процесс смещения границ доменов, состоящий в росте их объемов, у которых намагниченность ориентированна близко к направлению вектора напряженности поля за счет изменения объема соседних доменов; - процесс изменения направления самопроизвольной намагниченности отдельных доменов и кристаллитов путем поворота вектора намагниченности; 2) 0,25W- расходуется на локальный нагрев обрабатываемой детали;
Вследствие неоднородности кристаллической структуры в ней» под действием импульса магнитного поля, возникают вихревые токи. Они, в свою очередь, нагревают участки вокруг кристаллов напряженных блоков и неоднородностей структуры металла. Градиент теплового потока при МИО тем выше, чем менее однородна структура металла [26]. В местах концентрации остаточных или усталостных напряжений, связанных с технологией производства, обработки или эксплуатации детали теплота, наведенная при МИО вихревыми токами, частично уменьшает избыточную энергию составляющих кристаллитов и зерен структуры образца особенно в зоне контакта напряженных участков. Микроструктура сплава улучшается в течении 0,01 - 1,0 с, однако для завершения структурных превращений II рода, направленных на уменьшение свободной энергии в материале детали, необходимо время т, которое меняется от 5 до 24 часов [26].
Опыты [26,41] показали, что с некоторым приближением время (т, с) выдержки цилиндрического инструмента из быстрорежущей стали после МИО в спокойном состоянии можно определить по эмпирическому уравнению: где к - коэффициент, зависящий от свойств материала инструмента; Н- напряженность магнитного поля в рабочей зоне индуктора, кА/м; d/l - отношение диаметра инструмента к его длине в зоне обработки; h/кф - отношение магнитной проницаемости материала инструмента к магнитной проницаемости феррита; т - масса инструмента, г; VM- объем металла инструмента, см3.
Кроме того, вихревое магнитное поле, способствующее улучшению микроструктуры, обуславливает более равномерное охлаждение стали. 3) 0,25W - расходуется на импульсное сжатие обрабатываемой детали со стороны рабочей области индуктора; При обработке цилиндрического инструмента процесс представляет собой импульсное винтовое сжатие. Возникающие электродинамические силы частично приводят к уплотнению кристаллов, вследствие чего снижается концентрация остаточных напряжений в металле. На рисунке 2.2 приведена экспериментальная зависимость относительной величины остаточных напряжений в стали ЗОХГСА от напряженности поля Я при МИО. [26,41]:
F,% Таким образов, МИО представляет собой комплексное воздействие на материал процессов изменения доменной структуры (структурных микрошшстических деформаций), механических упругих деформаций, а также тепловых импульсных потоков, локализованных в местах концентрации остаточных или усталостных напряжений. Соответственно лишь половина всей введенной в металл энергии импульса магнитного поля приходится на структурное изменение материала, и именно эта энергия в основном способствует изменению физических и механических свойств поверхности обрабатываемой детали и определяется по формуле: W = 0,25ц0(Нте 6іе-а sm(a t- z))2SB tB. (2.28)
Структурные изменения в ферромагнетике под действием импульсного магнитного поля связаны с динамикой доменной структуры металла, значительное влияние на которую может оказывать предварительный нагрев обрабатываемого металла [34, 43]. Экспериментально доказано, что в разогретой микроструктуре домены находятся в менее устойчивом состоянии, и, увеличивая температуру обрабатываемого материала, увеличивается вероятность изменения направления векторов самопроизвольной намагниченности на больший угол, а также активизируется процессы роста и поглощения отдельных доменов в доменной структуре при меньшей напряженности поля, что значительно увеличивает микропластическую деформацию в металле. Это способствует, как будет показано далее, развитию более плотной дислокационной структуры, а значит, увеличит напряжение текучести металла и, соответственно, его твердость.
При выборе температуры обработки следует учитывать следующее:
1) температура обрабатываемого металла должна быть меньше температуры Кюри (768 "С для стали), т.е. температурой, выше которой материал теряет ферромагнетические свойства и явления магнитострикции не происходит [36];
2) температура обрабатываемого металла должна быть меньше температуры первичной рекристаллизации, т.к. твердость металла находится в зависимости от температуры его нагрева согласно рисунку 2.3 [44].
В результате рекристаллизации происходит зарождение и рост новых зерен с меньшим количеством дефектов строения, поэтому в процессе рекристаллизации резко уменьшается напряжение текучести металла и, соответственно его твердость. Температура первичной рекристаллизации зависит от температуры плавления Трекр аТтУ где а=0,3+0,5.
Исследования обработки цилиндрической поверхности режущего инструмента
Далее по опледеленным зависимостям распределения микротвердости по глубине определение корреляционной зависимости между поверхностной микротвердостью и величиной напряженности импульса магнитного поля с последующим определением оптимальной напряженности поля. Для этого необходимо сопоставить зависимость микротвердости от глубины обработки с зависимостью диффузии магнитного поля в обрабатываемый материал. Это даст возможность определить напряженность в точке с максимальной микротвердостью (согласно рисунку 3.12 и 3.19 при Т=500С это точка, соответствующая глубине х=0,6 мм, HV=819).
Для определения распределения напряженности магнитного поля по глубине обрабатываемого инструмента относительно передней поверхности воспользуемся формулой 2.24 для времени импульса с максимальной амплитудой напряженности поля и рассчитав коэффициенты затухания и фазы импульса. Н(х, t)=Hme-Ste-a xsin(cot- x) (3.33) где а3 = y/ucryS2 + &2 cos —+-arctg— = 1501 - коэффициент затухания; \pcm=4l V0 r = tfPcmSOO C = W ]6 См) Рф = J— -І82 + Ф2 sim —+arctg— = 3,48 10 4 - коэффициент фазы. При г = 0,448 -10Г4 с амплитудное значение напряженности поля максимально, и при силе тока в разрядной цепи 1=47,5 кА составляет, как , показано выше Нт = 2,52 -10
В графическом виде зависимость 3.34 представлена на рисунке 3.19. Взяв производную от функции твердости (3.14) и найдя координату глубины с максимальной твердостью, используя функцию (3.34) возможно определить оптимальную напряженность импульса магнитного поля для обработки стали Р6М5 (1 =1200 кА/м). 0.6 0.4 0.2 0.8 1.2 1.4 1.6 X, ММ Исключая переменную х из зависимостей напряженности и микротвердости от глубины (рисунок 3.19), получим экспериментальную зависимость микротвердости от напряженности импульса магнитного поля (рисунок 3.20). H-10 ,A/M С помощью полученной экспериментальной зависимости микротвердости от напряженности импульса магнитного поля уточним теоретическую зависимость, полученную в разделе 2.
Также в ходе экспериментальных исследований проводилось сравнение экспериментальных и теоретически найденных значений оптимальной напряженности магнитного поля комбинированний МИО цилиндрических образцов из сталей 9ХС и Р18. Нахождение экспериментальных значений напряженности проходило по методики для стали Р6М5. Параметры обработки: 1 =3,95 кА/м; Т=500 С; однократный импульс.
Максимальное увеличение микротвердости образцов достигалось: для стали 9ХС -А-203 HV (136%) на глубине 0,4 мм от цилиндрической поверхности образца; для стали Р18 -Л=139 HV (121%) на глубине 0,4 мм от цилиндрической поверхности образца.
Используя формулу 2.24 для времени импульса с максимальной амплитудой напряженности поля и рассчитав коэффициенты затухания и фазы импульса для материалов образцов, возможно определить распределение напряженности магнитного поля по глубине образцов. Н(х, )« Ene-Ste-a x sin(wt- рфх) (3.35) Сталь 9ХС: 3 = 4ц ац82 + т2 cos\ —+—arctg— = 1415 - коэффициент затухания \4 2 Ф) ІМст =41 Р0 = 1ІРст500С 1,2 Ю6 См\ Д = J— JS2 + он2 sin\ —+arctg— = 3,69 10 4 - коэффициент фазы. При r = 0,448 10Г4 с амплитудное значение напряженности поля максимально и составляет Нт = 2,52 -10 — м Н(х)=2,52-106 е-Ш5х8 ,41-3,69-10-4х\ (3.36)
Зная глубину точки с максимальным увеличением микротвердости (точка 2, рисунок 3.12) определим оптимальную напряженность импульсного магнитного поля для стали 9ХС (3.36) HoJp,4-10-3)=l,41106-. м Сталь Р18: а3 - 4{1 гл]#2 + со2 cos\ —+—arctg— = 1450 - коэффициент затухания \4 2 (О) ipcm =41- Ц0,(Т = 1/ pm500OC = 1,26-106 См); Д = J—yS2 + со2 sin\ —+arctg— = 3,6 10 4 - коэффициент фазы. v \и \4 (о) Н{х)=2,52-10б -е-1Шх8 ,41-3,6-10-4х) (3.37) Оптимальная напряженность импульсного магнитного поля для стали Р18 (3.37) Honmip,4 10-3)=l,39-106-. м Для сравнения экспериментально найденных значений оптимальной напряженности магнитного поля обработки при обработке сталей Р18 и 9ХС определим теоретические значения напряженности по формуле (2.49) я
Сравнивая экспериментальные и теоретические значения оптимальной напряженности магнитного поля для сталей 9ХС и Р18, различия между которыми составляют 13% и 1%, соответственно, можно сделать вывод о достаточной степени адекватности уравнения для определения оптимальной напряженности импульсного магнитного поля обработки сталей.
Определение относительного повышения стойкости сверл Для определения относительного повышения стойкости сверл, в качестве которых использовались спиральные сверла 5,8 мм, обработанные при оптимальной напряженности магнитного поля (для стали Р6М5 1200 кА/м) и различной температуре предварительного измерялся износ по задней поверхности (таблица 3.5, рисунок 3.21) . Математическая обработка результатов эксперимента проводилась согласно приложению 2.
Оценка эффективности магнитно-импульсной установки
При оценке эффективности магнитно-импульсной установки (МИУ) связь полезной работы, идущей на структурные превращения в металле, с параметрами разрядного контура можно установить из уравнения баланса энергии в разрядном контуре МИУ. Полный баланс энергии системы к концу процесса обработки имеет вид: W = WR+WK+WM=(W W2)R+WK+WU (4.1) си2 где W = энергия, запасаемая в батарее конденсаторов, Дж; 00 АО Wx = jrc i2dt, W2 = jrH,3 i2dt - тепловые потери на нагрев цепи магнитно о о импульсной установки (конденсатор, ошиновка и коммутатор) и системы индуктор - заготовка соответственно, Дж; WK=- ji2 —-dt - кинетическая энергия, связанная с работой деформации 2 о Си элементов МИУ и движением дуги в коммутаторе, Дж; WM=—ji2-——dt - полезная энергия магнитного поля, за счет которой обрабатываемая деталь подвергается фазовым и структурным преобразованиям в металле и воздействию электродинамических сил, Дж; С- емкость накопителя, Ф; U - напряжение заряда накопителя, В; і - ток разрядной цепи, А; гг - собственное активное сопротивление магнитно-импульсной установки, Ом; гИ_3 - активное сопротивление системы индуктор заготовка, Ом; Lc - собственная индуктивность магнитно-импульсной установки (в режиме короткого замыкания), Гн; ЬИ_3 индуктивность системы индуктор-заготовка, Гн; f - время, с.
Как следует из 4.1 для получения максимальной эффективности работы МИУ необходимо выполнять следующие условия.
1. Собственные параметры элементов разрядного контура гс и 1с, определяемые соответственно активными сопротивлениями и индуктивностями конденсаторов, коммутатора и ошиновки, а также эквивалентными сопротивлениями системы индуктор - заготовка ги_3, должны быть минимальны.
2. Изменение значений Ьи_3 и Lc в процессе разряда накопителя недопустимо, т.е. ошиновка, спираль индуктора и элементы крепления коммутатора и конденсаторов не должны деформироваться под воздействием электродинамических сил.
3. Магнитная энергия, запасаемая в системе индуктор - обрабатываемая заготовка, должна быть значительно больше магнитной энергии, запасаемой в собственных индуктивностях установки.
Эффективность преобразования энергии магнитного поля в работу полезной энергии магнитного поля WM, определяется коэффициентом 7]п: Лп=ЧнЧлЛк (4.2) где коэффициенты і]м,і]А,?]к для случая первого максимума тока можно выразить через параметры разрядного контура и индуктора: г}и —— - коэффициент, характеризующий передачу магнитной энергии в систему индуктор - заготовка; т}А=еая - коэффициент, сюотаетствующий потерям энергии в активном сопротивлении разрядного контура; к2 Лк=1 " \i _ коэффициент передачи магнитной энергии концентратора в рабочую зону (использование / обусловлено потерей энергии конденсаторной батареи на создание потоков рассеяния концентратором в первичной обмотке); кп - коэффициент связи, имеет сложную зависимость от геометрии концентратора, обычно колеблется в пределах 0,95-0,98; а = а3- коэффициент затухания (2.24).
Для получения максимального эффекта от процесса следует не только стремиться к уменьшению потерь на нагрев установки, индуктора и заготовки и уменьшению деформации элементов установки, но и к созданию поля достаточной напряженности. Применение простых цилиндрических многовитковых индукторов для этих целей в большинстве случаев приводит к большим масса-габаритным и энергетическим показателям установок. При использовании маломощных и компактных накопителей и зарядных устройств с низкой потребляемой энергией повысить напряженность поля можно, либо уменьшая длительность импульса, либо локализацией его в меньшем объеме. Одно из решений этой проблемы - применение концентратора магнитного поля. 4.2.2 Требования к основным элементам установки
Емкостной накопитель Емкостной накопитель - наиболее дорогой энергетический узел МИУ. Параметры емкостного накопителя в значительной мере определяют массогабаритные и экономические показатели МИУ. К нему предъявляют следующие требования: 1) низкая собственная индуктивность и способность выдерживать большое количество импульсных разрядов; 2) минимальный вес и габариты; 3) минимальные амортизационные издержки.
Для комплектации комбинированной МНУ целесообразно использовать импульсные малоиндуктивные конденсаторы, соединенные параллельно, т.к. в этом случае общая индуктивность накопителя будет меньше собственной индуктивности отдельного конденсатора. Индуктивность пн параллельно включенных конденсаторов: L =-f (4.3) где LH - индуктивность накопителя, Гн; LK - индуктивность отдельного конденсатора, Гн; пн - количество конденсаторов. Количество конденсаторов можно определить исходя из требуемой поверхностной энергии обработки W = 0,5 figH 8для оптимальной напряженности магнитного поля:
Похожие диссертации на Повышение стойкости режущего инструмента путем комбинированной магнитно-импульсной обработки
