Obrabotka Metallov 2021 Vol. 23 No. 2

OBRABOTKAMETALLOV Vol. 23 No. 2 2021 71 EQUIPMENT. INSTRUMENTS ния между разнородными металлическими ма - териалами из - за малой толщины оплавляемого слоя и отсутствия перемешивания разнородных металлов из - за малости промежутка времени го - рения дуги . Однако при сварке изделий из угле - родистых сталей наиболее прочные и надежные соединения в случае конденсаторной стыковой сварки с поджигом дуги и оплавлением соеди - няемых поверхностей формируются в том слу - чае , когда соединяемые изделия изготовлены из низкоуглеродистых сталей [37, 42]. Увеличение содержания углерода в свариваемых изделиях ведет к снижению прочностных свойств , что обычно связывается появлением в сварном со - единении хрупких структурных составляющих в виде мартенсита и остаточных напряжений . Тем более , как показывают результаты моделирова - ния и экспериментальные данные , полученные авторами [43], не удается полностью избежать образования пустот в области сварного шва при конденсаторной сварке оплавлением . Действи - тельно , как видно из фотографии продольного макротемплета ( рис . 3), вырезанного из исследу - емой алмазной шлифовальной головки , в обла - сти сварного соединения имеются несплошно - сти , достигающие в нашем случае 0,15×0,5 мм . Наличие несплошностей и остаточных напря - жений в сварном шве является одной из причин низкой прочности сварного соединения между цилиндрическим корпусом из закаленных угле - родистых сталей и переходным корпусом из низкоуглеродистой стали . Например , прочность соединения корпуса из закаленной стали 45 с пе - реходным корпусом из низкоуглеродистой стали ст .3 не превышает 300 МПа , и разрушение обыч - но происходит хрупко по сварному шву . Поэто - му с целью снятий остаточных напряжений и повышения сопротивления к хрупкому разруше - нию исследуемые шлифовальные головки после конденсаторной приварки закаленного корпуса подвергались низкому отпуску при температуре 240  С 2 ч . Результаты испытаний на прочность соеди - нения хвостовика с алмазоносной частью при растяжении исследуемых образцов шлифоваль - ных головок приведены в таблице . Наименьшую прочность соединения на растяжение имеют алмазные шлифовальные головки , изготовлен - ные с использованием традиционной техноло - гии , так как в этом случае часть корпуса ( хво - Рис . 3. Макроструктура области сварного соедине - ния исследуемой алмазной шлифовальной головки Fig. 3. Т he macrostructure of the welded joint area of the investigated diamond grinding head стовика ), находящаяся внутри алмазоносного слоя , имеет гладкую поверхность , и прочность соединения обеспечивается только за счет сил сцепления , формирующихся между омедненной поверхностью корпуса и металлической связкой в результате спекания и горячего прессования . Исследуемые алмазные шлифовальные го - ловки , соединяемые с корпусом из закаленных углеродистых сталей с использованием метода конденсаторной сварки , обладают более высо - кой прочностью на растяжение между корпусом и алмазоносной частью , чем алмазные головки , соединяемые с корпусом из стали Р 6 М 5, по тра - диционной технологии в результате спекания и горячего прессования . Такая разница в проч - ности соединении обусловлена тем , что при из - готовлении исследуемых алмазных головок по предлагаемому нами способу в алмазоносный слой запрессовывается омедненная стальная винтовая шпилька 3 ( рис . 1), которая обеспечи - вает как значительное механическое сцепление алмазоносным слоем , так и большее межатомное сцепление за счет большей поверхности диффу - зионного припекания к металлической связке . Наибольшие значения прочности соедине - ния , обеспечиваемые конденсаторной приваркой корпуса к рабочей алмазоносной части , наблю - даются в шлифовальных головках с хвостови - ками , изготовленными из среднеуглеродистых марок стали 35 и стали 45. Предел прочности соединения между корпусом из закаленной ста - ли 45 и шпилькой М 6, запрессованной в алма - зоносную часть , составляет 500 МПа , а предел прочности соединения между корпусом из зака -