Автоматичне аргонодугове зварювання вольфрамовим електродом сплаву ОТ4

- дослідження механічних властивостей зварних з'єднань.

2. Методи дослідження

2.1 Устаткування для зварювання

Зварювання виконуємо на постійному струмі прямої полярності вольфрамовим електродом ЭВЛ-ФУ-150 ГОСТ 23949-80 в аргоні вищого сорту (ГОСТ 10157-79) з присадним дротом від джерела живлення ВСВУ-315 на спеціально виготовленому стенді.

Джерело живлення призначене для автоматичного зварювання виробів із звичайних, корозійний-стійких і жароміцних сталей і титанових сплавів відкритою і стислою дугою в безперервному і імпульсному режимах. Джерела забезпечують стабілізацію встановленого зварювального струму в межах ± 2,5% при змінах напруги живлячій мережі ± 10%, довжини дуги від 0,5 до 0,6 мм і температури навколишнього середовища від +5 до +35°С.

Джерело забезпечує роботу в безперервному і імпульсному режимі; автоматичне, плавне, регульоване в часі наростання струму на початку зварювання від мінімального до заданого значення, завдяки чому відбувається рівномірне розігрівання кінця вольфрамового електроду і підвищує його стійкість; плавне регулювання струму чергової дуги в імпульсному режимі в межах від 2 до 30% номінального зварювального струму; модуляція форми імпульсу від практично прямокутною до трикутної, що дає різні швидкості зміни полярності зварювального струму; плавне, регульоване в часі зниження зварювального струму від робочого до мінімального значення в кінці зварювання при заварюванні кратера.

Незалежність зварювального струму від температури навколишнього середовища досягається приміщенням елементів електричної схеми, чутливих до змін температури, в термостат спеціальної конструкції, що входить в блок регулювання.

Функціональна блок-схема джерело приведена на малюнку 2.1 в схемі:

Т - силовий трифазний трансформатор;

V - силовий випрямний блок тиристора;

ВІП - допоміжне джерело живлення для збудження дуги;

ИЭ - вимірювальний елемент;

L - дросель;

G - осцилятор;

БФИ - блок формування імпульсів управління тиристорами;

БРТ - блок регулювання струму;

ТБ - блок трігера;

РБ - релейний блок.

Силовий трифазний трансформатор Т має одну первинну обмотку ?₁ і дві вторинні обмотки ?₂ і ?_2n (малюнок 2.2).

Фази первинної і вторинних обмоток сполучені зіркою. Напруга від вторинної обмотки ?₂ підводиться до трифазного випрямляча V (основний силовий випрямляч), зібраному по мостовій схемі випрямляння на тиристорах, пологопадающую, що має, зовнішню характеристику. Від вторинної обмотки ?_2n напруга підводиться до трифазного некерованого випрямляча Vв, зібраного також по мостовій схемі, який входить до складу допоміжного джерела живлення ВІП, включеного на дугу паралельно з основним. ВІП має крутопадающую зовнішню характеристику. Така форма характеристики забезпечується дією трьох однофазних некерованих лінійних дроселів L_в з роз'ємними феромагнітними сердечниками. Необхідний струм збудження дуги встановлюється відповідним зазором в роз'ємному сердечнику дроселя.

титановий сплав зварювання присадний дрот



Т - силовий трифазний трансформатор; V - силовий випрямний блок тиристора; ВІП - допоміжне джерело живлення для збудження дуги; ИЭ - вимірювальний елемент; L - дросель; G - осцилятор; БФИ - блок формування імпульсів управління тиристорами; БРТ - блок регулювання струму; ТБ - блок трігера; РБ - релейний блок.

Малюнок 2.1- Функціональна блок-схема джерела живлення

Малюнок 2.2-принципова електрична схема силовому ланцюгу джерела живлення

Цей струм є мінімальним струмом джерела. Дроселі L_в виконують також функції згладжуючих фільтрів на малих струмах і запобігають виникненню автоколивального режиму при глибокому регулюванні.

ВІП забезпечує також необхідну напругу холостого ходу - 200 В для зварювання в середовищі гелію і 100 В для зварювання в середовищі аргону. В процесі зварювання горять одночасно обидві дуги. Малопотужна дуга забезпечує сигнали зворотного зв'язку по струму і напрузі, необхідні для отримання вертикальної ділянки зовнішньої характеристики джерела до запалення зварювальної дуги. Поєднання два істотно різних за формою зовнішніх характеристик, коли малопотужне допоміжне джерело має достатню для надійного збудження дуги напругу, а решту джерела - вертикальної зовнішньої характеристики в діапазоні робочої напруги, дозволяє істотно понизити напругу холостого ходу основного джерела живлення зварювальної дуги, а отже, споживану потужність, масу, габаритні розміри, підвищити ККД і коефіцієнт потужності. Струм збудження складає близько 3% від номінального зварювального струму.

Силовий випрямляч V виконує також функції формування зовнішньої характеристики, стабілізатора і комутатора струму, модулятора імпульсів і регулятора струму чергової дуги при імпульсному зварюванні. Температурний захист тиристорів забезпечується спеціальним релейним блоком РБ. Датчиком температури є терморезистор, встановлений в радіаторі тиристора, який включений останнім в контурі водяного охолоджування і, отже, найсильніше нагрітий. При перевищенні температури охолоджуючої води над заданою спрацьовує реле, що відключає силовий ланцюг і що включає сигнальну лампу. Інші електромагнітні реле блоку визначають порядок роботи елементів схеми при натисненні кнопок і вимикачів, розташованих на панелі управління і дублюючому пульті зварювача.

Вимірювальний елемент ИЭ, включений послідовно в зварювальний ланцюг, видає сигнал зворотного зв'язку по струму. Конструктивно він виконаний у вигляді трубки з корозійний-стійкої сталі з привареними токоподводящими відведеннями. Постійність електричного опору ИЭ в процесі роботи забезпечується малим температурним коефіцієнтом опору матеріалу трубки і охолоджуванням трубки проточною водою.

Блок формування імпульсів БФИ виконаний за принципом «вертикального управління», що полягає у формуванні пилкоподібної напруги, порівнянні його з напругою управління і подальшому формуванні прямокутних імпульсів, положення яких в часі визначається результатом вказаного порівняння і залежить від характеру імпульсу, що підсумовує, поступає на блок БФИ з блоку регулювання струму БРТ. БФИ складається з наступних основних вузлів: вхідного пристрою, що створює багатофазну систему напруги, синхронізовану з напругою живлячої мережі; фазозсувного пристрою, що забезпечує зміни фази управління імпульсів щодо напруги живлячої мережі; вихідного підсилювача, що здійснює посилення і формування імпульсів, що управляють. Робота джерела живлення в перехідному і імпульсному режимах забезпечуються подвійними імпульсами, які генерує БФИ завдяки відповідному з'єднанню трьох каналів управління.

Блок регулювання струму БРТ виконаний по схемі диференціального підсилювача постійного струму на транзисторах. Сигнали, що підсумовують, які поступають на блок V з блоку БРТ через блок БФИ, забезпечують плавне регулювання зварювального струму у всьому робочому діапазоні; плавне наростання струму на початку і плавне зниження в кінці зварювання;

Формування зовнішньої характеристики джерела; стабілізацію робочого струму при змінах довжини дуги і напруги живлячої мережі; імпульсну комутацію струму і модуляцію імпульсу (див.вище).

Блок трігера ТБ служить для завдання імпульсного режиму роботи джерела живлення і забезпечує незалежне регулювання тривалості імпульсів і пауз, яке кратне цілому числу періодів синусоїдальної напруги мережі. Блок трігера забезпечує збудження, що періодично повторюються, регульованих за тривалістю і частотою імпульсів напруга, яка через блоки БРТ і БФИ задає режим роботи блоку V. Регулювання струму чергової дуги при імпульсній зварці здійснюється за допомогою цих же імпульсів, які подаються на проміжний транзистор в блоці регулювання, а з нього - на резистор регулювання чергового струму, встановлений на пульті управління джерелом, і вихідний транзистор блоку БРТ. На малюнку 2.3. приведені зовнішні характеристики джерела живлення.

1-зовнішні характеристики силового блоку V;

2- зовнішня характеристика блоку ВІП.

Малюнок 2.3 - Зовнішні характеристики джерела живлення

Технічні характеристика джерела живлення наступні: кліматичне випробування, категорія розміщення УЗ; нижня течія температури навколишнього повітря +5°; номінальний зварювальний струм 315А; межі регулювання струму чергової дуги 8-120А; режим роботи ПН 60% тривалість циклу зварки 60 мін; номінальна робоча напруга 30В; номінальна напруга живлячої сітки 380В; габаритні розміри 520х700х1195 мм; маса не більше 380 кг

Вольфрамовий електрод підключений до негативного полюса джерела живлення, зварюваний виріб і присадний дріт - до позитивного полюса (малюнок 2.4). шунтуванні токоподвода до виробу присадним дротом через неї протікає частина загального струму джерела живлення. Відповідно до першого закону Кирхгофа загальний струм при цьому зберігається незмінним, а струм в токопідводі до виробу зменшується на величину струму In, що протікає в дроті.

1 - вольфрамовий електрод; 2 - присадний дріт; 3 - зварювальна ванна; 4 - зварювальна дуга; 5 - виріб; 6 - джерело живлення

Малюнок 2.4 - Схема процесу зварювання

Дріт вводимо у ванну позаду дуги поблизу анодної плями на регульованій відстані від вольфрамового катода в цьому випадку отримання дуги надає теплова дія на дріт, а іонізація простору, що оточує дугу, обумовлює протікання струму через дріт з ванною. Таким чином нагріваючи і плавлення дроту походить від дії трьох джерел теплоти: теплового випромінювання дуги q_u, теплоти зварювальної ванни q_в, а також теплоти джоуля q_дж, що виділяється в дроті при проходженні через неї струму I_n..

Струм In, що протікає через присадний дріт, в довільній крапці А зварювальної дуги (малюнок 2.5) створює магнітне поле

В = (2.1)

де - магнітна постійна;

- відносна магнітна постійна проникність магнітика.

r0 - відстань від присадного дроту до довільної крапки А дуги;

?₁ і ?₂ - кути,образованные радіус векторами, проведеними в крапку А з початку і кінця токоведущей частини присадного дроту.

Малюнок 2.5 - До визначення магнітної індукції в довільній точці зварювальної дуги

Це поле впливаючи на дугу як на провідник із струмом, відключає її «кутом вперед» [28]. Чим більше I_n, тим більше індукція магнітного поля і кут відключення дуги. Очевидно, максимального значення останній досягає при

I_n = I_св.

2.2 Апаратура і методика дослідження розподіли струму в зоні зварки

Про можливість визначення характеру розтікання струму по виробу, для випадку зварки встык порівняно тонких листів дугою, що безперервно діє, відомо [43]. Теоретично таке завдання зводиться до рішення диференціального рівняння в приватних похідних еліптичного типу:

(2.2)

де - коефіцієнт електропровідності матеріалу, що є в загальному випадку функцією координат ;

- потенціал електричного поля.

Нехтуючи неоднорідністю металу в роботі [43] електропровідність зварюваних пластин визначалася як функція температури і обчислювалося за формулою Лоренца:

(2.3)

де - коефіцієнт теплопровідності;

- коефіцієнт пропорційності.

Температурне Т (х,y) приймалося плоскопараллельными і для граничного сталого стану будувалося згідно рівнянню:

(2.4)

де - ефективна теплова потужність дуги;

- товщина пластини;

-швидкість зварки;

-коефіцієнт температуропроводности;

- функція Бесселя від уявного аргументу другого роду нульового порядку;

- відстань від центру джерела тепла до крапки, що цікавить нас;

- коефіцієнт температуроотдачи;

- коефіцієнт тепловіддачі;

-питома теплоємність;

-щільність.

При прийнятих допущеннях рівняння (2.2) вирішувалося за допомогою електричних аналогій шляхом моделювання на електропровідному папері. При цьому область зварювальної ванни на моделі зворотного завдання вирізувалося.

Таким чином, в роботі [43] вирішено конкретне завдання розподілу струму по пластині при зварюванні дугою, що безперервно діє, проте не розглядається картина розтікання струму в зварювальній ванні, хоча магнітні поля саме цих струмів роблять істотний вплив на положення зварювальної дуги і розплавленого металу в об'ємі зварювальної ванни. Більш того, без розгляду розтікання струмів в зоні зварювання не можна отримати достовірну картину розподілу струму і в прилеглих ділянках основного металу.

У наших дослідженнях вивчення характеру розподілу струму в зоні зварювання проводилося шляхом реєстрації інтенсивності магнітного поля зондуючого струму в різних ділянках високотемпературної області. Необхідність створення в зоні зварювання зондуючого струму була викликана тим, що при сталих значеннях зварювального реєстрація інтенсивності його магнітного поля пов'язана з поряд технічних труднощів.

Зондуючий струм змінювався по синусоїдальному закону, де -амплитуда зондуючого струму з циклічною частотою, що дозволяє отримувати необхідну інформацію про розподіл його магнітного поля по досліджуваній області. При цьому полярності зварювального і зондуючого струмів співпадали.

Уявлення про розподіл магнітного поля зондуючого струму отримували за допомогою реєстрації амплітуди, наведеною э.д.с. на обмотці магнітної головки, в різних ділянках досліджуваної області.

Функціональна схема установки для дослідження характеру розподілу струму в зоні зварки приведена на малюнку 2.6.

1-звуковий генератор; підсилювач, 2-погоджуючий підсилювач; 3 магнітна головка;4- електродвигун; 5- підсилювача потужності; 6 шлейфовый осцилограф; 7- джерела зварювального струму.

Малюнок 2.6 - Функціональна схема установки для дослідження розподілу струму в зоні зварювання

У її склад входить генератор зондуючого струму 1; погоджуючий підсилювач 2; магнітна головка 3; електродвигун 4; підсилювач потужності 5; шлейфовый осцилограф 6; джерело зварювального струму 7.

Вихідний сигнал блоку 7 служив безпосередньо для зварювання. Джерелом зондуючого сигналу був генератор 1. частота і амплетуда сигналу генератора встановлювалися органами регулювання.

Величина останнього параметра вибиралася такій, щоб сигнал магнітної головки 3 мав достатню амплетуду для подальшої якісної обробки. Частота сигналу генератора не перевищувала 500Гц.

Вихідний сигнал генератора 1 посилювався погоджуючим підсилювачем 2 і потім поступав в зону зварювання. Тут зондуючий струм розподілявся аналогічно зварювальному, відповідно до значень провідності в різних крапках.

Реєстрація інтенсивності магнітного поля зондуючого струму здійснювалася за допомогою магнітної головки 3, яка встановлювалася на торці валу електродвигуна 4 так, щоб при його обертанні один кінець робочого зазору головки співпадав з віссю електроду, а інший описував коло в площині, розташованій паралельно площини зварюваного зразка.

Схема розташування магнітної головки приведена на малюнку 2.7. при такому положенні робочого зазору, через магнітопровід головки замикався магнітний потік, відповідний величині зондуючого струму, що протікає в області визначуваним кутом повороту валу електродвигуна.



1-зварювальна ванна; 2-магнітна головка; 3-магнитопровод головки; 4- робочий зазор головки

Малюнок 2.7 - Схема розташування магнітної головки

Вихідний сигнал магнітної головки, з амплітудою, пропорційній величині зондуючого струму, поступав на вхід підсилювача потужності 5. останній необхідний для запису сигналу магнітної головки за допомогою шлейфового осцилографа 6.

Експерименти проводилися при зварюванні пластин 500х300х2 мм із сплаву ОТ4 вольфрамовим електродом в аргоні дугою прямої полярності з постійною погонною енергією. Токопідвод до зварюваної пластини здійснюється за допомогою мідних смуг по всій довжині її найбільших сторін. Характер розподілу струму вивчали при квазісталому процесі зварювання, що виконується уздовж струмопровідних смуг по осі пластини.

В ході експериментів магнітна головка встановлювалася в початкове положення, відповідне значенню кута її повороту, де з настанням квазісталого процесу зварки вихідний сигнал підсилювача потужності 5 реєструвався осцилографом. Потім, в перебігу процесу зварювання головка поверталася на кут, де реєстрація сигналу поновлювалася. При цикл вимірювань завершувався. осцилограми отримані і, зіставлялися. При цьому, розкид результатів вимірювань не перевищував 4%.

2.3 Методика дослідження відхилення дуги магнітним полем

Експериментальне дослідження відхилення зварювальної дуги в магнітному полі струму , що протікає по присадному дроту, проводили методом фотографування дуги з подальшим фотометрировании плівок на мікрометрі МФ-2 по напрямах, перпендикулярних осі електроду.

Експерименти проводили для дуги прямої полярності завдовжки

Використовували фотоапарат «Зеніт». Режим фотографування: світлофільтр мазкі Э-2; витримка 1:125; діафрагма 5.6; світлочутливість фотоплівки 130 ед.

Дугу запалювали на мідній водоохолоджуваній пластині, токопідвод до якої здійснювали через мідний стержень, що імітує присадний дріт (малюнок 2.4) і власне токопідвод через опір R, величина якого в ході експериментів змінювалася.

Отримані після фотографування негативні кадри дуги на фотоплівці фонтометрировали по лініях тих, що знаходяться на відстані 0,5 мм від підстави дуги (анодної плями). Схема фотометрирования представлена на малюнку 2.8.



Малюнок 2.8 - Схема фотометрирування плівок.

За одиницю інтенсивності засвічення негативу приймали величину, звану відносною інтенсивністю засвічення

(2.5)

де А₀ - відлік за шкалою микрофонтомера для незасвіченої плівки;

А - те ж, тільки для засвічених плівок на негативі.

Оптимальний розмір щілини lщ микрофонтомера забезпечує достатню чутливість вимірів, знаходиться в межах 3 мм. інтервал фонтометрирования приймаємо, виходячи з можливостей приладу МФ-2, рівний 0,5 мм.

Залежність від струму визначили з відношення:

(2.6)

де х - відстань від максимальних фонтоночернений дуги, що нормально горить, і дуги в магнітному полі струму ;

- довжина дуги.

3. Результати досліджень

3.1 Розподіл струму в зоні зварювання

Залежності розподілу струму по пластині в зоні зварки, що характеризуються відношенням

де А(?) - амплітуда наведеної э.д.с. на обмотці магнітної головки при її повороті на кут ?; ||А(?)|| = max |А(?)|, 0???2?, від швидкості зварки V_св і величини струму I_n в присадному дроті приведені відповідно, на малюнках 3.1, 3.2 і 3.3.

Малюнок 3.1 - Вплив швидкості зварки на розподіл струму по пластині в зоні зварювання



Малюнок 3.2 - Вплив присадного дроту на розподіл струму по пластині в зоні зварювання

Малюнок 3.3 - Вплив струму в присадному дроті на розподіл струму по пластині в зоні зварювання

Як випливає з малюнка 3.1, у міру підвищення швидкості зварки, розподіл струму по пластині в зоні зварки збільшується. Так, збільшення швидкості зварки з 40 до 60 м/ч призводить до зниження величини

від 0,73 до 0,6; з 60 до 80м/ч від 0,6 до 0,48; з 80 до 100м/ч від 0,48 до 0,32.

Перерозподіл струму по пластині з підвищенням швидкості зварювання, при незмінному місці токопідвода, пов'язано із зміною температурних полів в зоні зварки [14, 15]. При цьому, геометрія зварної ванни, описувана ізотермою плавлення, очевидно, грає істотну роль.

Вже в ранніх дослідженнях питомого опору розплавлених металів було показано, що тип провідності в рідких металах не відрізняється від типу провідності в твердому стані і обумовлений наявністю колективізованих електронів. Проте перехід металу з твердого стану в рідке супроводжується деякою зміною електричних властивостей: при плавленні питомий опір більшості металів збільшується в 1,5 - 3 рази; як правило, температурний коефіцієнт питомого опору металів в рідкому поляганні менше ніж в твердому. Тільки у міді, срібла, золота і алюмінію величина dс/dt приблизно однакова в твердому і рідкому стані [44].

Стрибкоподібне підвищення питомого опору металів при плавленні говорить про те, що розподіл струму по зварювальній ванні в значній мірі визначається її геометрією. Крім того, без розгляду розтікання струмів по ванні не можна отримати достовірну картинку розподілу струму і в прилеглих до неї ділянках зварюваного металу.

Користуючись розрахунками теплових процесів при зварці Н.Н. Рикаліна [14], оцінимо ступінь вытянутости ванни залежно від швидкості зварки, при = const. Для цього скористаємося рівнянням граничного стану процесу розповсюдження тепла при нагріві пластин без тепловіддачі могутнім быстродвижущимся лінійним джерелом

Т(у,t)= ехр(-) (3.1)

де q - ефективна теплова потужність дуги;

? - тощина пластини;

а - коефіцієнт температуропроводности;

? - коефіцієнт теплопровідності;

с - питома теплоємність;

? - щільність

Відповідно до формули (3.1) температура крапок, розташованих на осі шва, виразиться співвідношенням

T(0,t)= (3.2)

З виразу ( 3.2 ) можна визначити теоретичну тривалість tв перебування в рідкому стані частинок матеріалу, розташованих в площині переміщення джерела, вважаючи Т( 0,t )= Т _пл

t_в = (3.3)

Тоді довжина зварювальної ванни L_в = V_св•t_в визначиться таким чином

L_в = (3.4)

Ширину В зварювальної ванни, згідно [8] можна виразити таким чином

В = (3.5)

Відповідно до (3.4) і (3.5) ступінь вытянутости зварювальної ванни, визначувана відношенням її довжини L до ширини В, виражається співвідношенням

= * (3.6)

або, вважаючи

= (3.7)

З виразу (3.7) виходить, що ступінь витягнутості ванни при заданій товщині металу д і = const пропорційна швидкості зварювання.

Збільшення ступеня витягнутості ванни, пов'язане з підвищенням швидкості зварки, повинне привести до того, що перед дугою, де рідкий прошарок металу зменшується, концентрація струму збільшується, а позаду дуги, через зворотне явище - зменшується, що і відображене на малюнку 3.1.

Введення в хвостову частину зварювальної ванни забезпеченого присадного дроту приводить до зменшення її довжини і незначного перерозподілу струму в зоні зварки (малюнок 3.2). Так, при V_св = 40 м/ч величина

зростає від 0,6 до 0,72; при V_св = 80 м/ч від 0,48 до 0,63 і при V_св =100 м/ч від 0,32 до 0,46.

Обстановка радикальним чином змінюється коли по присадному дроту протікає частина зварювального струму (малюнок 3.3). Так, при I_n = 0,2Iсв величина



зменшується від 1 до 0,97 при I_n = 0,4Iсв від 1 до 0,78, при I_n = 0,6Iсв від 1 до 0,6 і при I_n = 0,8Iсв від 1 до 0,5

3.2 Формування швів при зварюванні з присадним дротом

Згідно даним роботи [15], швидкість газу в катодному струмені дуги з вольфрамовим електродом може мати порядок 10²мс^-1, що відповідає числам Маху від 0,1 до 0,2. тому гідродинаміку цього струменя можна досліджувати за допомогою теорії перебігу нестискуваної рідини.

На підставі висунутих положень [15], розглянемо взаємодію плазмового струменя із зварювальною ванною до моменту утворення кратера під дугою (малюнок 3.4)

Малюнок 3.4 - Схема взаємодії плазмового потоку з пластиною до утворення кратера під дугою

Для вільного струменя тиск на її поверхні рівний тиску в газовому просторі, куди вона витікає. Отже, згідно рівнянню Бернуллі, швидкості останньої U₀, U₁, U₂, рівні між собою. Нехтуючи силами тяжіння, складемо рівняння кількості руху для відсіку струменя, обмеженого контрольною поверхнею, що складається з перетину S₀, вільної поверхні струменя, перетинів S₁ і S₂ і поверхні ванни:

(3.8)

де Q₀, Q₁ і Q₂ - витрати через перетини S₀, S₁ и S₂;

р - щільність плазми.

Вибравши осі координат, як показано на малюнку 3.4, проектуємо на них це рівняння. Враховуючи, що перешкода симетрична, тобто

Q₁= Q₂=1/2Q₀, отримаємо вираз для проекцій і величини результуючої сили

F_x = 0 (3.9)

F_x = F = pQ₀U₀ (3.10)

З утворенням кратера під дугою характер взаємодії плазмового потоку з ванною змінюється (малюнок 3.5). проектуючи рівняння (3.8) на осі координат, отримаємо

F_x = 0 (3.11)

F_x = F = pQ₀U₀(1-cos?) (3.12)

де ? - кут розвороту плазмового потоку.

З виразів (3.10) і (3.12) виходить, що сила дії плазмового потоку на осесимметричную зварювальну ванну, у міру утворення кратера під дугою, зростає. Максимальне значення сили досягається при.

Подальше проплавлення основного металу пов'язане з утворенням розвиненої порожнини кратера і накопиченням рідкого металу в хвостовій частині ванни. Симетрія ванни в діаметральній площині порушується. Дуга зміщується на передню стінку плавлення. Газо і гідродинамічна обстановка в зоні зварювання все більш відповідає квазісталому процесу формування шва.

Малюнок 3.5 - Схема взаємодії плазмового потоку з ванною після утворення кратера під дугою

При зустрічі дуги з передньою стінкою плавлення плазмовий потік розділяється (малюнок 3.6). Закономірність ділення витрати можна знайти з проекції рівняння (3.8) на напрям швидкості U₂

Q₂sin?=Q₁-Q₂ (3.13)

де ? - кут нахилу передньої стінки плавлення в області критичної крапки до горизонтальної площини і очевидної рівності

Q₀=Q₁+Q₂ (3.14)

Вирішуючи спільно (3.13) і (3.14) отримаємо

(3.15)

(3.16)

Малюнок 3.6 - Схема взаємодії плазмового потоку з передньою стінкою плавлення

Плазмовий потік, оточуючий порожнина кратера, є напівобмеженій поверхні. Силова дія цього потоку залежатиме від зміни кількості руху, визначуваного кутом розвороту вектора швидкості перебігу плазми на даній ділянці. Складемо рівняння кількості руху для відсіку струменя, обмеженого контрольною поверхнею, що складається з перетинів S₃ ,S₄, вільній поверхні струменя на ділянці її розвороту в хвостовій частині ванни і поверхні порожнини кратера. Згідно (3.8) і (3.16) отримаємо вираз для сили, з якою плазмовий потік впливає на рідкий метал, що знаходиться в хвостовій частині зварювальної ванни

(3.17)

Вибравши осі координат, як показано на (малюнку 3.7), проектуємо на них це рівняння. Приймаючи U₂=U₃=U₀, отримаємо вирази для проекцій і величини результуючої сили.

(3.18)

(3.19)

(3.20)

де - кут розвороту потоку плазми в хвостовій частині ванни.

Малюнок 3.7 - Схема взаємодії плазмового потоку з рідким металом хвостової частини зварювальної ванни

Аналіз приведених рівнянь (3.18) -(3.20) показує, що силова дія плазмового потоку на ділянці його розвороту в хвостовій частині зварювальної ванни визначається розподілом потоку на передній стінці плавлення, його потужністю і кутом розвороту.

Вивчення подовжніх макрошліфів кінцевого кратера показало, що кут нахилу передньої стінки плавлення у в інтервалі швидкостей зварювання 0,5-1,2х10^-2мс^-1изменяется трохи, а потім у міру її збільшення до 1,6-1,2х10^-2мс^-1, оголення поверхні плавлення і розвитку порожнини кратера, помітно зменшується (малюнок 3.8).

При заданій глибині проплавлення основного металу, підвищення швидкості зварки повинне супроводжуватися збільшенням потужності дуги. Із зростанням останньої, потужність плазмового потоку збільшується.

Відповідно до (3.15) і (3.16), зменшення кута ? повинно супроводжуватися перерозподілом плазмових потоків на передній стінці плавлення. Приріст потужності плазмового потоку, оточуючого порожнина кратера в хвостовій частині зварювальної ванни, декілька зменшується.

При інтервалі швидкостей 1,2х10^-2мс^-1 - 1,6х10^-2мс^-1наблюдалось значний зсув рідкого металу в хвостову частину ванни і його нависання над порожниною кратера (>90°). У момент закінчення дії зварювального струму положення динамічної рівноваги у ванні порушується. Рідкий метал під дією масових сил прагнути зайняти своє рівноважне положення, що може супроводжуватися закриттям деякого об'єму, що знаходиться в порожнині кратера.

З подальшим збільшенням швидкості зварки (V_св >2,3 х10^-2мс^-1) і потужності дуги, кут нахилу передньої стінки плавленем практично не міняється і складає 8-12?.

Перерозподіл плазмових потоків на передній стінці плавлення припиняється. Потужність потоку плазми оточуючого порожнина кратера в хвостовій частині зварювальної ванни, визначається лише потужністю дуги. Із зростанням останньою аеродинамічна дія плазмового потоку вже не може урівноважитися силами з боку рідкого металу. Кут розвороту різко зменшується. Рідкий метал практично повністю переміщається в хвостову частину зварювальну ванни, що приводить до утворення протяжних підрізів.

Малюнок 3.8 - Залежність кута нахилу передньої стінки плавлення від швидкості варива

Щоб запобігти утворенню газових порожнин і понизити внесок газодинамічної складової силової дії дуги в процесі переміщення рідкого металу і утворення підрізів, згідно (3.18) - (3.20), необхідно зменшити потужність потоку плазми на ділянці його розвороту в хвостовій частині ванни. Очевидно без зміни потужності дуги цього можна досягти шляхом розвороту дуги «кутом вперед» шляхом дії на неї магнітного поля струму що протікає по присадному дроту.

У загальному випадку, сила діє на ділянку провідника завдовжки із струмом з боку промислового провідника із струмом, розташованого паралельно першому на відстані d від нього, рівна:

(3.21)

Проте, в електричній дузі крім направленого руху заряджених частинок, обумовленого наявністю електричного поля, існує газодинамічний рух нейтральних частинок, викликаний різницею тиску. Зовнішнє магнітне поле впливає на рух заряджених частинок і прагнути відключити їх від первинного напряму. Нейтральні потоки, навпаки, прагнуть зберегти свою форму і напрям. Вони перешкоджають вказаній дії електромагнітних сил. Результуюче переміщення або зміни форми дуги як єдиної освіти залежить від співвідношення цих двох сил.

Просторова стабілізація електричної дуги у багатьох випадках виявляється зв'язаною з її энергитической стійкості. До питань просторової стабілізації і енергетичної стійкості дуги в різних областях її використання підходять по разному. Для отримання керованих термоядерних реакцій необхідна наявність просторово стабілізованого і енергетично стійкого плазмового шнура. Стійкий напрям горіння дуги необхідний і при її використанні в технологічних цілях при зварюванні.

Для кількісної оцінки процесів, що відбуваються тут, можна прийняти, що на одиницю довжини дуги необхідно і при її використанні в технологічних цілях при зварюванні.

Для кількісної оцінки процесів, що відбуваються тут, можна прийняти, що на одиницю довжини дуги діють три різні по своєму характеру сили (малюнок 3.3).

Сила F_м взаємодії струму в дузі із зовнішнім магнітним полем пропорційна струму:

(3.22)

Електромагнітна сила F2, що перешкоджає деформації дуги і зміні її енергетичного стану, пропорційна квадрату струму:

(3.23)

де - коефіцієнт пропорційності.

Газодинамічна сила F₂, що виникає в результаті наявності потоків плазми і інерції руху газових частинок, визначається на підставі законів газодинаміки, як відцентрова сила.

Малюнок 3.9 - Схема дуги в поперечному магнітному полі

(3.24)

де - щільність потоку плазми;

S - площа перетину дуги;

V - швидкість частинок;

R - радіус кривизни цієї траєкторії, на яку прагнути перевести прямолінійний рух частинок.

Сила F₂ з'являється тільки при прагненні змінити прямолінійний рух частинок. Величина цієї сили росте із збільшенням швидкості частинок V і із зменшенням радіусу кривизни R. Швидкість частинок плазми V, що входить у вираз для сили F_2, залежить від величини струму I. максимальне значення цієї швидкості визначається рівнянням.

(3.25)

де - щільність струму;

- магнітна постійна.

Підставляючи це значення в рівняння (3.27), отримуємо:

(3.26)

Сила F_м деформує дугу, сили F₁ і F₂ перешкоджають цій деформації. Склавши відношення деформуючих сил і сил сопротивоения, отримуємо:

(3.27)

Співвідношення сил, що входять в рівняння (3.26) і (3.27), досліджувалося експериментально [45]. При заданому вугіллі і відстані (малюнок 3.9) визначалася залежність між струмом і магнітною індукцією В. Виявилось, що пропорційний відношенню, тобто відношенню деформуючих сил до сил опору

(3.28)

З останнього рівняння виходить, що із збільшенням струму при незмінній величині В, зменшується і кут відхилення дуги . Це означає, що із збільшенням струму сили, що стабілізують дугу, ростуть швидше, ніж сили, що її відключають, і що стабілізують дію потоків плазми зростають.

Результати отримані в представленій роботі показали, що зварювальна дуга добре управляється магнітним полем, струмом присадного дроту, що генерується, в межах кута відхилення 0-40°(малюнок 3.10), що забезпечує якісне формування швів при істотному підвищенні швидкості зварки (малюнок 3.11).



Малюнок 3.10 - Залежність кута відхилення дуги від струму в присадному дроті

Iсв=240А

Малюнок 3.11 - Залежність величини підрізу від швидкості зварки

3.3 Властивості зварних з'єднань

За базовою технологією прийнятою на підприємстві, зварку великогабаритних виробів з титанового сплаву ОТ4, завтовшки до 4 мм виконували вольфрамовим електродом з присадним дротом того ж складу, що і основний метал в аргоні. Спроби підвищення продуктивності зварювальних робіт, шляхом підвищення швидкості зварки приводили до утворення протяжних підрізів.

Результати досліджень, представлених в попередніх розділах роботи, говорять про те, що швидкість аргонодугового зварювання може бути істотно підвищена шляхом введення в хвостову частину зварювальної ванни токоподводящей присадного дроту.

Вибір режимів зварювання виробів з товщиною стінки до 4 мм, при яких би одночасно досягалася висока продуктивність і якість формування швів, здійснювали експериментальним шляхом з урахуванням раніше накопиченого досвіду. В ході експериментів змінювалися наступні параметри режиму зварювання: зварювальний струм I_{св ;} струм в присадному дроті I_n; швидкість подачі присадного дроту V_n, її діаметр d_n і витрата захисного газу Q. Орієнтовні режими зварювання великогабаритних виробів з титанового сплаву ОТ4 приведені в таблиці 3.1.

При вибраних режимах зварки відбувається формування симетричного шва з плавним переходом від посилення до основного металу, без підрізів і прожогов основного металу.

Таблиця 3.1 - Орієнтовні режими аргонодугового зварювання вольфрамовим електродом сплаву ОТ4

Товщина листа, мм	Icв, А	In, А	Vсв, м/ч	Vn, м/ч	Dn,мм	Q, л/мин
2	190-240	110-120	90	80-90	1,5	8-9
3	250-290	130-180	70	80-90	1,5-2,0	8-9
4	290-330	180-200	50	90-100	1,5-2,0	9-10

Структура металу швів складається з мартенсиной ?' - фази (малюнок 3.12). У околошовной зоні зварного з'єднання спостерігається три характерних ділянках (3.13): ділянка крупного зерна (перегріву), де температура нагріву змінюється від температури плавлення до 1300°С; ділянка повної перекристаллизации, де при охолоджуванні, структури аналогічні тим, які виникають на ділянці крупного зерна; ділянка неповної перекристаллизации, де структурні зміни в металі в порівнянні з іншими ділянками околошовной зони робить менш негативний вплив на властивості зварних з'єднань. Очевидно, [10-13] з даних структурних ділянок найбільш небезпечна ділянка максимального перегріву.

Механічні властивості зварних з'єднань приведені в таблиці 3.2. Як випливає з приведених результатів, межа міцності зварного з'єднань складає більше 90% міцності основного металу; кут загину, залежно від зварюваної товщини, складає ~ 60-70% від кута загину основного металу. Ці результати дозволяють говорити про те, що механічні властивості зварних з'єднань, виконаних з токоподводящей присадним дротом, не поступаються механічним властивостям зварних з'єднань що виготовляються на підприємстві. При цьому швидкість зварювання зросла більш ніж в два рази.

Таблиця 3.2 - Механічні властивості основного металу і зварних з'єднань

Товщина листа, мм	Основний метал	Зварні з'єднання
	,МПа	, %		,МПа	, %
2	800-850	26-28	85-88	800-850	19-22	50-56
3	800-850	24-26	70-76	800-850	15-19	45-50
4	800-850	20-22	62-70	800-820	14-18	40-50

На підставі отриманих результатів можна зробити наступні виводи:

- з питання утворення підрізів немає істотних суперечностей, оскільки одні автори робіт, присвячених цій проблемі, розглядають умови формування шва на основі загального закону рівноваги тієї, що діє і протидіючих сил, а інші акцентують увагу на особливостях утворення дефектів у зв'язку з порушеннями цієї рівноваги, просторовими змінами джерела нагріву і перерозподілу нагріву, що викликаються, і перерозподілами щільності Лоренцевих сил по рідкому металу зварювальної ванни;

- збільшення швидкості дугового зварювання приводить до концентрації струму в головній частині зварювальної ванни, що сприяє утворенню протяжних підрізів;

- введення знеструмленого присадного дроту в хвостову частину зварювальної ванни зменшує її протяжність, що очевидно, призводить до деякого зниження концентрації струму перед дугою що рухається;

- застосування токопідводного присадного дроту дозволяє в широких межах регулювати розподіл струму в зоні дугового зварювання, що може розширити можливості формування швів без підрізів при зварюванні з підвищеною швидкістю;

- зварювальна дуга з вольфрамовим катодом в аргоні добре управляється магнітним полем струму в присадному дроті в межах кута її відхилення 0-40°;

- розворот дуги «кутом вперед» магнітним полем струму присадного дроту дозволяє формувати шви без підрізів при збільшенні швидкості зварки більш ніж в два рази;

- механічні властивості зварних з'єднань із сплаву ОТ4, виконаних з токопідводним присадним дротом, не поступаються аналогічним з'єднанням, виконаним звичайним аргонодуговим зваренням.

Висновок

Застосування струмопідводного присадного дроту дозволяє в широких межах регулювати розподіл струму в зоні дугового зварювання, що може розширити можливості формування швів без підрізів при зварюванні з підвищеною швидкістю;

Зварювальна дуга з вольфрамовим катодом в аргоні добре управляється магнітним полем струму в присадному дроті в межах кута її відхилення 0-40°;

Розворот дуги «кутом вперед» магнітним полем струму присадного дроту дозволяє формувати шви без підрізів при збільшенні швидкості зварки більш ніж в два рази;

Механічні властивості зварних з'єднань із сплаву ОТ4, виконаних з струмопідводним присадним дротом, не поступаються аналогічним з'єднанням, виконаним звичайним аргонодуговим зваренням.

В розділі охорона праці й навколишнього середовища, розглянуті заходи з охорони праці, протипожежної безпеки, а також вимоги до гігієни праці й виробничої санітарії. Проведений розрахунок струму, що проходить через тіло людини при різних дотиках.

Розрахунок проведений в економічній частині дипломного проекту показав, що економічний ефект від пропонованого нами варіанту, складає 51,4% рентабельності.



Малюнок 3.12 - Структура металу шва х300

Малюнок 3.13 - Характерні структурні ділянки зварних з'єднань

Література

1. Гуляев А.П. Металознавство. - М.: Металургія, 1986.-544с.

2. Калачев Б.А., Ливанов В.А., Гиагин В.И. Металознавство і термічна обробка цінних металів і сплавів.- М.: Металургія, 1972 - 480с.

3. Пульцин Н.М. Титанові сплави і їх застосування в машинобудуванні. - М.: Машиностроение,1982.-214с.

4. Носова Г.И. Фазові перетворення в сплавах титану. - М.: Металургія, 1978 - 154с.

5. Rosenthal I.A. \ Mod. Metals. - 1974 - N20, s. 4-8

6. Smit J. \ Metallwerking. -1976 - N31. - s.25-28

7. Прохоров Н.Н. Технологічна міцність зварних швів в процесі кристалізації. - М.: Металургія, 1979.-248с.

8. Пантон Б.Е. Технологія електричної зварки металів і сплавів плавленням. М.: Машинобудування, 1974. - 768с.

9. Орлов Б.Д. Технологія і устаткування контактної зварки. - М.: Машинобудування, 1986. - 352с.

10. Третьяков В.Ф. Зварка плавленням титану і його сплавів.- М.: Машинобудування, 1977.-144с.

11. Петров А.В. Зварка закритою сталевою дугою. Зварювальне виробництво.-1972. - N4 - с.15-17

12. Гуревич С.М. Зварка високоміцних титанових сплавів. - М.: Машинобудування, 1975.-150с.

13. Хореев А.И. Основні принципи розробки високоміцних зварюваних титанових сплавів. \ Зварювальне виробництво.-1975. - N10.-c.4-7.

14. Рыкалин Н.Н. Розрахунки теплових процесів при зварці. - М.: Машгиз, 1951.- 296с.

15. Фролов В.В. Теоретичні основи зварки. - М.: Вища школа, 1970.-592с.

16. Лебедев В.К. Стійкість металевої ванни при зварці тонкого металу. - Автоматична зварки, 1975, N6, с.71.

17. Пантон Б.Е., Мандельберг С.Л. Деякі особливості формування швів при зварці з підвищеною скоростью//Автоматическая зварка. - 1971.- №8.- С.1-6.

18. Ерохин А.А., Букаров В.А., Ищенко Ю.С. Вплив кута заточування вольфрамового катода на утворення підрізів і газових порожнин при зварці. - Зварювальне виробництво, 1972, N5, с.20-21.

19. Robinson J.B. High - Speed Gas Tungsten - Answelding of Aluminium Sheet Welding Journal, 1968, N1.

20. Hicken G.K. and Jackson C.E. The Effect of applied magnetic filds on welding arcs. Welding Journal, 1966, N11.

21. Ando K.et.ol. A Consideration the mechanism of penetration in the arc welding. Journal of the Japan welding society, 1968, N4.

22. Wealleans. J. W. Adams B. Undarcutting and Weld Bead in T.J.G. Welding/ Welding and Metal. Fabrication, 1969, N6.

23. Ковалев И.М. Просторова стійкість рухомої дуги з неплавким катодом. - Зварювальне виробництво, 1972, N8, з. 1-3.

24. Ковалев И.М. Деякі особливості формування зварних з'єднань при зварці з неплавким катодом. - Зварювальне виробництво, 1974, N10, з. 3-5.

25. Ковалев И.М. Вивчення потоків рідкого металу при аргонодуговой зварці неплавким електродом. - Зварювальне виробництво, 1974, N9, з. 10-12.

26. Ковалев И.М. Вплив руху металу в зварювальній ванні на стійкість дуги і формування шва. - Зварювальне виробництво, 1974, N11, з. 5-7.

27. Ковалев И.М., Кричевский Е.М., Львов В.Н. Аргоно-дугова зварка труб із сталі 1Х18Н10Т неплавким електродом з формуванням шва в поперечному магнітному полі. - Зварювальне виробництво, 1975, N5, з. 15-17.

28. Кудояров Б.В., Руссо В.Л.. Суздалев И.В. Про взаємозв'язок між відхиленням зварювальної дуги і утворенням газових порожнин в зварному шві. - Зварювальне виробництво, 1972, N4, с.9-10.

29. Руссо В.Л., Кудояров Б.В., Суздалев И.В. і ін. Утворення газових порожнин в металі шва при автоматичній зварці титану стислою дугою. - Зварювальне виробництво, 1972, N9, з. 48-50.

30. Суздалев И.В., Руссо В.Л., Кудояров Б.В., і ін. Вплив кута нахилу електроду на утворення газових порожнин в корені шва при аргоно-дуговій зварці титану. Зварювальне виробництво, 1972, N11, з. 5-7.

31. Жуковский В.Д., Зильберштейн Л.Н., Петрунин Е.П. Вплив попереднього підігріву на швидкість аргоно -дуговой зварки труб. - Зварювальне виробництво, 1968, N9, з. 11-13.

32. Чернышов Г.Г., Ковтун В.Л. Вплив теплового потоку і тиск дуги на граничну швидкість зварки. - Зварювальне виробництво, 1985, N2, з. 14-15.

33. Ерохин А.А., Букаров В.А., Іщенко Ю. С. Расчет режимів автоматичної зварки стикових з'єднань із заданою величиной проплавлення. - Зварювальне виробництво, 1971, N2, з. 22-25.

34. Таран В.Д., Чудинов М.С. Визначення поверхневого натягнення ванни розплавленого металу в умовах зварки.- Зварювальне виробництво, 1972, N1, з. 7-8.

35. Данилов В.А., Чернышов Г.Г. Про механізм дії імпульсу струму на ванну. Зварювальне виробництво, 1974, N1, з. 54-56.

36. Гладков Э.А., Гуслитов И.А., Сас А.В. Динамічні процеси в зварювальній ванні при варіації сил, що діють. - Зварювальне виробництво, 1974, N4, з. 5 6.

37. Ищенко Ю.С., Букаров В.А. Методика оцінки статичної рівноваги рідкої ванни при У-образной оброблення кромок. - Зварювальне виробництво, 1978, N10, з. 9-13

38. Петров А. В. Вопросы дугової зварки в середовищі захисних газів тонколистових матеріалів: Діс. д-ра техн. Наук: 05.04.05.- Захищена 29.06.69; Утв. 11.05.72 - М., 1969.-338с.

39. Демянцевич В.П., Матюхин В.Л. Особливості руху рідкого металу в зварювальній ванні при зварці неплавким електродом. - Зварювального виробництво, 1972, N10, з. 1-3.

40. Мендельсберг С.Л., Сидоренко Б.Г., Лопата В.Е. Вплив швидкості зварки на положення стовпа дуги. - Автоматична зварка, 1975, N6, з. 41-44.

41. Мендельсберг С.Л., Сидоренко Б.Г., Лопата В.Е. Вплив розташування токоподвода на формування швів при однодуговой зварці. - Автоматична зварка, 1976, N8, з. 11-15.

42. Ситников В.В. Розподіл щільності струму в провідному середовищі при імпульсно-дуговій зварці. - В сб.: Молоді учені і фахівці Харкова - ХIХ з'їзду ВЛКСМ. - Харків: 1982, с.20.

43. Райчук Ю.М. Розподіл струму по пластині при дуговій зварці. - Автоматична зварка, 1967, N4, з. 19-22.

44. Харьков Е.И., Лысов В.И., Федоров Р.Е. Фізика рідких металів. - Київ: Вища школа, 1979. - 246 з.

45. Леснов Г. И. Электрическая зварювальна дуга. - М.: Машинобудування, 1970.- 335 з.

Размещено на Allbest.ru