Процесс сварки вольфрамовым электродом в аргоне с присадочной проволокой титанового сплава ОТ4

Полагают [32], что предельная скорость сварки, при которой образуются подрезы, определяются шириной шва и диаметром силового пятна дуги, ограниченным давлением Р_min, способным вызвать оттеснение металла ванны с боковых стенок. Появление дефектов, с точки зрения авторов, соответствует равенству диаметра силового пятна дуги и ширины ванны. Очевидно при таком понимании механизма образования подрезов вопрос о снижении силы давления дуги на сварочную ванну остается актуальным.

1.4 Цель и задачи исследования

Целью настоящей работы является исследование процесса сварки вольфрамовым электродом в аргоне с присадочной проволокой титанового сплава ОТ4 применительно к проблеме повышения качества формирования швов при сварке с повышенной скоростью. Для достижения поставленной цели решались следующие основные задачи:

- выбор оборудования и материалов для сварки;

- выбор методики и исследование распределения тока по пластине в зоне сварки;

- оценка влияния магнитного поля тока присадочной проволоки на сварочную дугу;

- исследование процесса формирования швов при сварке титанового сплава ОТ4 с повышенной скоростью;

- исследование механических свойств сварных соединений.

2. Методы исследования

2.1 Оборудование для сварки

Сварку выполняем на постоянном токе прямой полярности вольфрамовым электродом ЭВЛ-ФУ-150 ГОСТ 23949-80 в аргоне высшего сорта (ГОСТ 10157-79) с присадочной проволокой от источника питания ВСВУ-315 на специально изготовленном стенде.

Источник питания предназначен для автоматической сварки изделий из обычных, коррозионно-стойких и жаропрочных сталей и титановых сплавов открытой и сжатой дугой в непрерывном и импульсном режимах. Источники обеспечивают стабилизацию установленного сварочного тока в пределах ± 2,5% при изменениях напряжения питающей сети ± 10%, длины дуги от 0,5 до 0,6 мм и температуры окружающей среды от +5 до +35°С.

Источник обеспечивает работу в непрерывном и импульсном режиме; автоматическое, плавное, регулируемое во времени нарастания тока в начале сварки от минимального до заданного значения, благодаря чему происходит равномерный разогрев конца вольфрамового электрода и повышает его стойкость; плавное регулирование тока дежурной дуги в импульсном режиме в пределах от 2 до 30% номинального сварочного тока; модулирование формы импульса от практически прямоугольной до треугольной, что дает различные скорости изменения полярности сварочного тока; плавное, регулируемое во времени снижение сварочного тока от рабочего до минимального значения в конце сварки при заварке кратера.

Независимость сварочного тока от температуры окружающей среды достигается помещением элементов электрической схемы, чувствительных к изменениям температуры, в термостат специальной конструкции, входящий в блок регулирования.

Функциональная блок-схема источник приведена на рисунке 2.1 в схеме:

Т - силовой трехфазный трансформатор;

V - силовой тиристорный выпрямительный блок;

ВИП - вспомогательный источник питания для возбуждения дуги;

ИЭ - измерительный элемент;

L - дроссель;

G - осциллятор;

БФИ - блок формирования импульсов управления тиристорами;

БРТ - блок регулирования тока;

ТБ - триггерный блок;

РБ - релейный блок.

Силовой трехфазный трансформатор Т имеет одну первичную обмотку щ₁ и две вторичные обмотки щ₂ и щ_2n (рисунок 2.2).

Фазы первичной и вторичных обмоток соединены звездой. Напряжение от вторичной обмотки щ₂ подводится к трехфазному выпрямителю V (основной силовой выпрямитель), собранному по мостовой схеме выпрямления на тиристорах, имеющему пологопадающую внешнюю характеристику. От вторичной обмотки щ_2n напряжение подводится к трехфазному неуправляемому выпрямителю V_в, собранному также по мостовой схеме, который входит в состав вспомогательного источника питания ВИП, включенного на дугу параллельно с основным. ВИП имеет крутопадающую внешнюю характеристику. Такая форма характеристики обеспечивается действием трех однофазных неуправляемых линейных дросселей L_в с разъемными ферромагнитными сердечниками. Требуемый ток возбуждения дуги устанавливается соответствующим зазором в разъемном сердечнике дросселя.

Т - силовой трехфазный трансформатор; V - силовой тиристорный выпрямительный блок; ВИП - вспомогательный источник питания для возбуждения дуги; ИЭ - измерительный элемент; L - дроссель; G - осциллятор; БФИ - блок формирования импульсов управления тиристорами; БРТ - блок регулирования тока; ТБ - триггерный блок; РБ - релейный блок.

Рисунок 2.1- Функциональная блок-схема источника питания

Рисунок 2.2-Принципиальная электрическая схема силовой цепи источника питания

Этот ток является минимальным током источника. Дроссели L_в выполняют также функции сглаживающих фильтров на малых токах и предотвращают возникновение автоколебательного режима при глубоком регулировании.

ВИП обеспечивает также необходимое напряжение холостого хода - 200 В для сварки в среде гелия и 100 В для сварки в среде аргона. В процессе сварки горят одновременно обе дуги. Маломощная дуга обеспечивает сигналы обратной связи по току и напряжению, необходимые для получения вертикального участка внешней характеристики источника до зажигания сварочной дуги. Совмещение двух существенно различных по форме внешних характеристик, когда маломощный вспомогательный источник имеет достаточное для надежного возбуждения дуги напряжение, а остальной источник - вертикальную внешнюю характеристику в диапазоне рабочих напряжений, позволяет существенно снизить напряжение холостого хода основного источника питания сварочной дуги, а следовательно, потребляемую мощность , массу, габаритные размеры, повысить КПД и коэффициент мощности. Ток возбуждения составляет около 3% от номинального сварочного тока.

Силовой выпрямитель V выполняет также функции формирования внешней характеристики, стабилизатора и коммутатора тока, модулятора импульсов и регулятора тока дежурной дуги при импульсной сварке. Температурная защита тиристоров обеспечивается специальным релейным блоком РБ. Датчиком температуры является терморезистор, установленный в радиаторе тиристора, который включен последним в контуре водяного охлаждения и, следовательно, наиболее сильно нагрет. При превышении температуры охлаждающей воды над заданной срабатывает реле, отключающее силовую цепь и включающее сигнальную лампу. Другие электромагнитные реле блока определяют порядок работы элементов схемы при нажатии кнопок и выключателей, расположенных на панели управления и дублирующем пульте сварщика.

Измерительный элемент ИЭ, включенный последовательно в сварочную цепь, выдает сигнал обратной связи по току. Конструктивно он выполнен в виде трубки из коррозионно-стойкой стали с приваренными токоподводящими отводами. Постоянство электрического сопротивления ИЭ в процессе работы обеспечивается малым температурным коэффициентом сопротивления материала трубки и охлаждением трубки проточной водой.

Блок формирования импульсов БФИ выполнен по принципу «вертикального управления», заключающемуся в формировании пилообразного напряжения, сравнении его с напряжением управления и последующем формировании прямоугольных импульсов, положение которых во времени определяется результатом указанного сравнения и зависит от характера суммирующего импульса, поступающего на блок БФИ с блока регулирования тока БРТ. БФИ состоит из следующих основных узлов: входного устройства, создающего многофазную систему напряжений, синхронизированную с напряжением питающей сети; фазосдвигающего устройства, обеспечивающего изменения фазы управления импульсов относительно напряжения питающей сети; выходного усилителя, осуществляющего усиления и формирование управляющих импульсов. Работа источника питания в переходном и импульсном режимах обеспечиваются двойными импульсами, которые генерирует БФИ благодаря соответствующему соединению трех каналов управления.

Блок регулирования тока БРТ выполнен по схеме дифференциального усилителя постоянного тока на транзисторах. Суммирующие сигналы, которые поступают на блок V с блока БРТ через блок БФИ, обеспечивают плавное регулирование сварочного тока во всем рабочем диапазоне; плавное нарастание тока в начале и плавное снижение в конце сварки;

Формирование внешней характеристики источника; стабилизацию рабочего тока при изменениях длины дуги и напряжения питающей сети; импульсную коммутацию тока и модуляцию импульса (см.выше).

Триггерный блок ТБ служит для задания импульсного режима работы источника питания и обеспечивает независимое регулирование длительности импульсов и пауз, которое кратно целому числу периодов синусоидального напряжения сети. Триггерный блок обеспечивает возбуждение , периодически повторяющихся, регулируемых по продолжительности и частоте импульсов напряжения, которые через блоки БРТ и БФИ задают режим работы блоку V. Регулирование тока дежурной дуги при импульсной сварке осуществляется с помощью этих же импульсов, которые подаются на промежуточный транзистор в блоке регулирования, а с него - на резистор регулирования дежурного тока, установленный на пульте управления источником, и выходной транзистор блока БРТ. На рисунке 2.3. приведены внешние характеристики источника питания.

1-внешние характеристики силового блока V;

2- внешняя характеристика блока ВИП.

Рисунок 2.3 - Внешние характеристики источника питания

Технические характеристика источника питания следующие: климатическое испытание, категория размещения УЗ; нижнее течение температуры окружающего воздуха +5°; номинальный сварочный ток 315А; пределы регулирования тока дежурной дуги 8-120А; режим работы ПН 60% продолжительность цикла сварки 60 мин; номинальное рабочее напряжение 30В; номинальное напряжение питающей сетки 380В; габаритные размеры 520х700х1195 мм; масса не более 380 кг.

Вольфрамовый электрод подключен к отрицательному полюсу источника питания, свариваемое изделие и присадочную проволоку - к положительному полюсу (рисунок 2.4). шунтировании токоподвода к изделию присадочной проволокой через неё протекает часть общего тока источника питания. В соответствии с первым законом Кирхгофа общий ток при этом сохраняется неизменным, а ток в токоподводе к изделию уменьшается на величину тока In, протекающего в проволоке.

1 - вольфрамовый электрод; 2 - присадочная проволока; 3 - сварочная ванна; 4 - сварочная дуга; 5 - изделие; 6 - источник питания

Рисунок 2.4 - Схема процесса сварки.

Проволоку вводим в ванну позади дуги вблизи анодного пятна на регулируемом расстоянии от вольфрамового катода в этом случае получение дуги оказывает тепловое воздействие на проволоку, а ионизация окружающего дугу пространства обуславливает протекание тока через проволоку с ванной. Таким образом нагрев и плавление проволоки происходит от воздействия трех источников теплоты: теплового излучения дуги q_u, теплоты сварочной ванны q_в , а также джоулевой теплоты q_дж, выделяющейся в проволоке при прохождении через неё тока I_n.

Протекающий через присадочную проволоку ток I_n в произвольной точке А сварочной дуги (рисунок 2.5) создает магнитное поле

В = (2.1)

где - магнитная постоянная;

- относительная магнитная постоянная проницаемость магнитика.

r₀ - расстояние от присадочной проволоки до произвольной точки А дуги;

ц₁ и ц₂ - углы ,образованные радиус векторами, проведенными в точку А из начала и конца токоведущей части присадочной проволоки.

Рисунок 2.5 - К определению магнитной индукции в произвольной точке сварочной дуги.

Это поле воздействуя на дугу как на проводник с током, отключает её «углом вперед» [28]. Чем больше I_n, тем больше индукция магнитного поля и угол отключения дуги. Очевидно, максимального значения последний достигает при

I_n = I_св.

2.2 Аппаратура и методика исследования распределения тока в зоне сварки

О возможности определения характера растекания тока по изделию, для случая сварки встык сравнительно тонких листов непрерывно действующей дугой, известно [43]. Теоретически такая задача сводится к решению дифференциального уравнения в частных производных эллиптического типа:

(2.2)

где - коэффициент электропроводности материала, являющегося в общем случае функцией координат , ;

- потенциал электрического поля.

Пренебрегая неоднородностью металла в работе [43] электропроводность свариваемых пластин определялась как функция температуры и вычислялось по формуле Лоренца:

, (2.3)

где - коэффициент теплопроводности;

- коэффициент пропорциональности.

Температурное Т (х,y) принималось плоскопараллельными и для предельного установившегося состояния строилось согласно уравнению:

, (2.4)

где - эффективная тепловая мощность дуги;

- толщина пластины;

-скорость сварки;

-коэффициент температуропроводности;

- функция Бесселя от мнимого аргумента второго рода нулевого порядка;

- расстояние от центра источника тепла до интересующей нас точки;

- коэффициент температуроотдачи;

- коэффициент теплоотдачи;

-удельная теплоемкость;

-плотность.

При принятых допущениях уравнение (2.2) решалось с помощью электрических аналогий путем моделирования на электропроводной бумаге. При этом область сварочной ванны на модели обратной задачи вырезалось.

Таким образом, в работе [43] решена конкретная задача распределения тока по пластине при сварке непрерывно действующей дугой, однако не рассматривается картина растекания тока в сварочной ванне, хотя магнитные поля именно этих токов оказывают существенное влияние на положение сварочной дуги и расплавленного металла в объеме сварочной ванны. Более того, без рассмотрения растекания токов в зоне сварки нельзя получить достоверную картину распределения тока и в прилегающих участках основного металла.

В наших исследованиях изучения характера распределения тока в зоне сварки проводилось путем регистрации интенсивности магнитного поля зондирующего тока в различных участках высокотемпературной области. Необходимость создания в зоне сварки зондирующего тока была вызвана тем, что при установившихся значениях сварочного регистрация интенсивности его магнитного поля связана с рядом технических трудностей.

Зондирующей ток изменялся по синусоидальному закону , где -амплитуда зондирующего тока с циклической частотой , позволяющей получать необходимую информацию о распределении его магнитного поля по исследуемой области. При этом полярности сварочного и зондирующего токов совпадали.

Представление о распределении магнитного поля зондирующего тока получали посредством регистрации амплитуды, наведенной э.д.с. на обмотке магнитной головки, в различных участках исследуемой области.

Функциональная схема установки для исследования характера распределения тока в зоне сварки приведена на рисунке 2.6.

1-звуковой генератор; 2-согласующий усилитель; 3-магнитная головка;4- электродвигатель; 5- усилитель мощности; 6-шлейфовый осциллограф; 7- источник сварочного тока.

Рисунок 2.6 - Функциональная схема установки для исследования распределения тока в зоне сварки

В её состав входит генератор зондирующего тока 1; согласующий усилитель2; магнитная головка 3; электродвигатель 4; усилитель мощности 5; шлейфовый осциллограф 6; источник сварочного тока 7.

Выходной сигнал блока 7 служил непосредственно для сварки. источником зондирующего сигнала являлся генератор 1. частота и амплетуда сигнала генератора устанавливались органами регулировки. Величина последнего параметра выбиралась такой, чтобы сигнал магнитной головки 3 имел достаточную амплитуду для последующей качественной обработки. Частота сигнала генератора не превышала 500Гц.

Выходной сигнал генератора 1 усиливался согласующим усилителем 2 и затем поступал в зону сварки. Здесь зондирующий ток распределялся аналогично сварочному, в соответствии со значениями проводимости в различных точках.

Регистрация интенсивности магнитного поля зондирующего тока осуществлялась с помощью магнитной головки 3, которая устанавливалась на торце вала электродвигателя 4 таким образом, чтобы при его вращении один конец рабочего зазора головки совпадал с осью электрода, а другой описывал окружность в плоскости, расположенной параллельно плоскости свариваемого образца. Схема расположения магнитной головки приведена на рисунке 2.7. при таком положении рабочего зазора, через магнитопровод головки замыкался магнитный поток, соответствующий величине зондирующего тока, протекающего в области определяемым углом поворота вала электродвигателя.

1-сварочная ванна; 2-магнитная головка; 3-магнитопровод головки; 4- рабочий зазор головки.

Рисунок 2.7 - Схема расположения магнитной головки

Выходной сигнал магнитной головки, с амплитудой, пропорциональной величине зондирующего тока, поступал на вход усилителя мощности 5. последний необходим для записи сигнала магнитной головки с помощью шлейфового осциллографа 6.

Эксперименты проводились при сварке пластин 500х300х2 мм из сплава ОТ4 вольфрамовым электродом в аргоне дугой прямой полярности с постоянной погонной энергией. Токоподвод к свариваемой пластине осуществляется с помощью медных полос по всей длине её наибольших сторон. Характер распределения тока изучали при квазиустановившемся процессе сварки, выполняемой вдоль токопроводящих полос по оси пластины.

В ходе экспериментов магнитная головка устанавливалась в исходное положение, соответствующее значению угла её поворота , где с наступлением квазиустановившегося процесса сварки выходной сигнал усилителя мощности 5 регистрировался осциллографом. Затем, в течении процесса сварки головка поворачивалась на угол , где регистрация сигнала возобновлялась. При цикл измерений завершался. осциллограммы полученные и , сопоставлялись. При этом, разброс результатов измерений не превышал 4%.

2.3 Методика исследования отклонения дуги магнитным полем

Экспериментальное исследование отклонения сварочной дуги в магнитном поле тока , протекающего по присадочной проволоке, проводили методом фотографирования дуги с последующим фотометрировании пленок на микрометре МФ-2 по направлениям, перпендикулярным оси электрода.

Эксперименты проводили для дуги прямой полярности длиной . Использовали фотоаппарат «Зенит». Режим фотографирования: светофильтр марки Э-2; выдержка 1:125; диафрагма 5.6; светочувствительность фотопленки 130 ед.

Дугу зажигали на медной водоохлаждаемой пластине, токоподвод к которой осуществляли через медный стержень , имитирующий присадочную проволоку (рисунок 2.4) и собственно токоподвод через сопротивление R, величина которого в ходе экспериментов изменялась.

Полученные после фотографирования негативные кадры дуги на фотопленке фонтометрировали по линиям находящихся на расстоянии 0,5 мм от основания дуги (анодного пятна). Схема фотометрирования представлена на рисунке 2.8.

Рисунок 2.8 - Схема фотометрирования пленок.

За единицу интенсивности засветки негатива принимали величину, называемую относительной интенсивностью засветки

(2.5)

где А₀ - отсчет по шкале микрофонтомера для незасвеченной пленки;

А - то же, только для засвеченных пленок на негативе.

Оптимальный размер щели l_щ микрофонтомера обеспечивающий достаточную чувствительность замеров, находится в пределах 3 мм. интервал фонтометрирования принимаем, исходя из возможностей прибора МФ-2, равный 0,5 мм.

Зависимость от тока определили из отношения:

………… (2.6)

где х - расстояние от максимальных фонтоночернений нормально горящей дуги и дуги в магнитном поле тока ;

- длина дуги.

3. Результаты исследований

3.1 Распределение тока в зоне сварки

Зависимости распределения тока по пластине в зоне сварки, характеризуемые отношением , где А(ц) - амплитуда наведённой э.д.с. на обмотке магнитной головки при её повороте на угол ц ; ||А(ц)|| = max |А(ц)|, 0?ц?2р, от скорости сварки V_св и величины тока I_n в присадочной проволоке приведены соответственно, на рисунках 3.1, 3.2 и 3.3.

Рисунок 3.1 - Влияние скорости сварки на распределение тока по пластине в зоне сварки

Рисунок 3.2 - Влияние присадочной проволоки на распределение тока по пластине в зоне сварки

Рисунок 3.3 - Влияние тока в присадочной проволоке на распределение тока по пластине в зоне сварки

Как следует из рисунка 3.1, по мере повышения скорости сварки, распределение тока по пластине в зоне сварки увеличивается. Так, увеличение скорости сварки с 40 до 60 м/ч приводит к снижению величины от 0,73 до 0,6; с 60 до 80м/ч от 0,6 до 0,48; с 80 до 100м/ч от 0,48 до 0,32.

Перераспределение тока по пластине с повышением скорости сварки, при неизменном месте токоподвода, связано с изменением температурных полей в зоне сварки [14, 15]. При этом, геометрии сварной ванны, описываемая изотермой плавления, очевидно, играет существенную роль.

Уже в ранних исследованиях удельного сопротивления расплавленных металлов было показано, что тип проводимости в жидких металлах не отличается от типа проводимости в твёрдом состоянии и обусловлен наличием коллективизированных электронов. Однако переход металла из твёрдого состояния в жидкое сопровождается некоторым изменением электрических свойств: при плавлении удельное сопротивление большинства металлов увеличивается в 1,5 - 3 раза; как правило, температурный коэффициент удельного сопротивления металлов в жидком состоянии меньше чем в твёрдом. Только у меди, серебра, золота и алюминия величина dс/dt приблизительно одинакова в твёрдом и жидком состоянии [44].

Скачкообразное повышение удельного сопротивления металлов при плавлении говорит о том, что распределение тока по сварочной ванне в значительной степени определяется её геометрией. Кроме того, без рассмотрения растекания токов по ванне нельзя получить достоверную картинку распределения тока и в прилегающих к ней участках свариваемого металла.

Пользуясь расчётами тепловых процессов при сварке Н.Н. Рыкалина [14], оценим степень вытянутости ванны в зависимости от скорости сварки, при = const. Для этого воспользуемся уравнением предельного состояния процесса распространения тепла при нагреве пластин без теплоотдачи мощным быстродвижущимся линейным источником

Т(y,t) = ехр(-) (3.1)

где q - эффективная тепловая мощность дуги;

д - тощина пластины;

а - коэффициент температуропроводности;

л - коэффициент теплопроводности;

с - удельная теплоёмкость;

г - плотность

В соответствии с формулой (3.1) температура точек, расположенных на оси шва, выразится соотношением

T(0,t) = (3.2)

Из выражения ( 3.2 ) можно определить теоретическую длительность t_в пребывания в жидком состоянии частиц материала, расположенных в плоскости перемещения источника, полагая Т( 0,t ) = Т _пл

t_в = (3.3)

Тогда длина сварочной ванны L_в = V_св•t_в определится следующим образом

L_в = (3.4)

Ширину В сварочной ванны, согласно [8] можно выразить следующим образом

В = (3.5)

В соответствии с (3.4) и (3.5) степень вытянутости сварочной ванны, определяемая отношением её длины L к ширине В, выражается соотношением

= • (3.6)

или, полагая

= (3.7)

Из выражения (3.7) следует, что степень вытянутости ванны при заданной толщине металла д и = const пропорциональна скорости сварки.

Увеличение степени вытянутости ванны, связанное с повышением скорости сварки, должно привести к тому, что перед дугой, где жидкая прослойка металла уменьшается, концентрация тока увеличивается, а позади дуги, в силу обратного явления - уменьшается, что и отображено на рисунке 3.1.

Введение в хвостовую часть сварочной ванны обеспеченной присадочной проволоки приводит к уменьшению её длины и незначительному перераспределению тока в зоне сварки (рисунок 3.2). Так, при V_св = 40 м/ч величина возрастает от 0,6 до 0,72; при V_св = 80 м/ч от 0,48 до 0,63 и при V_св = =100 м/ч от 0,32 до 0,46.

Обстановка радикальным образом изменяется когда по присадочной проволоке протекает часть сварочного тока (рисунок 3.3). Так, при I_n = 0,2I_св величина уменьшается от 1 до 0,97 при I_n = 0,4I_св от 1 до 0,78, при I_n = 0,6I_св от 1 до 0,6 и при I_n = 0,8I_св от 1 до 0,5

3.2 Формирование швов при сварке с присадочной проволокой

Согласно данным работы [15], скорость газа в катодной струе дуги с вольфрамовым электродом может иметь порядок 10²мс^-1, что соответствует числам Маха от 0,1 до 0,2. поэтому гидродинамику этой струи можно исследовать с помощью теории течения несжимаемой жидкости.

На основании выдвинутых положений [15], рассмотрим взаимодействие плазменной струи со сварочной ванной до момента образования кратера под дугой (рисунок 3.4)

Рисунок 3.4 - Схема взаимодействия плазменного потока с пластиной до образования кратера под дугой.

Для свободной струи давление на её поверхности равно давлению в газовом пространстве, куда она вытекает. Следовательно, согласно уравнению Бернулли, скорости последней U₀, U₁, U₂, равны между собой. Пренебрегая силами тяжести, составим уравнение количества движения для отсека струи, ограниченного контрольной поверхностью, состоящей из сечения S₀, свободной поверхности струи, сечений S₁ и S₂ и поверхности ванны:

(3.8)

где Q₀, Q₁ и Q₂ - расходы через сечения S₀, S₁ и S₂;

р - плотность плазмы.

Выбрав оси координат, как показано на рисунке 3.4, проектируем на них это уравнение. Учитывая, что преграда симметрична, т.е.

Q₁= Q₂=1/2Q₀, получим выражение для проекций и величины результирующей силы

F_x = 0; (3.9)

F_x = F = pQ₀U₀ (3.10)

С образованием кратера под дугой характер взаимодействия плазменного потока с ванной изменяется (рисунок 3.5). проектируя уравнение (3.8) на оси координат, получим

F_x = 0; (3.11)

F_x = F = pQ₀U₀(1-cosб) (3.12)

где б - угол разворота плазменного потока.

Из выражений (3.10) и (3.12) следует, что сила воздействия плазменного потока на осесимметричную сварочную ванну, по мере образования кратера под дугой, возрастает. Максимальное значение силы достигается при.

Последующее проплавление основного металла связано с образованием развитой полости кратера и накоплением жидкого металла в хвостовой части ванны. Симметрия ванны в диаметральной плоскости нарушается. Дуга смещается на переднюю стенку плавления. Газо и гидродинамическая обстановка в зоне сварки все более соответствует квазиустановившемуся процессу формирования шва.

Рисунок 3.5 - Схема взаимодействия плазменного потока с ванной после образования кратера под дугой.

При встрече дуги с передней стенкой плавления плазменный поток разделяется (рисунок 3.6). Закономерность деления расхода можно найти из проекции уравнения (3.8) на направление скорости U₂

Q₂sinв=Q₁-Q₂ (3.13)

где в - угол наклона передней стенки плавления в области критической точки к горизонтальной плоскости и очевидного равенства

Q₀=Q₁+Q₂ (3.14)

Решая совместно (3.13) и (3.14) получим

(3.15)

(3.16)

Рисунок 3.6 - Схема взаимодействия плазменного потока с передней стенкой плавления.

Плазменный поток, обтекающий полость кратера, является полуограниченной поверхности. Силовое воздействие этого потока будет зависеть от изменения количества движения, определяемого углом разворота вектора скорости течения плазмы на рассматриваемом участке. Составим уравнение количества движения для отсека струи, ограниченного контрольной поверхностью, состоящей из сечений S₃ ,S₄, свободной поверхности струи на участке ее разворота в хвостовой части ванны и поверхности полости кратера. Согласно (3.8) и (3.16) получим выражение для силы, с которой плазменный поток воздействует на жидкий металл, находящийся в хвостовой части сварочной ванны

(3.17)

Выбрав оси координат, как показано на (рисунке 3.7), проектируем на них это уравнение. Принимая U₂=U₃=U₀ , получим выражения для проекций и величины результирующей силы

 (3.18)

(3.19)

(3.20)

где - угол разворота потока плазмы в хвостовой части ванны.

Рисунок 3.7 - Схема взаимодействия плазменного потока с жидким металлом хвостовой части сварочной ванны.

Анализ приведенных уравнений (3.18)-(3.20) показывает, что силовое воздействие плазменного потока на участке его разворота в хвостовой части сварочной ванны определяется распределением потока на передней стенке плавления, его мощностью и углом разворота.

Изучение продольных макрошлифов конечного кратера показало, что угол наклона передней стенки плавления в в интервале скоростей сварки 0,5-1,2х10^-2мс^-1изменяется незначительно, а затем по мере её увеличения до 1,6-1,2х10^-2мс^-1, оголения поверхности плавления и развития полости кратера, заметно уменьшается (рисунок 3.8).

При заданной глубине проплавления основного металла, повышение скорости сварки должно сопровождаться увеличением мощности дуги. С ростом последней, мощность плазменного потока увеличивается. В соответствии с (3.15) и (3.16), уменьшение угла в должно сопровождаться перераспределением плазменных потоков на передней стенке плавления. Приращение мощности плазменного потока, обтекающего полость кратера в хвостовой части сварочной ванны, несколько уменьшается.

При интервале скоростей 1,2х10^-2мс^-1 - 1,6х10^-2мс^-1наблюдалось значительное смещение жидкого металла в хвостовую часть ванны и его нависания над полостью кратера (>90°). В момент окончания действия сварочного тока положение динамического равновесия в ванне нарушается. Жидкий металл под действием массовых сил стремиться занять свое равновесное положение, что может сопровождаться захлопыванием некоторого объема, находящегося в полости кратера.

С дальнейшим увеличением скорости сварки (V_св >2,3 х10^-2мс^-1) и мощности дуги , угол наклона передней стенки плавленем практически не меняется и составляет 8-12є.

Перераспределение плазменных потоков на передней стенке плавления прекращается. Мощность потока плазмы обтекающего полость кратера в хвостовой части сварочной ванны, определяется лишь мощностью дуги. С ростом последней аэродинамическое воздействие плазменного потока уже не может уравновеситься силами со стороны жидкого металла. Угол разворота резко уменьшается. Жидкий металл практически полностью перемещается в хвостовую часть сварочную ванны, что приводит к образованию протяжных подрезов.

Рисунок 3.8 - Зависимость угла наклона передней стенки плавления от скорости варки.

Чтобы предотвратить образование газовых полостей и снизить вклад газодинамической составляющей силового воздействия дуги в процессе перемещения жидкого металла и образования подрезов, согласно (3.18) - (3.20), необходимо уменьшить мощность потока плазмы на участке его разворота в хвостовой части ванны. Очевидно без изменения мощности дуги этого можно достичь путем разворота дуги «углом вперед» путем воздействия на нее магнитного поля тока протекающего по присадочной проволоке.

В общем случае, сила действующая на участок проводника длиной с током со стороны промышленного проводника с током , расположенного параллельно первому на расстоянии d от него , равна:

(3.21)

Однако, в электрической дуге помимо направленного движения заряженных частиц, обусловленного наличием электрического поля, существует газодинамическое движение нейтральных частиц, вызванное разностью давлений. Внешнее магнитное поле воздействует на движение заряженных частиц и стремиться отключить их от первоначального направления. Нейтральные потоки, наоборот, стремятся сохранить свою форму и направление. Они препятствуют указанному действию электромагнитных сил. Результирующее перемещение или изменения формы дуги как единого образования зависит от соотношения этих двух сил.

Пространственная стабилизация электрической дуги во многих случаях оказывается связанной с её энергитической устойчивости. К вопросам пространственной стабилизации и энергетической устойчивости дуги в различных областях ее использования подходят по разному. Для получения управляемых термоядерных реакций необходимо наличие пространственно стабилизированного и энергетически устойчивого плазменного шнура. Устойчивое направление горения дуги необходимо и при ее использовании в технологических целях при сварке.

Для количественной оценки происходящих здесь процессов можно принять, что на единицу длины дуги необходимо и при ее использовании в технологических целях при сварке.

Для количественной оценки происходящих здесь процессов можно принять, что на единицу длины дуги действуют три различные по своему характеру силы (рисунок 3.3).

Сила F_м взаимодействия тока в дуге с внешним магнитным полем пропорциональна току:

(3.22)

Электромагнитная сила F₂, препятствующая деформации дуги и изменению ее энергетического состояния, пропорциональна квадрату тока:

(3.23)

где - коэффициент пропорциональности.

Газодинамическая сила F₂, возникающая в результате наличия потоков плазмы и инерции движения газовых частиц, определяется на основании законов газодинамики, как центробежная сила.

Рисунок 3.9 - Схема дуги в поперечном магнитном поле

(3.24)

где - плотность потока плазмы;

S - площадь сечения дуги;

V - скорость частиц;

R - радиус кривизны этой траектории, на которую стремиться перевести прямолинейное движение частиц.

Сила F₂ появляется только при стремлении изменить прямолинейное движение частиц. Величина этой силы растет с увеличением скорости частиц V и с уменьшением радиуса кривизны R. Скорость частиц плазмы V, входящей в выражение для силы F₂, зависит от величины тока I. максимальное значение этой скорости определяется уравнением [45].

(3.25)

где - плотность тока;

- магнитная постоянная.

Подставляя это значение в уравнение (3.27), получаем:

(3.26)

Сила F_м деформирует дугу, силы F₁ и F₂ препятствуют этой деформации. Составив отношение деформирующих сил и сил сопротивоения, получаем:

(3.27)

Соотношение сил, входящих в уравнение (3.26) и (3.27), исследовалось экспериментально [45]. При заданном угле и расстоянии (рисунок 3.9) определялась зависимость между током и магнитной индукцией В. Оказалось, что пропорционален отношению , т.е. отношению деформирующих сил к силам сопротивления

(3.28)

Из последнего уравнения следует, что с увеличением тока при неизменной величине В, уменьшается и угол отклонения дуги . Это значит, что с увеличением тока силы, стабилизирующие дугу, растут быстрее, чем силы, ее отключающие, и стабилизирующие действие потоков плазмы возрастают.

Результаты полученные в представленной работе показали, что сварочная дуга хорошо управляется магнитным полем, генерируемым током присадочной проволоки, в пределах угла отклонения 0-40°(рисунок 3.10), что обеспечивает качественное формирование швов при существенном повышении скорости сварки (рисунок 3.11).

Рисунок 3.10 - Зависимость угла отклонения дуги от тока в присадочной проволоке.

I_св=240А

Рисунок 3.11 - Зависимость величины подреза от скорости сварки.

3.3 Свойства сварных соединений

По базовой технологии принятой на предприятии, сварку крупногабаритных изделий из титанового сплава ОТ4, толщиной до 4 мм выполняли вольфрамовым электродом с присадочной проволокой того же состава, что и основной металл в аргоне. Попытки повышения производительности сварочных работ, путем повышения скорости сварки приводили к образованию протяженных подрезов.

Результаты исследований, представленных в предыдущих разделах работы, говорят о том, что скорость аргонодуговой сварки может быть существенно повышена путем введения в хвостовую часть сварочной ванны токоподводящей присадочной проволоки.

Выбор режимов сварки изделий с толщиной стенки до 4 мм, при которых бы одновременно достигалась высокая производительность и качество формирования швов, осуществляли экспериментальным путем с учетом ранее накопленного опыта. В ходе экспериментов изменялись следующие параметры режима сварки: сварочный ток I_{св ;} ток в присадочной проволоке I_n; скорость подачи присадочной проволоки V_n, её диаметр d_n и расход защитного газа Q. Ориентировочные режимы сварки крупногабаритных изделий из титанового сплава ОТ4 приведены в таблице 3.1.

При выбранных режимах сварки происходит формирование симметричного шва с плавным переходом от усиления к основному металлу, без подрезов и прожогов основного металла.

Таблица 3.1 - Ориентировочные режимы аргонодуговой сварки вольфрамовым электродом сплава ОТ4.

Толщина 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 металла швов состоит из мартенсиной б' - фазы (рисунок 3.12). В околошовной зоне сварного соединения наблюдается три характерных участках (3.13): участок крупного зерна (перегрева), где температура нагрева изменяется от температуры плавления до 1300°С; участок полной перекристаллизации, где при охлаждении, структуры аналогичны тем, которые возникают на участке крупного зерна; участок неполной перекристаллизации, где структурные изменения в металле по сравнению с другими участками околошовной зоны оказывает менее отрицательное влияние на свойства сварных соединений. Очевидно, [10-13] из рассматриваемых структурных участков наиболее опасен участок максимального перегрева.

Механические свойства сварных соединений приведены в таблице 3.2. Как следует из приведенных результатов, предел прочности сварного соединений составляет больше 90% прочности основного металла; угол загиба, в зависимости от свариваемых толщин, составляет ~ 60-70% от угла загиба основного металла. Эти результаты позволяют говорить о том, что механические свойства сварных соединений, выполненных с токоподводящей присадочной проволокой, не уступают механическим свойствам сварных соединений изготавливаемых на предприятии. При этом скорость сварки возросла более чем в два раза.

Таблица 3.2 - Механические свойства основного металла и сварных соединений

Толщина листа, мм	Основной металл	Сварные соединения
	,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 основании полученных результатов можно сделать следующие выводы:

- по вопросу образования подрезов нет существенных противоречий, так как одни авторы работ, посвященных этой проблеме, рассматривают условия формирования шва на основе всеобщего закона равновесия действующей и противодействующих сил, а другие акцентируют внимание на особенностях образования дефектов в связи с нарушениями этого равновесия, вызываемыми пространственными изменениями источника нагрева и перераспределения нагрева и перераспределениями плотности Лоренцевых сил по жидкому металлу сварочной ванны;

- увеличение скорости дуговой сварки приводит к концентрации тока в головной части сварочной ванны, что способствует образованию протяженных подрезов;

- введение обесточенной присадочной проволоки в хвостовую часть сварочной ванны уменьшает её протяженность, что очевидно, приводит к некоторому снижению концентрации тока перед двужущейся дугой;

- применение токоподводящей присадочной проволоки позволяет в широких пределах регулировать распределение тока в зоне дуговой сварки, что может расширить возможности формирования швов без подрезов при сварке с повышенной скоростью;

- сварочная дуга с вольфрамовым катодом в аргоне хорошо управляется магнитным полем тока в присадочной проволоке в пределах угла ее отклонения 0-40°;

- разворот дуги «углом вперед» магнитным полем тока присадочной проволоки позволяет формировать швы без подрезов при увеличении скорости сварки более чем в два раза;

- механические свойства сварных соединений из сплава ОТ4, выполненных с токоподводящей присадочной проволокой, не уступают аналогичным соединениям, выполненным обычной аргонодуговой сваркой.

Рисунок 3.12 - Структура металла шва х300

Рисунок 3.13 - Характерные структурные участки сварных соединений.

Литература

1. Гуляев А.П. Металловедение. - М.: Металлургия, 1986.-544с.

2. Калачев Б.А., Ливанов В.А., Гиагин В.И. Металловедение и термическая обработка ценных металлов и сплавов.- М.: Металлургия, 1972 - 480с.

3. Пульцин Н.М. Титановые сплавы и их применение в машиностроении. - М.: Машиностроение,1982.-214с.

4. Носова Г.И. Фазовые превращения в сплавах титана. - М.: Металлургия, 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. Технологическая прочность сварных швов в процессе кристаллизации. - М.: Металлургия, 1979.-248с.

8. Пантон Б.Е. Технология электрической сварки металлов и сплавов плавлением. - М.: Машиностроение, 1974. - 768с.

9. Орлов Б.Д. Технология и оборудование контактной сварки. - М.: Машиностроение, 1986. - 352с.

10. Третьяков В.Ф. Сварка плавлением титана и его сплавов.- М.: Машиностроение, 1977.-144с.

11. Петров А.В. Сварка закрытой стальной дугой. Сварочное производство.-1972. - N4 - с.15-17

12. Гуревич С.М. Сварка высокопрочных титановых сплавов. - М.: Машиностроение, 1975.-150с.

13. Хореев А.И. Основные принципы разработки высокопрочных свариваемых титановых сплавов. \\ Сварочное производство.-1975. - N10.-c.4-7.

14. Рыкалин Н.Н. Расчеты тепловых процессов при сварке. - М.: Машгиз, 1951.- 296с.

15. Фролов В.В. Теоретические основы сварки. - М.: Высшая школа, 1970.-592с.

16. Лебедев В.К. Устойчивость металлической ванны при сварке тонкого металла. - Автоматическая сварки, 1975, N6, с.71.

17. Пантон Б.Е., Мандельберг С.Л. Некоторые особенности формирования швов при сварке с повышенной скоростью//Автоматическая сварка. - 1971.- №8.- С.1-6.

18. Ерохин А.А., Букаров В.А., Ищенко Ю.С. Влияние угла заточки вольфрамового катода на образование подрезов и газовых полостей при сварке. - Сварочное производство, 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. Пространственная устойчивость движущейся дуги с неплавящимся катодом. - Сварочное производство, 1972, N8, с. 1-3.

24. Ковалев И.М. Некоторые особенности формирования сварных соединений при сварке с неплавящимся катодом. - Сварочное производство, 1974, N10, с. 3-5.

25. Ковалев И.М. Изучение потоков жидкого металла при аргонодуговой сварке неплавящимся электродом. - Сварочное производство, 1974, N9, с. 10-12.

26. Ковалев И.М. Влияние движения металла в сварочной ванне на устойчивость дуги и формирование шва. - Сварочное производство, 1974, N11, с. 5-7.

27. Ковалев И.М., Кричевский Е.М., Львов В.Н. Аргоно-дуговая сварка труб из стали 1Х18Н10Т неплавящимся электродом с формированием шва в поперечном магнитном поле. - Сварочное производство, 1975, N5, с. 15-17.

28. Кудояров Б.В., Руссо В.Л.. Суздалев И.В. О взаимосвязи между отклонением сварочной дуги и образованием газовых полостей в сварном шве. - Сварочное производство, 1972, N4, с.9-10.

29. Руссо В.Л., Кудояров Б.В., Суздалев И.В. и др. Образование газовых полостей в металле шва при автоматической сварке титана сжатой дугой. - Сварочное производство, 1972, N9, с. 48-50.

30. Суздалев И.В., Руссо В.Л., Кудояров Б.В., и др. Влияние угла наклона электрода на образование газовых полостей в корне шва при аргоно-дуговой сварке титана. Сварочное производство, 1972, N11, с. 5-7.

31. Жуковский В.Д., Зильберштейн Л.Н., Петрунин Е.П. Влияние предварительного подогрева на скорость аргоно -дуговой сварки труб. - Сварочное производство, 1968, N9, с. 11-13.

32. Чернышов Г.Г., Ковтун В.Л. Влияние теплового потока и давление дуги на предельную скорость сварки. - Сварочное производство, 1985, N2, с. 14-15.

33. Ерохин А.А., Букаров В.А., Ищенко Ю. С. Расчет режимов автоматической сварки стыковых соединений с заданной величиной проплавления. - Сварочное производство, 1971, N2, с. 22-25.

34. Таран В.Д., Чудинов М.С. Определение поверхностного натяжения ванночки расплавленного металла в условиях сварки.- Сварочное производство, 1972, N1, с. 7-8.

35. Данилов В.А., Чернышов Г.Г. О механизме воздействия импульса тока на ванну. - Сварочное производство, 1974, N1, с. 54-56.

36. Гладков Э.А., Гуслитов И.А., Сас А.В. Динамические процессы в сварочной ванне при вариации действующих сил. - Сварочное производство, 1974, N4, с. 5-6.

37. Ищенко Ю.С., Букаров В.А. Методика оценки статического равновесия жидкой ванны при У-образной разделки кромок. - Сварочное производство, 1978, N10, с. 9-13

38. Петров А.В. Вопросы дуговой сварки в среде защитных газов тонколистовых материалов: Дис… д-ра техн. Наук: 05.04.05.- Защищена 29.06.69; Утв. 11.05.72 - М., 1969.-338с.

39. Демянцевич В.П., Матюхин В.Л. Особенности движения жидкого металла в сварочной ванне при сварке неплавящимся электродом. - Сварочного производство, 1972, N10, с. 1-3.

40. Мендельсберг С.Л., Сидоренко Б.Г., Лопата В.Е. Влияние скорости сварки на положение столба дуги. - Автоматическая сварка, 1975, N6, с. 41-44.

41. Мендельсберг С.Л., Сидоренко Б.Г., Лопата В.Е. Влияние расположения токоподвода на формирование швов при однодуговой сварке. - Автоматическая сварка, 1976, N8, с. 11-15.

42. Ситников В.В. Распределение плотности тока в проводящей среде при импульсно-дуговой сварке. - В сб.: Молодые ученые и специалисты Харькова - ХIХ съезду ВЛКСМ. - Харьков: 1982, с.20.

43. Райчук Ю.М. Распределение тока по пластине при дуговой сварке. - Автоматическая сварка, 1967, N4, с. 19-22.

44. Харьков Е.И., Лысов В.И., Федоров Р.Е. Физика жидких металлов. - Киев: Высшая школа, 1979. - 246 с.

45. Леснов Г. И. Электрическая сварочная дуга. - М.: Машиностроение, 1970.- 335 с.

Размещено на Allbest.ru