1344

Рис. 17. Конструкции плазмообразующих сопел

Узел завихрения рабочего газа определяет качество стабилизации столба сжатой дуги. Конструктивные варианты узлов завихрения можно разделить на группы, представленные на рис. 18.

Рис. 18. Конструкции узлов завихрения плазмообразующего газа

Функции завихрителя может выполнять корпус плазмотрона (рис. 18 – 1, 2). Керамическая шайба, помещенная у входа в сопло (рис. 18 – 3). Само сопло (рис. 18 – 4). При этом можно значительно сократить длину канала сопла, заменив большую часть его кольцами стабилизирующего газа, вращающимися вокруг столба дуги (очень сложное и трудоемкое в изготовлении) и сам электрод плазмотрона, на наружной поверхности которого выполняется винтоваянарезка(рис. 18 – 5).

Изоляторы. Плазмообразующее сопло и электродный узел должны быть электрически изолированы друг от друга. Одним из условий стабильного горения дуги является точная центровка электрода и сопла при сборке плазмотрона. Функции механической связи электродного узла и плазмотрона, их точной взаимоцентровки и электрической изоляции выполняет изолятор. К материалу изолятора предъявляются разнообразные, а иногда и противоречивые требования:

42

–достаточная механическая прочность;

–высокая электрическая прочность, так как возбуждение дежурной дуги осуществляется с помощью высоковольтного высокочастотного разряда;

–термостойкость, так как части изолятора подвергаются тепловому

исветовому воздействию сжатой дуги;

–возможность механической обработки (например, режущими инструментами);

–герметичность, поскольку через изолятор могут проходить коммуникации плазмообразующего газа и водяной системы охлаждения.

Материалы, наиболее применимые для изготовления изоляторов плазмотронов, можно условно разделить на две группы: обрабатываемые на универсальном оборудовании из заготовок (прутки, листы) и получаемые с использованием специальной технологической оснастки (пресс-формы, заливочные формы).

К первой группе относятся фторопласт Ф-4, иногда капролон, эбонит; ко второй – эпоксидная смола холодного отверждения ЭД-5 с кремнийорганическим наполнителем, стеклонаполненные пресс-материалы типа АГ-4В, ДСВ, КМК-218, КПС и другие, а также высокоглиноземистые керамические – типа кристаллокорунд и 22ХС.

Из материалов первой группы изоляторы изготавливаются на универсальном оборудовании (токарные, фрезерные, сверлильные станки)

имогут быть достаточно сложными. К недостаткам их можно отнести низкую технологичность процесса изготовления и невысокую термостойкость. Из материалов второй группы детали можно изготавливать достаточно простым способом с минимальной трудоемкостью и потерями материала. Недостатком является трудность обеспечения точности размеров и формы изолятора. Это объясняется наличием литейных конусов и уклонов, а также изменением коэффициента усадки у одного

итого же материала. В связи с этим в пресс-формах изготавливают простые детали, не требующие высокой точности. Применение перспективных керамических материалов сдерживается двумя причинами. Первая – большой разброс коэффициента усадки шликерной массы при спекании, что не позволяет получать детали выше пятого класса точности. Вторая причина – набор специального технологического оборудования (шаровые мельницы, машины шликерного литья, водородные печи для спекания), необходимого для изготовления керамических деталей, что снижает рентабельность при мелкосерийном производстве.

43

2.2. Условия безаварийной работы плазмотронов

Стабильная работа плазмотронов обеспечивается при выполнении определенных размерных соотношений между геометрическими параметрами катода и плазмообразующего сопла. В плазмотронах дугу можно сжимать до определенного предела. При определенном значении тока и диаметра сопла образуется «двойная» или каскадная дуга, горящая между электродом и соплом и соплом и изделием. Это явление связано с тем, что при увеличении тока и уменьшении диаметра сопла увеличивается падение напряжения в столбе дуги и одновременно уменьшается пограничный холодный слой газа у стенки сопла, благодаря чему повышается его электропроводность и создаются условия для электрического пробоя. Режим двойной дуги является аварийным, так как при этом нарушается формирование шва и разрушается сопло. Величину допустимого тока в зависимости от диаметра вольфрамового катода рекомендуется определять из следующего соотношения:

3

Iд = 67dк2 ,

где dк – диаметр катода, мм.

При токах более 100 А соотношение тока и диаметра катода предлагается установить следующим:

dк = 0,0065Iд + 0,7.

Вылет электрода из электрододержателя рекомендуется ограничивать в следующих пределах: dк ≤ l ≤15 мм.

Диаметр плазмообразующего сопла не должен быть меньше диаметра катода, dс ≥ dк. Длина канала сопла не должна превышать диа-

метра сопла lс ≤ dс для предельно допустимых токов. Величина пре-

дельного тока для данного диаметра сопла зависит от состава и расхода плазмообразующего газа и длины сопла. Для lс ≈ dс при использовании

аргона в качестве плазмообразующего газа ток дуги не должен превышать следующую величину:

Iд ≈ (80−120)dс.

Такая величина тока устанавливается из условия отсутствия двойной дуги.

44

3. СПОСОБЫ ПЛАЗМЕННОЙ СВАРКИ

Регулируемость параметров сжатой дуги в широких пределах обусловливает многообразие технологических приемов плазменной сварки.

По виду проплавления свариваемого металла сварку можно вести без сквозного проплавления и проникающей дугой со сквозным проплавлением, при этом в корневой части сварочной ванны имеется сквозное отверстие, через которое сбрасываетсячастьплазменного потока.

Взависимости от свариваемого металла сварка может выполняться на прямой или обратной полярности. В ряде случаев для сварки используется косвенная дуга.

Внастоящее время разработаны и применяются в производстве следующие разновидности плазменной сварки: микроплазменная, закрытой сжатой дугой, сварка (наплавка) с подогревом присадочной проволоки, сварка (наплавка) двойной сжатой дугой с токоведущей присадочной проволокой, плазменная сварка плавящимся электродом, импульсная

плазменная сварка со сквозным проплавлением, плазменная сварка в вакууме полым неплавящимся катодом и ряд других.

3.1. Плазменная сварка проникающей дугой

Повышение производительности дуговых способов сварки и увеличение глубины проплавления требуют увеличения мощности дуги, что приводит к значительному росту силового воздействия на расплавленный металл. В результате этого жидкий металл в сварочной ванне деформируется и оттесняется в хвостовую часть ванны. Это ведет к появлению подрезов, «бугристости» поверхности шва, газовых пор и полостей в металле шва, прожогам и другим дефектам. Для увеличения глубины проплавления и повышения скорости сварки без нарушения стабильности формирования шва необходимо снизить мощность силового воздействия дуги на жидкую ванну, не изменяя величины силового воздействия на фронт плавления. Этого можно достичь сбросом части потока сжатой дуги через отверстие в корне шва («замочную скважину»), переходом на режимы сварки проникающей дугой.

Данный способ сварки имеет целый ряд преимуществ перед другими способами дуговой (в частности, аргонодуговой) сварки:

45

–не требуется разделки кромок для стыковой сварки и послесварочной механической обработки швов вследствие высокого качества корневой и лицевой частей сварочного шва;

–снижаются затраты на проектирование и изготовление подкладных приспособлений;

–обеспечивается полное проплавление свариваемого металла за один проход, сварные швы имеют в поперечном сечении узкую клиновидную форму, внутренние дефекты сварного шва отсутствуют, металл шва имеет химический состав и механические характеристики, близкие

косновному металлу;

–значительно сужается зона термического влияния, вследствие чего улучшаются механические показатели околошовной зоны и снижаются сварочные деформации;

–обеспечивается высокая стабильность процесса формирования сварного шва и постоянство качества и размеров сварного шва по длине соединения;

–повышается производительность и снижается энергоемкость про-

цесса;

–процесс плазменной сварки может быть автоматизирован и роботизирован.

Стабильность формирования шва при сварке проникающей дугой определяется устойчивостью сварочной ванны и зависит как от теплофизических характеристик свариваемого металла, так и от особенностей теплового и силового воздействия сжатой дуги. Последний фактор имеет особенно важное значение для данного способа сварки благодаря повышенной «жесткости» сжатой дуги, особенностям взаимодействия ее со сварочной ванной и условиям удержания жидкой ванны. Взаимодействие сжатой дуги со сварочной ванной осуществляется в сформированной полости кратера, имеющей сложную форму и сквозное отверстие в нижней части. Величина и характер распределения силового воздействия сжатой дуги в сварочной ванне во многом определяют особенности процесса абляции фронта плавления, движения расплава

вхвостовую часть сварочной ванны, удержания жидкой ванны и качество формирования шва.

Труднодоступность для непосредственного изучения и сложность газогидродинамических явлений, происходящих в сварочной ванне, объясняют отсутствие достоверной картины формирования шва при

46

поверхностное натяжение жидкого металла; σт – поверхностное натяжение твердого металла; σтж – поверхностное натяжение на границе раздела фаз жидкий–твердый металл; k1 и k2 – кривизна главных нор-

мальныхсеченийсвободной поверхности; θ – краевойугол смачивания. Выражения (37) и (38) описывают условия на свободной поверхно-

сти и на линии контакта. Решение системы уравнений (37), (38) в общем виде затрудняется неизвестным изменением рг на свободной поверхно-

сти расплава, сложной пространственной конфигурацией жидкой ванны и линии контакта жидкого металла с твердым, неравномерностью σж

и σж вследствие неравномерного распределения температуры на по-

верхности жидкой ванны и состава газовой атмосферы, а также возможного изменения химического состава жидкой ванны на различных участках. Сжатая дуга взаимодействует с передней стенкой жидкой ванны СЕ (см. рис. 19), на верхней EF и нижней АС свободных поверхностях ванны силовое и тепловое воздействие сжатой дуги практически отсутствует. Вследствие этого следует рассмотреть два возможных механизма разрушения жидкой ванны: 1) выливание ванны (прожог) через нижнюю поверхность сварочной ванны при превышении гравитационных сил над силами поверхностного натяжения; 2) разрушение сварочной ванны при нарушении баланса силовых факторов на передней стенке жидкой ванны. Возможность удержания жидкой ванны на весу можно оценить следующим выражением:

алюминиевых сплавов δ =8...10 мм; титана δ =14...16 мм; легированных сталей δ =10...12 мм.

Можно сделать вывод, что главной вероятной причиной дефектного формирования сварного шва при сварке проникающей дугой, повидимому, следует считать нарушение баланса силовых факторов на передней стенке жидкой ванны.

Таблица 1

Расчетная толщина металла, при которой обеспечивается удержание жидкой ванны на весу при сварке проникающей дугой

Примечание. b = 3 – 4 мм.

Наибольшую кривизну передняя стенка жидкой ванны имеет в горизонтальном сечении (рис. 19, в). Действие сил гидростатического давления ргс на переднюю стенку жидкой ванны и поверхностного натя-

жения от этой кривизны рσ суммируется и достигает максимального значения вблизи отверстия в корне шва.

Для стабильного существования жидкой ванны действие этих факторов должно компенсироваться силовым воздействием сжатой дуги. При невыполнении условия (40) происходит либо натекание жидкой ванны на фронт плавления с последующим сбросом жидкого металла под действием сжатой дуги (или переход к непровару) при ргс + рσ > рпд ,

либо оттеснение жидкой ванны в хвостовую часть и разрыв ее, при этом расплав, поступающий с фронта плавления, сбрасывается с боковых кромок без образования общей ванны при ргс + рσ < рпд . Оценка ргс + рσ

для реальных условий сварки (табл. 2) говорит о достаточно высоких значениях данных силовых факторов.

49

Кроме того, при оценке условий стабильного существования передней стенки жидкой ванны необходимо учитывать неравномерность распределения давления по высоте полости кратера. В результате неравномерности давления появляется значительная искривленность передней стенки жидкой ванны, что также вызывает изменение условий удержания жидкой ванны.

Таблица 2

Силовые факторы, действующие на переднюю стенку жидкой ванны со стороны жидкого металла

Наличие значительных тангенциальных напряжений на передней стенке жидкой ванны повышает вероятность разрушения жидкой ванны. Описанные выше явления позволяют объяснить узкий диапазон изменения сварочных параметров, при котором происходит стабильное формирование сварного шва Iсв; расхода плазмообразующего газа – Qп; диаметра плазмообразующего сопла – dс и скорости сварки – Vсв на особенности формирования сварного шва.

В зависимости от того, как изменяются сварочные параметры, выявлены четыре характерные области формирования швов при сварке проникающей дугой (их можно проследить, меняя скорость сварки от минимальной в сторону увеличения при постоянстве остальных параметров, взятых для стабильного формирования сварного шва): 1) область при минимальной скорости сварки (рис. 20, а), характеризуется отсутствием формирования сварного шва, при этом происходит перегрев и оплавление зоны сварки; расплавленный металл либо стекает, либо собирается на свариваемых кромках, образуя «бульбы» (в зависимости от толщины и свойств свариваемого металла) – область выплавления; 2) область с повышением скорости сварки Vсв – здесь происходит переход к стабильному формированию сварного шва (рис. 20, б), причем по мере роста Vсв снижаются значения B, b, q; 3) область с дальнейшим ростом Vсв – здесь происходит разрушение сварочной ванны и осуществляется переход к режиму реза (после области стабиль-

50