П ро силы, которые действуют на каплю электродного металла.

Рассмотрим стандартный среднестатистический случай дуговой сварки плавящимся электродом в нижнем положении: изделие – внизу, электрод – вверху, между ними горит дуга, на торце электрода формируется капля. Для простоты суждений будем считать каплю однородную по объёму и сферической по форме. Теоретический анализ показывает, что на каплю могут действовать в этом случае такие силы (см. рис.).

1. Сила веса (Р).

2. Сила поверхностного натяжения (Р_пн)

3. Электромагнитная сила (Р_эм).

4. Реактивная сила (Р_рс).

5. Сила внутреннего давления газообразования.

Рассмотрим их подробнее.

1. сила веса (Р), определяется, как и вес какого либо вещества, в соответствии с законом Ньютона: Р = m_к·g,

где: m_к – масса капли, m_к = V_к·_м;

V_к – объём капли;

_м – плотность металла электрода;

g – ускорение земного тяготения.

Если принять форму капли сферичной, тогда ее объем будет:

где: r_к – радиус капли,

Тогда силу веса, которая действует на каплю, можно определить так:

Сила веса может или содействовать переносу электродного металла – при сварке в нижнем положении, или препятствовать – при сварке верхнем (потолочном) положении.

2. сила поверхностного натяжения (Р_пн).

С ила поверхностного натяжения обусловлена тем явлением, что каждая частица (молекула, атом или ион) вещества, которая находится в глубине, уравновешена силами взаимодействия с другими частицами (1), а частицы, которые находятся на поверхности – не уравновешены (2). Они втягиваются с некоторой силой в середину вещества. Можно считать, что поверхностный слой частиц пытается сжаться (собраться), но внутренние частицы противодействуют этому. Внешний, поверхностный слой частиц, таким образом, находится в равновесии как бы под действием некоторого давления (как воздушный шар). Сила этого давления и есть силой поверхностного натяжения.

Сила поверхностного натяжения приводит объем жидкости к форме с наименьшей поверхностью (сферическая). При придании объему жидкости другой (не сферической) формы, придется затратить энергию, которая пойдет на увеличение поверхности (выполнить работу против силы поверхностного натяжения).

Работа, которая затрачивается на увеличение поверхности жидкости на единицу площади, называется удельным поверхностным натяжением, или коэффициентом поверхностного натяжения ( [Дж/м²] или [Н/м]). Значение этого коэффициента для известных металлов и сплавов приводится в справочных таблицах. Для металлов, которые контактируют с газовой средой этот показатель достаточно высокий и может составлять (1,01,5)·10⁶ Дж/м².

В данном случае капля удерживается на поверхности по периметру электрода, таким образом: Р_пн = 2r_эл·, где: r_эл – радиус электрода.

При сварке покрытым электродом или под флюсом капля электродного металла может быть обволочена жидким шлаком. В этом случае имеет место некоторое взаимодействие между частицами жидкого шлака и жидкого металла, при этом поверхностные частицы металла не так сильно втягиваются в середину. Для характеристики поверхностной энергии в этом случае применяют коэффициент межфазного натяжения (_мф), который в зависимости от состава шлака может быть в 510 раз меньший от величины поверхностного натяжения на границе с газовой фазой (). Коэффициент межфазного натяжения для каждой пары металл-шлак определяется опытным путем. Сила поверхностного натяжения определяется для такого случая подобно к предыдущему, только вместо коэффициента поверхностного натяжения фигурирует коэффициент межфазного натяжения: Р_пн = 2r_эл·_мф.

Сила поверхностного натяжения всегда удерживает каплю на торце электрода, препятствуя перенесению электродного металла в сварочную ванну.

3. Электромагнитная сила (электродинамическая, магнитоэлектрическая, сила пинч-эффекта) (Р_эм).

К ак показывалось ранее, магнитное поле тока, который проходит по проводнику сжимает его. В общем виде сила пинч-эффекта пропорциональна квадрату тока в проводнике: Р_эм = А·I², где коэффициент пропорциональности определяется опытным путем и составляет величину порядка: А  0,5·10^-7 Н/А². Если проводник жидкий, он, сжимает под действием электромагнитной силы, утончается по средине, образуя шейку. Тогда, благодаря разнице сечений по длине проводника, появляется осевая электромагнитная сила (раньше объяснялось), которая вызвана перепадом плотности тока в разных частях проводника.

В случае, когда проводник (см. рис.) симметричный (а), равнодействующая осевой силы уравновешена, но, если проводник по какой либо причине не симметричный (б), появляется дополнительная не уравновешенная осевая сила, пропорциональная перепаду сечений и направлена от меньшего сечения к большему:

S₁ и S₂ – соответствующие площади сечений проводника, причем: S₁ < S₂.

Cила Р_эм – сжимает жидкий проводник и, соответственно с законом Паскаля (жидкость передает давление во все стороны одинаково), действует вдоль оси жидкого проводника. Сила Р направлена от меньшего сечения к большему, она пытается разорвать самое узкое место проводника.

Конфигурация проводников при сварке (электрод, капля, дуга, сварочная ванна) и соотношение их сечений достаточно разнообразны. Из-за этого нельзя однозначно судить, как будет направлена равнодействующая электромагнитных сил – будет она содействовать или препятствовать переносу электродного металла. Ее влияние рассматривается в каждом случае отдельно. В общем виде считается доказанным, что при крупно капельном переносе равнодействующая электромагнитных сил не большая и мало влияет на перенос, или препятствует ему, а при мелкокапельном – благоприятствует отрыву капель от электрода.

4. Реактивная сила (Р_рс).

Реактивная сила возникает как сила отдачи при интенсивном испарении перегретого металла с поверхности капли, или другие случаи, аналогичные по своему действию. Главные из них такие:

а) сила давления металла, который испаряется при кипении в зоне активного (катодного или анодного) пятна: данная сила считается пропорциональной квадрату силы тока в дуге, через некоторый коэффициент пропорциональности:

Р_рк = В₁·I²;

б) сила давления отскочивших от поверхности катода нейтрализованных атомов и давление бомбардирующих поверхность катода ионов, считается тоже пропорциональной квадрату тока в дуге: Р_ри = В₂·I².

Для упрощения аналитических выкладок силы (а) и (б) объединяют в одну, которую называют реактивной силой (Р_рс), тогда:

Р_рс = Р_рк + Р_ри = (В₁ + В₂)·I², или: Р_рс = В·I²,

где коэффициент пропорциональности (В) определяется опытным путем в зависимости от полярности тока, способа сварки материалов:

- для прямой полярности (капля – катод) В = (1,255,0)·10^-7 Н/А²;

- для обратной полярности (капля – анод) В = (0,080,3)·10^-7 Н/А².

Реактивная сила всегда препятствует переносу электродного металла, иногда может достигать величин, сопоставимых с силой веса капли и существенно влиять на процесс переноса.

5. Сила внутреннего давления газообразования.

М еталл капли, как правило, бывает нагретым до температуры кипения, что приводит к образованию заполненных газами пустот в середине его объема. Кроме С + О₂  СО, что тоже способствует образованию газовых пузырей в середине капли. В объеме жидкой стали 1см³ при окислении 0,05 % углерода образуется до (4070) см³ угарного газа СО. При диаметре капли 3 мм (объем V_к =0,113 см³) в ней может образоваться до газовой фазы. Такое количество газа, если оно образуется достаточно быстро, может разорвать каплю. Наиболее интенсивно газы образуются в наименьшем сечении капли – где она наиболее сильно нагревается током и, таким образом, сила внутреннего давления газообразования может способствовать переносу электродного металла.

Типовые примеры равновесия сил, которые действуют на каплю при сварке.

Сварка с малой плотностью тока.

Свободная дуга. Капельный перенос.

Невысокие значения плотности тока характерные для свободной дуги (которая свободно расширяется) и имеют место, как правило, при ручной дуговой сварке.

Простой логический анализ показывает, что равнодействующая электромагнитных сил, которая зависит от соотношений между сечениями капель, дуги и электрода, в этом случае невелика и осевая электромагнитная сила незначительная, ей можно пренебречь – разница в размерах сечений невелика. Реактивная сила тоже достаточно мала, потому что металл особенно не перегревается. Тогда можно считать, что равновесие капли на торце электрода обеспечивается, преимущественно взаимодействием силы веса и поверхностным натяжением. Имеет место крупнокапельный перенос с короткими замыканиями, или без коротких замыканий. В момент отрыва капли от торца электрода ее размер максимальный и имеет место равенство сил, которые действуют на каплю: силы веса и силы поверхностного натяжения. Именно это условие и определяет равновесие капли в данном случае: Р = Р_пн.

П роанализируем этот случай, считая каплю сферичной по форме, а дугу – такой, которая отвечает каналовой модели К.К. Хренова.

Найдем силу тяжести:

где: m_к – масса капли; V_к – объем капли; _м – плотность материала электрода; r_к – радиус капли; g – ускорение земного тяготения.

Силу поверхностного натяжения найдем из условия, что капля удерживается по периметру электрода:

Р_пн = 2r_эл,

где: r_эл – радиус электрода,  - коэффициент поверхностного натяжения.

Тогда равенство сил может быть подано как уравнение:

из которого можно определить радиус капель в момент отрыва (теоретически максимальный реальный радиус будет несколько меньшим):

Выведенная зависимость показывает прежде всего влияние размера электрода (радиус r_эл) на размер капель электродного металла: r_к = f(r_эл) – этот факт впервые установлен теоретически В.И. Дятловым (из-за чего последнюю зависимость иногда называют формулой Дятлова) и доказано экспериментально на кафедре сварочного производства КПИ аспирантом из КНР Сунь Дзеле (1958 г.).

При отсутствии силы тяжести капля не переносится с электрода на основной металл вообще. Она растет на электроде до огромных размеров или выдувается газовыми потоками из дугового промежутка в окружающее пространство. Поэтому попытки ручной сварки плавящимся электродом в невесомости закончилось неудачей.

На размер капель в значительной мере влияет величина тока в дуге (см. рис. ниже). Причем, эта зависимость имеет ясно выраженный максимум. Т.е., при малых значениях тока его увеличение приводит к росту размера капель, а после достижения максимума, при некотором значении тока (I_кр), размер капель при дальнейшем увеличении тока начинает резко уменьшаться – перенос от капельного переходит к струйному. Характер влияния тока на размер капель зависит от того, или капля – анод, или катод.

П ри обратной полярности (электрод – анод(+) зависимость достаточно плавна – непрерывна: при прямой полярности (электрод – катод (-) максимум резко выражен, наблюдается даже разрыв непрерывности.

Положение точки критического тока перехода от капельного переноса к струйному (I_кр) не всегда совпадает для разных полярностей тока и, даже для одних и тех же материалов, может изменяться в десятки раз.

Сварка с большой плотностью тока.

Сжатая дуга, нестойкий струйный перенос.

К огда радиус столба дуги становится равным радиусу электрода исчезают перепады сечений от электрода к капле и от капли к дуге.

С ростом тока значительно растет электро-магнитная сила Р_эм, которая теперь достаточно интенсивно, но равномерно со всех сторон обжимает каплю, из-за этого равнодействующая электромагнитных сил равна нулю (Р_эм = 0).

Кроме того, анодное или катодное пятно занимает всю поверхность капли, а это значительно интенсифицирует процессы испарения и отталкивание нейтрализованных ионов от катода. Таким образом, значительно увеличиваются реактивные силы Р_ре, которые тоже обжимают каплю. На торце электрода образуется конус, по поверхности которого жидкий металл стекает мелкими каплями, что характерно для струйного переноса. Конус жидкого металла периодически отрывается и падает в сварочную ванну, из-за этого струйный перенос и называют в этом случае нестойким.

Сжатая дуга. Стойкий струйный перенос.

П ри дальнейшем росте плотности тока дуга принимает форму конуса, который расширяется к низу. Равнодействующая электромагнитных сил не равна нулю (Р_эм  0) и тут она направлена тоже от меньшего сечения к большему. Конус жидкого металла сохраняет свою форму, а с его поверхности интенсивно стекает и капает вниз мелкими каплями, а равнодействующая осевой электромагнитной силы отрывает капли разрывая их, что способствует уменьшению их размеров (раздроблению) до очень малых размеров (и что главное для нас – мало зависимы от сил) сравнительно с другими которые действуют в дуге, силой веса при этом можно пренебречь.

Это дает возможность считать, что капли удерживаются в равновесии силами поверхностного натяжения и электромагнитными силами. Равенство именно этих сил есть условие равновесия капли в этом случае: Р_пн = Р_эм.

Каждая из этих сил раньше определялась:

Р_пн = 2·r_эл·, Р_эм = А·I².

Условие равновесия капли позволяет составить уравнение: 2·r_эл· = А·I², из которого можно вычислить критический ток перехода к струйному переносу: напомним, что тут:

 - поверхностное натяжение материала электрода;

r_эл – радиус электрода;

А – постоянная, величина, которая зависит от материала электродов.

Выведенная зависимость достаточно приблизительна, потому что не учитывает разное состояние металла электрода в ситуации является он анодом или катодом и поэтому позволяет судить скорее про порядок величин критического тока, в не про его конкретное значение.

Особенности переноса электродного металла при разных способах сварки.

Ручная дуговая сварка покрытым электродом.

Ручная дуговая сварка покрытым электродом может выполняться в нижнем (поверхность сварочного стола, стенда – горизонтальная плоскость) положении и в верхнем (потолочном) положении, при этом принципиально совсем различны схемы переноса электродного металла имеют место в каждом из этих случаев.

1 . Сварка в нижнем положении.

Этот случай попадает под классическую схему крупнокапельного переноса с короткими замыканиями или без коротких замыканий. Максимальный радиус капли может быть вычислен по формуле В.И. Дятлова: r_к = .

Покрытие, нанесенное на стержень электрода, тоже расплавляется теплом дуги и обволакивает каплю расплавленного металла, таким образом, поверхностное натяжение означает в этом случае межфазное натяжение на границе металл-шлак  = _м-ш. Тогда, разгруппировав постоянные и переменные величины, получим:

Таким образом, два фактора больше всего влияют на размер капель электродного металла в этом случае: размер (диаметр) электрода и поверхностное (межфазное) натяжение. И если размер электрода, как правило, заданный (в зависимости от необходимого значения тока), то межфазное натяжение и, соответственно, размер капель может быть уменьшен путем регулирования состава обмазки (добавление кислых оксидов: Fe₃O₄, MnO₂, SiO₂).

2. Сварка в верхнем (потолочном) положении.

В этом случае практически все силы, которые действуют на каплю (кроме хотя бы реактивной), препятствуют ее переходу в сварочную ванну и, таким образом, выполнение сварного шва становится невозможным без специальных приемов. Сварщик делает искусственное короткое замыкание: ток растет, перемычка между каплей и электродом (самое тонкое место) закипает и взрывается, некоторые остатки капли, большие или малые – зависит от квалификации сварщика, переходят в сварочную ванну и удерживаются там силой поверхностного натяжения металла ванны.

Механизированная сварка под флюсом.

Сварка под флюсом происходит в особой атмосфере газового пузыря, который образуется парами свариваемого металла и флюса, и который полностью изолирован от атмосферы. Это дает возможность выполнить сварку с достаточно высоким значением тока (сотни, а иногда тысячи ампер) и, соответственно, плотность тока. Такие обстоятельства формируют капельный, без коротких замыканий (иногда бывает с короткими замыканиями), или мелкокапельный перенос электродного металла, которые подлежат тем же закономерностям, что и предварительный случай, т.е. размер капель, определяется диаметром электродной проволоки и величиной поверхностного (межфазного на границе жидкий металл – жидкий флюс (шлак) натяжения.

Г лавной особенностью переноса при сварке под флюсом есть то, что часть металла электрода перетекает в сварочную ванну по внутренней расплавленной поверхности газового пузыря, а также то, что достаточно существенная часть электродного металла переносится в виде паров.

На рисунке: 1 – основной металл; 2 – защитный насыпной материал (флюс); 3 – электрод; 4 – капля расплавленного металла на торце электрода; 5 – мелкие капли стекают по расплавленной поверхности флюса; 6 – расплавленный флюс (шлак); 7 – сварочная ванна.

Сварка в среде углекислого газа.

К рупнокапельный перенос с короткими замыканиями наблюдается, как правило, при сварке в среде углекислого газа.

Соответственно с приведенным раньше, радиус капли, в этом случае, тоже описывает формула В.И. Дятлова: и размеры капель электродного металла определяют те же два фактора: поверхностное натяжение и диаметр электродной проволоки.

С пособ сварки в среде углекислого газа создает наиболее сложные обстоятельства для переноса электродного металла: дуга не сжата и струйный перенос не возможен, а поверхностное натяжение на границе раздела газ – металл имеет самые высокие значения: (1,52,0)·10⁶ Дж/м². Кроме того, при высокой температуре углекислый газ диссоциирует на угарный газ и атомарный кислород: CO₂  CO + O. Угарный газ (СО) имеет восстановительные свойства, а атомарный кислород (О) – слабый окислитель. Создается почти инертная среда, которая и содействует увеличению значения поверхностного натяжения. К тому же, еще и соотношение сечений в цепи дуга-капля-электрод складывается таким образом, что равнодействующая электромагнитных сил направлена тоже в верх. Таким образом, на торце электрода образуется капля огромных размеров, которая без специальных приемов не переходит в сварочную ванну, а выдувается давлением дуги наружу. Кроме того, для сварки в среде СО₂ характерна очень большая разница в критических токах перехода при прямой и обра-тной полярности тока 90 А<<<3000 A (см. рис.). Это приводит к тому, что при сварке в СО₂ возможно применять только постоянный ток и он должен быть обратной полярности (электрод – анод, основной металл – катод).

Сварка в среде инертных газов.

При применении инертных газов (Ar, He, или их смеси) для защиты реакционной зоны сварки, условия горения дуги такие (обдувание внешней поверхности газом с высоким потенциалом ионизации и высокой теплопроводностью), что она переходит в сжатую форму при относительно небольших значениях плотности тока. Как следствие этого – струйный перенос электродного металла, т.е. его самая лучшая форма. Однако, для границы раздела газ-металл, как известно, характерны большие значения поверхностного натяжения, поэтому при малых значениях плотности тока может быть нестойкий струйный перенос с редкими, но достаточно крупными каплями, что, обычно, значительно ухудшает качество сварного шва.

Особенности переноса электродного металла при наплавке.

Наплавка выполняется, как правило, металлом резко отличного от основного металла состава. При этом значительная доля основного металла в наплавленном значительно ухудшает качество наплавленного металла и его служебные характеристики. Отсюда вытекает основное требование – минимальное проплавление основного металла и как наименьшее перемешивание основного металла с тем, который наплавляется. Это достаточно противоречивое требование, потому что для уменьшения величины проплавления приходится уменьшать ток, уменьшение тока, как это показывалось выше, приводит к увеличению размера капель и, соответственно, увеличивает перемешивание металла, который наплавляется, с основным, что, в свою очередь, увеличивает долю основного металла в наплавленном.

Методы управления переносом электродного металла.

Исходя из технологических условий достижения приемлемого качества сварного шва (скорость и полнота течения металлургических реакций, формирование сварного шва др.), преимущественное большинство случаев сварки или наплавки плавящимся электродом, желаемым является минимальный размер капель электродного металла. Чем меньший размер капель тем большая их общая поверхность и, значит, тем полнее протекают металлургические реакции. Кроме того, при меньшем размере капель уменьшается разбрызгивание, лучше формируется сварной шов, повышается стабильность горения дуги. Поэтому, именно достижение минимального размера капель будет рассматриваться в дальнейшем, как цель управлением переноса электродного металла.

Для свободной (которая свободно расширяется) дуги методы управления переносом вытекают из анализа формулы В.И. Дятлова:

Считая, что мы не можем управлять величиной ускорения Земного тяготения (g) и плотностью металла, который сваривается (_м) есть величина заданная, то для уменьшение размеров капель (r_к) остается два пути:

- экстенсивный: уменьшение диаметра электрода (r_к);

- интенсивный: уменьшать поверхностное натяжение ().

Уменьшение диаметра электрода ограничено, как правило, заданной величиной сварочного тока, или глубиной проплавления основного металла (толщина соединяемых деталей). Поэтому, при ручной дуговой сварке покрытыми электродами, для уменьшения размера капель электродного металла идут путем уменьшения величины поверхностного натяжения. В покрытие электрода (напомним, что в нашем случае говорится о межфазном натяжении шлак-металл) добавляют так называемые поверхностно активные компоненты, которые резко уменьшают величину межфазного натяжения _м-ш . Для сталей это элементы, или вещества – окислители (O₂, Fe₃O₄, MnO, SiO₂, др.), или соли и оксиды поверхностно активных металлов: цезия, бария, др. грамотный подбор активных компонентов может уменьшить поверхностное натяжение в 10 и больше раз.

Для дуговой сварки в среде углекислого газа уменьшают по возможности, диаметр электрода, кроме того увеличивают скорость его подачи в дугу. Это приводит к принудительным коротким замыканиям, в результате которых разрывается шейка, на которой висит капля и, она перетекает в сварочную ванну. Правда, при этом значительная часть металла разбрызгивается.

Е сть другой, радикальный способ улучшения условий переноса – уменьшения поверхностного натяжения, но проблематично организовать присутствие поверхностно-активных компонентов в зоне сварки в этом случае. Один из известных путей – добавление в защитный углекислый газ некоторого количество кислорода (до 510%) для создания окислительной среды и уменьшения величины поверхностного натяжения. Но небольшое количество кислорода слабо влияет на процесс, а увеличение количества значительно ухудшает свойство металла шва. Другой путь преодоление этой проблемы – применение так называемого активированной проволоки (см. рис.). из обычной сварочной проволоки изготавливают специальный профиль, в который засыпают поверхностно-активные вещества, как правило, соли или оксиды редкоземельных элементов или их смеси. Потом этот профиль с засыпкой (шихта) скатывают в проволоку, которую и используют для сварки. значительное уменьшение поверхностного натяжения дает возможность обеспечить приемлемое качество сварного шва при увеличенных в 23 раза, сравнительно с обычной проволокой, величинах сварочного тока, что значительно повышает производительность труда. Кроме того, повышение тока позитивно влияет на процессы саморегулирования дуги, что открывает дорогу к широкой роботизации процессов сварки в СО₂.

Для сжатой дуги.

Улучшение условий переноса электродного металла при сварке в среде инертных защитных газов, когда дуга существует в сжатой форме, возможно путем повышения температуры дуги: обжатием (увеличением подачи защитного газа или уменьшение сечения дуги другим путем) или увеличение тока в дуге. Иногда, особенно при сварке цветных металлов и сплавов, практикуют уменьшение величины поверхностного натяжения () путем создания окислительной среды. Для этого в газовую фазу подают небольшое количество (35%) углекислого газа, или кислорода, или их смесь. Сварка, таким образом, проводится в смесях: Ar + O₂, Ar + CO₂, Ar + CO₂ + O₂.

В каком либо случае, как для свободных, так и для сжатых дуг, в среде защитных газов создание двойной или тройной газовой защиты связано со значительными техническими трудностями и экономически достаточно затруднительно для исполнителей таких рекомендаций.

Универсальный метод: импульсно-дуговая сварка.

При сварке в среде защитных газов и для свободных, и для сжатых дуг для управления переносом электродного металла применяют подачу на дугу специальных электрических импульсов значительной силы (см. рис.). в момент подачи импульса дуга практически мгновенно переходит в сжатую форму с резким уменьшением диаметра.

Р авнодействующая электромагнитных сил в этот момент оказывается направленной вниз и, пребывая пропорциональной квадрату силы тока, срывает каплю с торца электрода и сбрасывает ее в сварочную ванну. Остается только достаточно сложная задача выбора частоты подачи импульсов таким образом, чтобы в момент подачи импульса капля была уже достаточных размеров, но чтобы соотношение диаметров токоведущих частей в цепи электрод-капля-дуга-ванна складывалось так, что равнодействующая электромагнитных сил была бы направлена в нужную сторону.

Особенности горения дуги переменного тока.

Питание сварочной дуги электрической энергией есть сложная и трудная в практической реализации задача. С одной стороны, дуга, как саморегулирующий процесс, требует для своего существования неиссякаемого и неограниченного снабжения энергии, с другой стороны, такую благодать не способна обеспечить не один реальный источник питания. Возможные компромиссы ищут на разных путях и, как показал опыт, один из наиболее эффективный из них в плане удешевления ресурсов, экономного использования энергии и минимизации материалоемкости самого источника питания – это использование переменного тока промышленной частоты. В этом случае источник питания дуги представляет собой только понижающий трансформатор с возможностью работы в режиме коротких замыканий (падающая вольт-амперная характеристика). Конструкция, которая содержит в себе только обмотки из медной проволоки, намотанные на мощную сердцевину из трансформаторной стали, способна работать сотни лет, обеспечивая коэффициент полезного действия 8090% и по стоимости в 24 раза ниже от выпрямителя, который может питать дугу постоянным током, имеет намного ниже надежность и КПД не более 60%.

Поэтому уже в начале промышленного применения сварочных технологий ученые и инженеры прилагали усилия по применению питания дуги переменным током. Но столкнулись на этом пути ужасным явлением низкой стабильностью процесса: или дугу не возможно было зажечь или она прерывалась сразу после зажигания или погасала спонтанно в самые не предвиденные моменты. Очевидно, есть такие особенности дуги переменного тока, которые приводят к этим печальным последствиям.

Переменный ток промышленной частоты представляет собой синусоидальные колебания напряжения частотой 50 герц (в Европе и Азии). Это означает, что в соответствии с законом о гармоничных колебаниях напряжение периодически меняется от нуля до максимального значения, при этом дважды за период меняя полярность (U_xx). Теперь вспомним рассмотренный в предыдущем разделе вывод вольт-амперной характеристики дуги – там нигде не встречается напряжение, которое от источника питания приходит к дуге.

Правда, наиболее простая из возможных форма записи вольт-амперной характеристики дуги: U_д = a + bL_д,

где: а – сумма катодного и анодного падений напряжения;

b – коэффициент, который зависит от свойств газов дугового промежутка;

L_д – длина дуги.

Таким образом, напряжение, при котором горит дуга, есть свойство данной дуги, и она теоретически никак не зависит от электрических свойств источника питания. В тоже время напряжение источника питания, как показывалось выше, может принимать значения от нуля до напряжения холостого хода (+U_xx) и в последующем полупериоде снова от нуля до напряжения холостого хода, но в обратной полярности (-U_xx). Это коллизия решается очень просто: дуга может гореть только в те промежутки времени, когда поточное значение напряжения источника питания (по своей абсолютной величине) в своих колебательных сменах равно или больше напряжения горения дуги U_д и не может гореть, когда это условие не выполняется, т.е. должно выполняться условие: U  U_д.

Рассмотрим эти противоречия на некоторых примерах. Ниже приведены осциллограммы (зависимости от времени (t) напряжения и тока в дуге) при горении дуги на воздухе между графитовыми (угольными) электродами. При этом, электрической энергией дугу обеспечивает источник питания переменного тока промышленной частоты 50 Гц с напряжением холостого хода  U_xx. Пускай дуга горит (промежуток времени t₁ t₂). В это время напряжение холостого хода источника питания превышает необходимую для горения дуги, дуговой процесс возможен и он на самом деле происходит. Но, в момент времени t₂ напряжение от источника питания становится равным, а потом и меньшим за необходимое. Дуговой процесс становится не возможным, ток в дуге отсутствует (I = 0). Дуга не может гореть даже до момента времени t₃ в следующем полупериоде. Казалось бы, она могла б загореться раньше (в момент времени t_?), когда наступило равенство н апряжения холостого хода и напряжения, необходимого для горения дуги. Но, пока дуга не горела (в промежутке времени t₂ t₃) в ней не выделялась теплота. В то же время происходили процессы диффузии разогретого газа и заряженных частиц в окружающее пространство, рекомбинация ионов (уменьшилась температура дуги). Все это привело к ухудшению проводимости газов дугового промежутка и потому дуга загорится позднее (в момент времени t₃), когда напряжение холостого хода значительно превысит (по абсолютной величине) напряжение горения дуги. Но, когда дуговой процесс восстановится, напряжение на дуге сразу станет таким, каким его определяет ВАХ дуги: U_д = a + bL_д. Такой же процесс имел место и в начале первого полупериода (t_?  t₁) и будет в начале каждого последующего полупериода, независимо от полярности. Таким образом, при горении дуги переменного тока, такие наиболее главные особенности мешают сварщикам:

- в каждом полупериоде напряжение меняет полярность + U_xx, - U_xx;

- дважды за каждый период дуга гаснет и загорается снова;

- в начале каждого полупериода в момент восстановления дугового процесса наблюдается импульс напряжения, который носит специальное название – пик зажигания дуги.

Очевидно, что чем больше величина пика зажигания, тем менее стабильной будет дуга и тем больший промежуток времени она не будет гореть. И если с погасанием и повторным зажиганием дуги, при питании ее переменным током, бороться принципиально невозможно, то вредное влияние пика зажигания на стабильность дугового процесса можно ослабить повышением напряжения холостого хода источника питания или добавлением в газовую фазу дуги компонентов с низким потенциалом ионизации (натрий, калий, кальций, др.).

Периодическое изменение полярности потребляемого напряжения то же имеет свои негативные последствия. Последующий рисунок показывает подобные к предыдущим осциллограммы напряжения и тока при горении дуги на воздухе, но между электродами из графита и стали. Смена полярности потребляемого напряжения в каждом полупериоде приводит до того, что катод и анод попеременно меняются местами. Т.е. главные носители электричества в дуге – электроны, поставляются в дугу в разные полупериоды разными катодами: то графитовым, то железным.

Н о, эти материалы эмитируют электроны разными механизмами: графит – «горячий» катод (термоэлектронная эмиссия), сталь – «холодный» катод (лавиноподобная автоэлектронная эмиссия). Соответственно, будет значительная разница в количестве электронов, которые попадают в дугу в разные полупериоды, разной будет проводимость дугового промежутка и, как следствие, разной будет падение напряжения на дуге во все положительные (U_д) и во все отрицательные (U_д) полупериоды. Разным будет и ток, который проходит через дугу в разные полупериоды: если проводимость дуги лучше, то падение напряжения меньше, а ток больше, и наоборот, если проводимость дуги хуже, то падение напряжения больше, а ток меньше.

Т акая несимметрия напряжения и тока в дуге в разные полупериоды приводит к тому, что в электрическом круге «дугаисточник питания» имеет место некоторая постоянная составляющая напряжения (U) и циркулирует некоторый постоянный ток (I). Этот постоянный (симметрично-переодичный) ток в случае сильных отличий в эмиссии электронов материалами, между которыми горит дуга, бывает достаточно значительным (сотни ампер), а иногда может вывести со строя источник питания. Явление появления в переменном токе постоянной составляющей носит специальное название: вентильный эффект (в старые времена выпрямитель тока назывался вентиль). Следует подчеркнуть, что несимметрия тока и напряжения при питании дуги переменным током – вентильный эффект – всегда присутствуют, в той или другой мере, потому что электрод и сварочная ванна всегда существуют в разных условиях и по-разному эмитируют электроны в дугу. Например, температура капли на торце электрода бывает часто равной температуре кипения материала электрода, а температура ванны только в незначительной мере превышает температуру плавления свариваемого материала (для стали это 3013К и 1760К). Это ставит требования к конструкции источника питания дуги переменным током: она обязательно должна быть способной проводить постоянный ток (1020% о рабочего тока).

Вентильный эффект может быть на столько значительным, что в одном полупериодов дуга гаснет вообще и ток через нее не проходит. Например, в том случае, когда поверхность одного из электродов, между которыми горит дуга, покрыта добавками, которые мешают выходу э лектронов или становят невозможным его вообще. Следующая осциллограмма иллюстри-рует процесс горения дуги в воздухе между графитовым и алюминиевым электродами. Кислород, который есть в воздухе, окисляет алюминий, образуя на его поверхности пленку оксида Al₂O₃. Это достаточно стойкое при высокой температуре соединение, которое не проводит электрический ток. Таким образом, в те полупериоды, когда катодом должен служить алюминий, эмиссия электронов становится не возможной и ток через дугу не проходит. Падения напряжения на дуге нет (наблюдается напряжение холостого хода источника питания) и ток равен нулю. Угасание дуги длится по времени несколько дольше чем длительность полупериода: добавляется время, которое дуга не горит в противоположном полупериоде, когда U < U_д. Ток протекает через дугу только в те полупериоды, когда катодом служит материал, способный поставлять в дугу электроны, в данном случае – графит. Но возобновление дугового процесса в эти полупериоды сопровождается пиком зажигания, величина которого может достигать иногда напряжения холостого хода источника питания (дуга достаточно долго не горела). Дуговой процесс в этом случае очень не стабильный и может часто самостоятельно прерываться.

Сложности в преодолении несимметричности напряжения и тока в дуге, зависимых от многих, часто трудно прогнозируемых причин, привели конструкторов источников питания дуги к созданию приборов, которые обеспечивают дугу электричеством в виде разнополярных импульсов, причем, параметры импульсов каждой полярности регулируются отдельно.

Дуговая сварка плавящимся электродом в большинстве случаях сопровождается капельным переносом электродного металла. При ручной дуговой сварке покрытым электродом переход капли с электрода в сварочную ванну часто происходит с короткими замыканиями дугового промежутка. При коротком замыкании напряжение на дуге становится почти равным нулю, а ток достигает максимально возможного в данном электрическом кругу значения. Последний рисунок показывает такие моменты коротких замыканий при переходе капель электродного металла с электрода в сварочную ванну. После перетекания капли дуговой процесс стабильно восстанавливается. Таким образом, короткие замыкания не есть источником нестабильности дуги переменного тока, но увеличение тока в кругу дуги во время короткого замыкания может достигать значительных величин, если не принять специальные приемы по его ограничению.

НАГРЕВАНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ ПРИСАДОЧНОГО МЕТАЛЛА

Термические циклы присадочного металла самостоятельного значения не имеют и интересуют лишь постольку, поскольку влияют на плавление электродного металла (металл, при этом присадочный).

Для электродов с покрытием термический цикл в них может влиять на свойство покрытия, на качество защиты зоны сварки покрытием, на химические реакции в покрытии.

Все случаи нагревания присадочного металла можно разделить на два типовых случая (две схемы).

- присадочный стержень имеет ограниченную длину, место подвода тока фиксировано (ручная дуговая сварка штучным электродом);

- присадочный стержень неограниченный, при этом он движется относительно места подвода тока (механизированная сварка плавящейся проволокой).

Стержень ограниченной длины с фиксированным токоподводом.

Выделим отдельно нагревание электрода током, который по нему проходит и теплом дуги соответственно с правилом суперпозиции (наложения) результаты обоих процессов суммируются, при этом для нагревания дугой начальной считается температура подогрева электрода током.

Электрод нагревается током, отдавая часть тепла в окружающую среду. При незначительных размерах и массе электрода теплоотдача с его боковой (цилиндрической) поверхности может достигать высоких значений.

Сначала рассмотрим нагревание электрода током, который проходит по нему при сварке.

Составим уравнение мгновенного теплового баланса (в бесконечно малых приращениях – дифференциальное): dQ = dQ_j + dQ_a,

d Q – накопление теплоты в теле электрода;

dQ_j – теплота Джоуля-Ленца (выделяется в металлической части (стержне) электрода при прохождении электрического тока;

dQ_a – отдача тепла в окружающую среду с внешней поверхности электрода.

Приход тепла в электрод радиусом r_эл определяется так:

dQ = с·V_эл·dT,

с - объемная теплоемкость;

V_эл – объем электрода;

Т – прирост температуры.

Объем электрода определим как объем цилиндра (произведение площади основания на высоту):

V = r ·L_ст,

тогда приход тепла будет:

dQ = с·r ·L_ст·dT

тепло, которое выделяется при прохождении электрического тока по проводнику, определяется по закону Джоуля-Ленца: Q = I²Rt,

где: I – ток; I = j·F_ст; R – сопротивление проводника, R = _j· ,

где: j – плотность тока,

_j – удельное электрическое сопротивление материала стержня;

F_ст – площадь сечения токоведущей части (стержня): F_ст = r ,

t – время, на протяжении которого происходит выделение тепла.

Тогда, за бесконечно малое время dt выделится тепло dQ_j :

dQ_j = (j·F_ст)²·_j ·dt, или: dQ_j = _j·j²·F_ст·L_ст·dt,

и так: dQ_j = _j·j²·r ·L_ст·dt.

Тепло, которое выделяется в окружающее пространство нагретым электродом может быть найдено по правилу Ньютона:

Q = ·dQ (TT_c)·F·t,

где:  - коэффициент полной поверхностной теплоотдачи;

Т – температура нагретой поверхности;

T_c – температура окружающей среды;

F – площадь, которая выделяет теплоту;

t – время, на протяжении, которого происходит выделение тепла.

Или, в бесконечно малых приращениях: dQ_ = (TT_c)·2r_элL_ст·dt, теперь, учитывая полученные зависимости, уравнение теплового баланса будет иметь вид:

с·r ·L_ст·dT = _j·j²·r ·L_ст·dt  ·(TT_c)·2r_элL_ст·dt,

или, после преобразований и сокращений:

с·r · = _j·j²r  2·(TT_c)·r_эл.

Решение этого дифференциального уравнения, как стационарного, невозможно по физической сути [T=f(t)]; как линейного тоже не возможно, потому что свойство материала [с, _j, = f(Т)], в значительной мере, зависит от температуры, а размеры и масса электрода относительно малы, что лишает систему тепловой инерции. При условии, что коэффициенты с, _j,  зависят от температуры, аналитического решения это уравнение не имеет. Методом последовательных приближений оно может быть решено, применяя современную вычислительную технику или можно пользоваться специальными номограммами приведенные в справочной литературе.

Надлежит особенно отметить, что температура нагревания электрода током больше всего зависит от плотности тока и величины удельного сопротивления. Удельное сопротивление металлов увеличивается с ростом температуры (для аустенитных сталей, например, значительно увеличивается, что достаточно существенно влияет на нагрев электрода).

Кроме тока, который по нему проходит, электрод нагревается источником тепла на своем торце (где горит дуга). Принято считать температуру источника тепла на торце электрода равной температуре капель электродного металла, а именно источник – плоским, который движется по электродному стержню со скоростью плавления электрода.

Процесс нагревания в этом случае кратковременный и интенсивный, поэтому теплоотдачей можно пренебречь. Используя уравнение граничного состояния при действии в стержне подвижного плоского источника тепла, получим: Т – Т_j = (T_к - Т_j)·e ,

где: Т – поточная температура стержня;

Т_j – температура нагревания электрода током;

T_к – температура капель электродного металла, чаще всего прини-мается равной температуре кипения металла электрода (T_к = Т_кип);

w_e – скорость плавления электрода;

а – коэффициент температуропроводности материала электрода;

х – расстояние вдоль электрода от его торца.

Приведенный ниже рисунок иллюстрирует эту схему:

П остепенное нагревание электрода током во время сварки может привести к его значительному перегреву, а это ставит существенные ограничения на повышение сварочного тока и, соответственно, на повышении продуктивности труда при ручной дуговой сварки покрытыми электродами. До температуры плавления электрод, обычно же, током, который по нему проходит, не нагревается, но уже при температуре 400500°С обмазка электрода начинает отваливаться с него, что делает процесс сварки невозможным. Из-за этого изготовители электродов ограничивают их длину для того, чтобы за время плавления одного электрода он не перегревался выше указанной температуры.

Стержень неограниченной длины, который движется относительно точки подвода тока, при механизированной подаче тоже нагревается от двух источников тепла – дуги и тока, который проходит по проволоке.

Но принцип нагревания электрода током другой: разные участки электродного вылета нагреваются током в разное время. Соответственно, разной будет и температура – чем дольше участок находится под действием электрического тока, тем больше будет его температура.

Область 1 нагревается на протяжении времени t₁, найдем это время:

t₁ = ,

где: L – длина вылета электрода;

w – скорость подачи электрода в дугу;

о бласть 2 нагревается время t₂:

t₂ = ,

область 3 нагревается время t₃:

t₃ = .

На торце электрода время подогрева его током наибольшее:

t_max = .

Малое время нагревания электрода током в этом случае дает возможность пренебречь теплоотдачей. Тогда окажется, что температура нагревания вылета электрода током Т = f(x) приблизительно пропорционально времени нагревания и, таким образом, линейно зависит от длины вылета электрода.

Линейная зависимость температуры подогрева током (Т_j) от длины вылета электрода (х) может быть выражена пропорцией:

Т_j = Т_{j max}·

Т_{j max} – максимальная температура нагрева вылета электрода током, которая достигается на торце электрода.

Определение этой температуры сопровождается некоторыми трудностями, но в общем метод остается подобным к предыдущему.

Сложим уравнение мгновенного теплового баланса, составляющие которого, если пренебречь теплоотдачей, будет накопление тепла на вылете электродной проволоки и выделение теплоты вследствие прохождения по вылету электрического тока (dQ = dQ_j):

а) накопление тепла в стержне определяется по стандартной методике:

dQ = c·V·dT = c·L·F_эл·dT,

где: c - объемная теплоемкость, V – объем металла, который нагревается, F_эл – площадь сечения электрода, L – длина вылета электрода; dT – разница температур (вычисляются бесконечно малые величины);

б) выделение теплоты от тока, который проходит по проводнику, определим по закону Джоуля-Ленца: dQ_j = I²·R·dt,

cчитая, что: I = jF_эл, и R = _j , получим:

dQ_j = j²F ·_j ·dt = j²F_эл·_jL·dt,

где: I – ток в проводнике, R – сопротивление проводника, j – плотность тока, _j – удельное сопротивление проводника, dt – время, на протяжении которого происходит процесс (вычисляются бесконечно малые величины).

Тогда уравнение мгновенного теплового баланса будет:

c·L· F_эл·dT = j²F_эл·_jL·dt,

отсюда, после сокращений и преобразований, получим выражение, которое дает возможность найти приращение температуры вылета электродной проволоки за бесконечно малое время:

dT =

полученная зависимость с некоторой степенью приближения может считаться дифференциальным уравнением нагрева вылета электрода током, который по нему проходит. Решение этого дифференциального уравнения затруднено потому что теплофизические свойства материала (коэффициенты _j, c) зависят от температуры. Таким образом, считая, что и удельное сопротивление и объемная теплоемкость являются постоянными величинами _j = const, c = const, получим: T_j  T_o =

где: T_j – температура подогрева электрода током;

T_o – начальная температура электрода (как правило, принимается равной нулю: T_o = 0);

t - время, на протяжении которого протекает ток по части электрода, в котором определяется температура.

Как показывалось выше, максимального значения температура подогрева электрода током достигает на его торце перед расплавлением, именно эта температура и есть наиболее важной для определения (электродная проволока не должна расплавляться до попадания в дугу, иначе процесс сварки будет нарушен). Эту температуру легко найти, зная, что для торца электрода время пребывания под действием тока максимально: t_max = , тогда наибольшая температура подогрева электрода током на его торце будет: Т_{j max} =

Выведенная зависимость является достаточно приблизительной, потому что теплофизические свойства металлов (соответственно и коэффициенты уравнения) сильно зависят от температуры.

Для определения температуры нагрева вылета электрода током, можно пользоваться номограммами для покрытого электрода, подставляя туда максимальное время прохождения тока t_max.

Приращение температуры от нагрева вылета электрода дугой может быть определено так же, как и по предварительной схеме:

Т – Т_j = (T_к - Т_j)·e

Но это редко бывает рационально, потому что механизированная подача электрода осуществляется с такими скоростями, что тепло дуги не успевает распространится по стержню электрода.

Нагрев электродной проволоки током при механизированной сварке не редко может быть таким значительным, что прерывается процесс беспрерывной подачи электрода – она расплавляется раньше, нежели попадает в дугу (плотность тока при механизированной подаче может быть на порядок больше, нежели при ручной дуговой сварке).

ПРОПЛАВЛЕНИЕ ОСНОВНОГО МЕТАЛЛА СВАРОЧНОЙ ДУГОЙ

Общие положения.

Проплавление основного металла при сварке проводится с целью соединения между собой свариваемых деталей. Сварные соединения можно разделить на две группы:

1. Соединение, в которых свариваемые детали можно соединять без участия присадочного (дополнительного) металла (применяется для металлов малых толщин).

2. Соединения, для выполнения которых необходим присадочный металл (применяется для металла средней и большой толщины).

В обоих случаев теоретически необходимо, для проплавления основного металла, глубина могла бы быть минимальной (до десятых долей миллиметра), но практически это не достижимо, а на самом деле для выполнения качественного соединения приходится расплавлять достаточно значительные объемы металла. В каком либо случае следует всеми путями пытаться минимизировать количество основного металла, который расплавляется, потому что лишний перегрев приводит к развитию таких вредных явлений, как температурные деформации, ухудшение структуры металла, образование трещин.

Основной (свариваемый) металл, который во время выполнения сварного соединения пребывает в расплавленном состоянии, называется сварочная ванна. Сварочная ванна ограничена изотермической поверхностью, которая соответствует температуре плавления (Т_пл).

В зависимости от условий и параметров ведения процесса возможны разные формы проплавления основного металла, название которых исторически сложились соответственно к главным характерным особенностям горения дуги при дуговой сварке:

а) поверхностная дуга – чаще всего встречается при наплавке и при сварке в среде углекислого газа (СО₂);

б) погруженная (утопленная) дуга – чаще всего встречается при сварке покрытыми электродами;

в) дуга под флюсом – чаще всего встречается, соответственно, при механизированной дуговой сварке с использованием флюсов.

Для характеристики сварочной ванны используются такие показате-ли:

L – длина ванны:

В – ширина ванны;

F_н – площадь проплавления;

А – усиление шва;

Н – глубина проплавления (прова-ра).

Очертание сварочной ванны и, соответственно, характеристики проплавления основного металла описывают такими параметрами:

- относительная глубина проплавления _пр =

- коэффициент формы провара _пр =

- коэффициент полноты проплавления _пр =

- коэффициент высоты наплавки _н =

- коэффициент формы валика _в =

- коэффициент полноты валика _в =

Теоретическое определение формы, размеров и параметров сварочной ванны сводится к построению изотермической поверхности, или хотя бы изотермической линии на поверхности изделия, которая отвечает температуре плавления материала, который сваривается Т_пл. Для этого используют известные из теории типовые схемы расчетов температурных полей при сварке.

Параметры проплавления при наплавке на малых токах.

В этом случае используется типовая схема расчетов «Подвижный точечный источник тепла на поверхности полубесконечного тела с адиабатической границей» (ПТИ).

Приращение температуры, в какой либо точке тела определяется при этом такой зависимостью:

где: Т – температура в заданной точке тела;

q – эффективная тепловая мощность дуги: q = I_свU_д,

Т_о – начальная температура (это может быть температура предварительного подогрева, или, в случае исследования высокотемпературной области, иногда принимается равной нулю);

тут:  - эффективный коэффициент полезного действия дуги,

I_св – сварочный ток, U_д – напряжение на дуге;

 - коэффициент теплопроводности;

R – радиус вектор заданной точки в прямоугольной системе координат;

R² = х² + у² +z²;

V – cкорость сварки; а – коэффициент температуропроводности.

Типичный вид распределения температур для этого случая и схема построения изотерм изображены на рисунке ниже.

Изотермическая поверхность представляет собой тело вращения (элепсоид), полученное вращением поверхностной изотермической линии вокруг оси ОХ и аналитически в явном виде из приведенной зависимости не находится. Можем найти крайние точки поверхностной изотермы плавления на оси ОХ.

На поверхности вдоль оси ОХ координаты z = 0 и у = 0,

Т аким образом, R² = х², тогда приращение температуры определит зависимость:

эта зависимость может быть разбита на две самостоятельные формулы:

впереди дуги х = х, тогда:

Т_пл =

сзади дуги х =  х, тогда е^о = 1, таким образом:

Т_пл =

(где индексы обозначают: в – впереди дуги, с – сзади дуги).

Подставляя в эти зависимости значение температуры плавления материала, который сваривается, можно найти соответствующие точки и определить длину сварочной ванны: L = х_в + х_с.

Ширина сварочной ванны соответствует двойной ординате температуре плавления: В = 2у_пл.

Ордината у_пл отвечает области, в которой максимальной есть температура плавления и может быть найдена соответствующими процедурами (как для точки экстремума функции): что представляет собой трудоемкую операцию, поэтому чаще пользуются номограммами, построенными Н.Н. Ры-калиным, которые приведены в справочной литературе. Промежуточные точки изотермы находят или методом последовательных приближений, или графически (см. рис. выше).

Площадь проплавления находится как площадь полуокружности, подчеркнутой изотермой в плоскости ZOY:

Параметры проплавления при сварке плавлением за один проход на малых токах.

В этом случае используется типовая схема расчетов «Подвижный точечный источник тепла в пластине с теплоотдачей» (ПЛИ).

Приращение температуры в какой либо точке тела определяется в этом случае такой зависимостью:

где: Т – температура в заданной точке тела;

Т_о - начальная температура (это может быть температура предварительного подогрева, или, в случае исследования высокотемпературной области, иногда принимается равной нулю);

q – эффективная тепловая мощность дуги: q = I_свU_д,

I_св – сварочный ток,

U_д – напряжение на дуге;

s – толщина пластины;

V – cкорость сварки;

 - коэффициент теплопроводности;

а – коэффициент температуропроводнос-ти;

 - эффективный коэффициент полезно-го действия дуги;

К_о() – функция Бесселя второго рода нулевого порядка;

R – радиус вектор заданной точки в прямоугольной системе координат;

R² = х² + у² +z²;

b – коэффициент температуроотдачи (несмотря на достаточно малое время существования сварочной ванны в жидком виде (несколько секунд) теплоотдачей пренебрегают: b = 0).

Аналитические вычисления, даже методом последовательных приближений, при участии функции Бесселя достаточно тяжелы, из-за этого пользуются или графическими построениями (см. рис. выше), или номограммами, построенные Н.Н, Рыкалиным для вычисления ширины зоны, которая нагревается до заданной температуры, задавая температуру плавления Т_пл. Площадь проплавления находят аналогично к предыдущему, зная ординату изотермы плавления у_пл: F_пр = 2у_пл·s = B·s.

Параметры проплавления при мощных режимах наплавки.

В этом случае используется типовая схема расчетов «Мощный быстродействующий точечный источник тепла на поверхности полуограниченного тела с адиабатической границей» (МБТИ).

Приращение температуры в какой либо точке тела определяется в этом случае такой зависимостью:

где: Т – температура в заданной точке тела;

Т_о - начальная температура (это может быть температура предварительного подогрева, или, в случае исследования высокотемпературной области, иногда принимается равной нулю);

q – эффективная тепловая мощность дуги: q = I_свU_д,

тут:  - эффективный коэффициент полезного действия дуги, I_св – сварочный ток, U_д – напряжение на дуге;

 - коэффициент теплопроводности;

R – радиус вектор заданной точки в прямоугольной системе координат; R² = х² + у² +z²;

V – cкорость сварки;

t – время, которое вычисляются с момента, когда дуга проходит площадь, в которой находится точка, для которой определяется температура;

а – коэффициент температуропроводности.

Типовая форма изотермы на поверхности тела и глубина проплавления представлены на рисунке ниже.

Схемы расчетов температурных полей, которые применяют мощ-ные быстродействующие источники тепла выгод-ны тем, что дают возможность находить аналитические решения. В данном случае для изотермы на поверхности тела координата z = 0, а если находить длину сварочной ванны (вдоль оси ОХ), то и координата у = 0, таким образом, выявится, что: отсюда можно найти время существования сварочной ванны:

теперь, зная скорость сварки, можно легко вычислить длину сварочной ванны: L = V·t_сущ, или: L =

отсюда делается важный вывод: в случае, когда скорость сварки превышает скорость распространения тепла в теле, длина сварочной ванны зависит только от теплофизических свойств материала (, Т_пл) и начальной температуры (Т_о) и не зависит от скорости сварки.

Ширину сварочной находят из известной зависимости для максимальной в данной точки температуры (схема МБТИ):

кроме известных, тут фигурируют:

е – число Непера (основа натуральных логарифмов), с - объемная теплоемкость: с – удельная теплоемкость,  - плотность материала ( = а·с).

отсюда можно найти ординату изотермы плавления (у_пл), для точек которой температура плавления как раз и будет максимально достижимой

(Т_пл = Т_max): у_пл =

или, считая, что и сделав для удобства некоторые преобразования, можно записать так: у_пл =

Ширина сварочной ванны находится, как и в предыдущих случаях, из равенства: В = 2у_пл.

Площадь проплавления есть площадь полукруга, очерченного ординатой изотермы плавления у_пл: или:

От сюда:

Последняя зависимость вынуждает сделать еще один важный вывод: площадь проплавления прямо пропорциональна погонной энергии сварки и обратно пропорциональна начальной температуре изделия ( Т_о в знаменателе).

Начальная температура иногда может быть температурой предварительного подогрева, а , поэтому, может составлять сотни градусов и существенно влиять на длину сварочной ванны, ее объем, площадь проплавления основного металла и др.

Параметры проплавления при сварке пластин за один проход на больших токах.

В этом случае используется типовая схема расчетов «Мощный быстродействующий линейный источник тепла в пластине с теплоотдачей» (МБЛИ).

Приращение температуры в какой либо точке тела определяется в этом случае такой зависимостью:

где: Т – температура в заданной точке тела;

Т_о - начальная температура (температура предварительного подогрева);

q – эффективная тепловая мощность дуги: q = I_свU_д,

тут:  - эффективный коэффициент полезного действия дуги, I_св – сварочный ток, U_д – напряжение на дуге;

V – cкорость сварки; s – толщина пластины;

 - коэффициент теплопроводности; с - объемная теплоекость:

с – удельная теплоемкость,  - плотность материала ( = а·с);

а – коэффициент температуропроводности;

t – время, которое вычисляются с момента, когда дуга проходит площадь, в которой находится точка, для которой определяется температура;

у – расстояние от оси сварного шва до точки, для которой находим температуру;

b – коэффициент температуроотдачи (несмотря на достаточно малое время существования сварочной ванны в жидком виде (несколько секунд) теплоотдачей пренебрегают: b = 0).

Длину сварочной ванны найдем традиционно – как расстояние между точками, которые нагреваются до температуры плавления, вдоль оси сварного шва ОХ (у = 0, е^о = 1). При этом, если Т = Т_пл, тогда время и есть существование сварочной ванны t_сущ (t = t_сущ).

Тогда:

отсюда, время существования ванны:

теперь можно найти длину сварочной ванны, как L = t_сущ·V;

Ширину сварочной ванны найдем из известного выражения для максимальных температур (полученного из решения уравнения , при условии отсутствия теплоотдачи(b = 0): Т_max – T_o =

отсюда: y_max = если считать Т_max = Т_пл, тогда y_max = у_пл и, соответственно, В = 2у_пл, тогда ширина сварочной ванны будет:

Или, при том, что получим: .

Площадь проплавления найдем, как площадь прямоугольника, ограни-ченного в пластине изотермами температуры плавления (Т_пл): F_пр = В·s,

т.е.:

как видно, и в этом случае площадь проплавления основного металла дугой, прямо пропорционально погонной энергии сварки и начальной температуре изделия (Т_о) (это может быть температура предварительного подогрева).

ТЕПЛОВАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ ПРОЦЕССА ПРОПЛАВЛЕНИЯ

Аналитические исследования эффективности процесса проплавления основного металла проводятся только для расчетных схем мощных быстродействующих источников тепла, поскольку в других случаях не удается выразить аналитически необходимые параметры в явном виде и, соответственно, вывести аналитические зависимости.

1 . Тепловая эффективность процесса проплавления при наплавке большими токами на массивное тело (МБТИ).

Площадь проплавления (F_пр), как показывалось выше, при этом определяется полукругом, очерчен-ный радиусом равным глубине проп-лавления (Н). Очевидно, что при длине сварного шва L_ш в основном металле проплавляется объем (V_пр), равный объему полуцилиндра с площадью основания F_пр и высотой L_ш, т.е.: V_пр  F_пр·L_ш, а длина шва может быть найдена из зависимости: L_ш = V·t_ш,

где: V – скорость сварки, t_ш – время выполнения шва.

Количество теплоты, которая затрачивается на проплавление этого объема металла, может быть определена так: Q_пл = F_пр·Vt_ш··S_пл,

где:  - плотность материала;

S_пл – теплосодержание расплавленного металла – это количество тепла, накопленного при расплавлении единицы массы (включая в себя и скрытую теплоту плавления).

С другой стороны, при горении дуги затраченная энергия, которая, как и какого либо проводника, определяется по закону Джоуля-Ленца:

Q_пл = IUt_ш,

где: I – сварочный ток, U – напряжение дуги.

Тепловую эффективность проплавления характеризует полный тепловой коэффициент полезного действия, который есть отношение энергии, затраченной на проплавление основного металла к энергии, затраченной на горение дуги:

в этой зависимости каждая из энергий оказывается отнесенной ко времени выполнения шва (t_ш), поэтому, вместо того, чтобы сокращать на t_ш, она может быть заменена отношением мощностей: мощности проплавления (q_пл) к полной мощности дуги (q_пол).

Но не вся энергия и, соответственно, мощность дуги затрачивается на плавление и нагревание основного металла, часть рассеивается в окружающее пространство в виде излучения, разбрызгивание жидкого металла, испарение и т.д. Доля мощности дуги, которая затрачивается лишь на нагревание и плавление основного металла, характеризует эффективный коэффициент полезного действия: _эф = ,

где: q – эффективная тепловая мощность дуги – определяется экспериментально для конкретных условий горения дуги и приводится в справочной литературе.

На прогревание области основного металла, которая проплавляется, и перевод ее в жидкое состояние, в свою очередь, затрачивается только некоторая часть эффективной тепловой мощности, остальное расходуется на перегрев металла сварочной ванны выше температуры плавления и на непо-лезное нагревание основного металла вследствие теплопроводности. Эту часть характеризует термический коэффициент полезного действия дуги (_t):

_t =

Термический к.п.д. характеризует эффективность использования тепловой энергии для местного нагрева. Очевидно, что: _пр = _эф·_t.

Термический коэффициент полезного действия дуги (_t) рассмотрим подробнее. Проплавленный дугой металл есть очерченная поверхность, где максимальная температура была температура плавления (Т_пл). Теоретически это полуцилиндр очерченный радиусом (Н – глубиной проплавления).

Известно, что максимальные температуры для схемы расчетов МБТИ определяются из такой зависимости: Т_max – Т_о =

где: Т_о – начальная температура (это может быть температура предварительного подогрева);

q – эффективная тепловая мощность (q = _эфIU);

V – скорость сварки;

с - объемная теплоемкость:

r – радиус-вектор точки в подвижной системе координат (r² = y² + z²);

е – основание натуральных логарифмов.

Запишем зависимость для максимальных температур несколько иначе:

или:

выражение как раз и есть площадью основания полуцилиндра, который нагревается до максимальной температуры Т_max (для наших условий r = H). результат этой величины на скорость сварки (V): ·V – это есть объем основного металла, все точки которого за единицу времени движения источника тепла (например, за 1 сек.) нагреваются до температуры не меньшей Т_max.

Тогда, результат:  означает количество теплоты за единицу времени (т.е. мощность) необходимую для нагревания этого единичного объема равномерно до температуры Т_max.

Теперь подставим сюда Т_max = Т_пл и r = H, получим:

в левой части этого равенства фигурируют теперь глубина проплавления (Н), и температура плавления (Т_пл), таким образом, это будет мощность проплавления (q_пл): и, таким образом: .

По определению термический коэффициент полезного действия дуги это:

значит: т.е.:

Таким образом, термический коэффициент полезного действия дуги при наплавке на массивное тело не может быть большим, чем 0,368:

_t  0,368.

2. Тепловая эффективность процесса проплавления при сварке пластин на больших токах за один проход (схема МЛБИ).

Общие суждения в этом случае такие же, как и в предыдущем. Отличия лежат в следующем.

Д угой в этом случае проплавляется в основном металле параллелепипед с основанием Вs и высотой L_ш. Максимальные температуры для такой схемы вычислений определяются из известной зависимости (при условии если пренебречь теплоотдачей, b = 0):

где: Т_о – начальная температура (это может быть температура предварительного подогрева);

q – эффективная тепловая мощность (q = _эфIU);

V – скорость сварки;

с - объемная теплоемкость:

у_max – расстояние от оси сварного шва до точки, в которой определяется максимальная температура.

Подставляя значения Т_max = Т_пл, В = 2у и преобразуя, получим:

Левая часть равенства, как и в предыдущем случае, представляет собой энергию проплавления за единицу времени (мощность) параллелепипеда, очерченного изотермой плавления, т.е., мощность проплавления q_пл:

значит:

Соответственно к определению термический к.п.д. дуги таким образом:

Таким образом, термический коэффициент полезного действия дуги при сварке пластин с полным проваром не может быть большим чем 0,484:

.

ОБЪЕМ И СРЕДНЯЯ ТЕМПЕРАТУРА СВАРОЧНОЙ ВАННЫ

Для аналитической характеристики химических реакций (металлургических процессов) в сварочной ванне особенное значение имеют такие ее показатели, как температура и объем. Константы равновесия металлургических реакций в значительной мере зависят от температуры. Объем жидкого металла характеризует количественные соотношения металлургических реакций; температура – их конечное состояние (равновесное или неравновесное).

Объемом сварочной ванны принято считать объем металла, ограниченный изотермической поверхностью температуры плавления.

А налитическое рассмотрение объема и средней температуры ванны ведут основываясь на схемах расчетов температурных полей, которые используют мощные быстродействую-щие источники тепла, поскольку в этом случае зависимости между температурой и координатами и временем задаются аналитически в явном виде.

Определение объема и средней температуры сварочной ванны приведем на примере наплавки на массивное тело.

Для теоретического определения температур в этом случае используется типовая схема расчетов «Мощный быстродействующий точечный источник тепла на поверхности полуограниченного тела с адиабатической границей» (МБТИ). По такой схеме расчетов приращение температуры в какой либо точке тела определяется зависимостью: (Т – Т_о) =

где: Т – температура в заданной точке тела;

Т_о - начальная температура (это может быть температура предварительного подогрева);

q – эффективная тепловая мощность (q = _эфIU);

тут:  - эффективный коэффициент полезного действия дуги, I_св – сварочный ток, U_д – напряжение на дуге;

 - коэффициент теплопроводности;

V – cкорость сварки;

R – радиус-вектор заданной точки в прямоугольной системе координат: R² = у² +х²;

t – время, которое вычисляются с момента, когда дуга проходит площадь, в которой находится точка, для которой определяется температура;

а – коэффициент температуропроводности.

Изотермическая поверхность представляет собой в этом случае тело вращения (элепсоид), образованное вращением вокруг оси ОХ изотермы плавления (см. рис. ниже). Для того, чтобы найти уравнение этой поверхности прологарифмируем начальное выражение:

отсюда: раньше было доказано, что время существования сварочной ванны описывает такая зависимость:

отсюда:

используем последнюю зависимость для вывода уравнения поверхности, тогда будет: после преобразований получим: или после преобразований: Отсюда можно найти зависимость для радиуса каждого элементарного сектора:

Теперь, для того, чтобы это было правда уравнение поверхности необходимо избавиться координат времени и представить радиус-вектор в координатах пространства. Координату времени можно найти из зависимости: t = и время существования сварочной ванны аналогично:

где: L_B – длина сварочной ванны.

Выполнив эти подстановки, получим: отсюда после сокращений получим уравнение поверхности сварочной ванны для случая наплавки на массивное тело:

Объем сварочной ванны может быть подан как совокупность бесконечно малых секторов, каждый из которых представляет собой полукруг радиусом R, причем объем каждого элементарного сектора определим, считая основанием выделенный полукруг тела вращения, а высота – бесконечно малое приращение длины dx: тогда объем элементарного выделенного элемента будет: отсюда можно определить объем, интегрируя в границах от 0 до L_B: или:

Длина сварочной ванны раньше была определена таким образом:

тогда: V=

последний интеграл после некоторых преобразований (В.И. Дятлов) может быть раскрыт и конечная зависимость будет:

выведенная зависимость достаточно просто и наглядно показывает связь объема сварочной ванны с:

а) параметрами режима сварки:

q–эффективная тепловая мощность дуги: q = I_свU_д,

тут:  - эффективный КПД дуги, I_св – сварочный ток, U_д – напряжение на дуге

v – cкорость сварки,

Т_о – начальная температура (это может быть температура предварительного подогрева);

б) теплофизическими свойствами свариваемого металла:

 - коэффициент теплопроводности; с - объемная теплоемкость; Т_пл – температура плавления.

Вычисления и экспериментальные определения средней температуры сварочной ванны сложная задача, окончательно не решена и до этого времени. Понятно, что температура сварочной ванны должна быть в границах между температурой плавления металла, который сваривается, и температурой его кипения, т.е.: Т_пл < T_в < T_кип, например, для стали этот интервал составляет  17503013 К, для алюминия 9302300 К и т.д.

Классическими положениями принято считать:

а) теория: гипотеза В.И. Дятлова – средняя температура сварочной ванны составляет двойную температуру плавления материала, который сваривается: Т_в  Т_пл;

б) практика: эксперименты И.К, Походни и И,И, Фрумина (прямые измерения), выполненные для стали, которые показали среднюю температуру сварочной ванны Т_в = 1770100°С (сравните с гипотезой В.И. Дятлова).

Необходимо обратить особенное внимание на то, что гипотеза В.И. Дятлова не предвидит связь (зависимость) средней температуры сварочной ванны с режимом сварки (эффективная тепловая мощность, скорость сварки), и исследования И.К, Походни и И,И, Фрумина, не выявили связь между средней температурой сварочной ванны и режимом сварки; т.е., классические представления предполагают, что независимо от параметров процесса сварки, средняя температура сварочной ванны определяется только теплофизическими свойствами материала, который сваривается.

Для аналитического определения температурного режима сварочной ванны надлежит сделать такие допущения:

1. Теплосодержание.

Теплота (Q_м), которая поглощается некоторым объемом металла увеличивает его температуру, при этом распределение температуры в середине этого объема может быть каким угодно, но всегда справедливо соотношение:

Q_м = c·V_м· ,

где: с - объемная теплоемкость; V_м – объем металла; - некоторая условная средняя температура, которая отвечает накопленной теплоте Q_м. именно эту теплоту и будем называть теплосодержанием выделенного объема металла.

2. Квазистационарность.

Рассматривается равновесное состояние: сколько тепла приходит в ванну от дуги столько же передается в основной металл. Ванна не изменяя своей формы (ограничена изотермической поверхностью плавления) передвигается по основному металлу.

3. Раздельный перенос теплоты.

Два фактора переносят теплоту в ванне: теплопередача и конвенция , при этом теплопередача – перпендикулярна к изотермическим поверхностям (она действует в направлении максимального градиента температур), а конвенция точечная. Тогда перенос тепла определяет теплопередача, а конвекцией можно пренебречь.

4. Кипение известного объема.

Часть металла сварочной ванны может быть нагрета до температуры кипения Т_кип, но эта часть известна и она считается ограниченной изотермой кипения, которая определяется по таким же правилам, что и будь какая и иная изотерма.

Такие предварительные условия делают возможным вычисления средней температуры сварочной ванны Т_в на основе уравнений теплопроводности, считая теплофизические свойства металла независимые от температуры.

Для простоты будем считать начальную температуру Т_о0. Используя только что полученные зависимости для объема сварочной ванны: обозначим для упрощения, как некоторый постоянный для заданных условий коэффициент величину Тогда, будет:

- объем металла, ограниченный изотермой плавления:

- объем металла, ограниченный изотермой кипения:

При этом очевидно, что объем, ограниченный изотермой плавления, всегда больше чем объем, ограниченный изотермой кипения: V_Тпл >V_Ткип, тогда между ними (между изотермическими поверхностями кипения и плавления) содержится объем металла: V_{Тпл – Ткип} =

Допустим, что область сварочной ванны, нагрета до температуры кипения Т_кип, является полушар, тогда можно, исходя из объема, вычислить его радиус (для справки: объем шара: V = ), тогда:

отсюда: r_кип =

где: q – эффективная тепловая мощность дуги: q = ·U·I.

Для механизированной дуговой сварки под флюсом низкоуглеродистой стали (=0,9), при значениях сварочного тока I=900 А и напряжения U=30 В, радиус полушара, ограниченный температурой кипения, составляет величину порядка r  0,18·10^-3м.

Исходя из приведенных предварительных условий теплосодержание металла можно подать в виде трех составных частей:

Q_в = Q_Ткип + Q_Тпл  Q_w,

где: Q_Ткип – теплота сосредоточенная в объеме изотермы кипения;

Q_Тпл – теплота сосредоточенная между изотермами кипения и плавления;

Q_w – скрытая теплота плавления (Q_w – затрачивается).

Для упрощения конечного выражения введем вспомогательные параметры: безразмерная температура (₁ = ) и безразмерная теплота (₂ = где: w – скрытая теплота плавления табличная величина). Тогда теплосодержание объема металла, нагретого до температуры кипения, будет:

а теплосодержания объема металла, нагретого до температуры плавления Т_пл (между изотермами плавления и кипения), по аналогии с предыдущим будет:

Поскольку весь объем ванны (и тот, что нагретый до температуры кипения также) находится в расплавленном состоянии, на его плавление затрачено теплоту (определяется то же подобно к предыдущему):

где: V_в – весь объем металла, очерченный изотермической поверхностью с температурой плавления: V_в = V_Тпл.

Используя полученные зависимости, определим теплосодержание металла сварочной ванны:

(а)

или, в физических величинах:

Теперь, соответственно до предварительных условий, введем понятие средней температуры сварочной ванны Т_в, которой будем считать некоторую условную температуру, которая вызвана накоплением теплоты в металле сварочной ванны равное ее теплосодержанию Q_B: Q_B =сV_Tпл·Т_В,

тут V_Tпл – объем металла, очерченный изотермической поверхностью, которая имеет температуру плавления; он раньше определялся так: тогда, теплосодержание ванны будет: (б)

уравнивая выражения (а) и (б) получим:

Отсюда, после преобразований, найдем выражение для средней температуры сварочной ванны: Т_в = Т_пл(2  ₁  ₂), или в физических величинах: Т_в = 2Т_пл  напомним, что тут для металла, который сваривается фигурируют:

Т_пл – температура плавления;

Т_к – температура кипения;

w – скрытая теплота плавления;

с - объемная теплоемкость.

Следует предостеречь, что принимая температуру кипения металла бесконечно большой Т_к   и считая скрытую теплоту плавления (w) и объемную теплоемкость (с) величинами одного порядка (w  с), получим выражение средней температуры, которое отвечает гипотезе В.И, Дятлова: Т_в = 2Т_пл.

Выполненный теоретический анализ, основанный на упрощенных приемах (при выводе зависимостей применялись законы теплопередачи справедливые для твердых тел, а металл сварочной ванны пребывает в жидком состоянии), также показывает, что средняя температура ванны не зависит от режима сварки.

Кстати, тонкие эксперименты, выполненные исследователями НТУУ (КПИ), показали, что режим и условия ведения сварочного процесса все-таки имеют влияние на температурный режим сварочной ванны. Например, четко установлено, что увеличение начальной температуры (температура предварительного подогрева) основного металла существенно уменьшает температуру ванны, а повышение погонной энергии сварки приводит к увеличению температуры ванны. Но теоретические обоснования этих результатов требует применения таких физических теорий и математического аппарата, которые пока что выходят за рамки данного пособия.

РЕКОМЕНДОВАННАЯ ЛИТЕРАТУРА

І.Основная литература.

1.1. Теория сварочных процесов. Под. ред. В.В.Фролова.- М.: Высш.

шк., 1988.-560с.

1.2. Петров Г.Л.,Тумарев А.С. Теория сварочных процесов /с осно-

вами физической химии/.- 2-е изд.- М.: Высш. шк., 1977.- 392 с.

1.3. Багрянский К.В., Добротина З.А., Хренов К.К. Теория свароч-

ных процесов.- 2-е изд. переработ.- Киев: Вища. шк., 1976.- 424 с.

1.4. Ерохин А.А. Основы сварки плавлением.- М.: Машиностроение, 1978.-447с.

1.5. Кох Б.А. Основы термодинамики металлургических процессов сварки.- Л.: Судостроение, 1975.- 240 с.

1.6. Лесков Г.И. Электрическая сварочная дуга.- М.: Машинострое-

ние, 1970.-335 с.

1.7. Гельман А.С. Основы сварки давлением.-М.: Машиностроение,

1970.-312с.