Нагрев и плавление металла при сварке

Обновлено: 06.01.2025

Термические циклы в присадочном металле не имеют самостоятельного значения, так как в конечном итоге присадочный металл подвергается переплавке. Изучение нагрева присадочного металла и распределения температур позволяет оценить условия, в которых происходит его плавление. Для электродов, содержащих в своем составе покрытия, исследование процесса нагрева важно для определения возможной потери прочности и разрушения покрытия вследствие его подплавления.

Все случаи нагрева присадочного металла (электрода) можно в основном разделить на две схемы;

1. Присадочный стержень (электрод) имеет конечную длину. При этом место токоподвода относительно электрода не перемещается.

2. Присадочный стержень (электрод) бесконечен. При этом электрод перемещается относительно места токоподвода (если таковое имеется).

К первой схеме нагрева относятся ручная дуговая сварка плавящимся электродом, электрошлаковая сварка пластинами, электрошлаковый переплав, электрошлаковая сварка плавящимся мундштуком (по отношению к мундштуку), ручная газовая сварка с присадкой, сварка неплавящимся электродом (по отношению к вольфрамовому или угольному электроду).

Ко второй схеме нагрева относятся автоматическая и полуавтоматическая сварка плавящимся электродом (под флюсом, в среде защитных газов), электрошлаковая сварка проволоками, электрошлаковая сварка плавящимся мундштуком (по отношению к проволокам), сварка неплавящимся электродом с подачей присадочной проволоки в зону дуги (по отношению к присадочной проволоке).

ПЕРВАЯ СХЕМА НАГРЕВА

В общем случае (рис. 7.14, а, б) электрод конечной длины имеет в точке А токоподвод; по электроду протекает ток, который его подогревает; в точке О электрод дополнительно нагревается источником теплоты (дугой или шлаком) и плавится. В частных случаях по электроду ток может не протекать (газовая сварка) или электрод может не плавиться (вольфрамовый, угольный электроды).

Рассмотрим отдельно нагрев электрода от протекающего тока и от источника теплоты, действующего в точке О на конце электрода.

Рис. 7.14. Схемы нагрева электрода конечной длины:

а — нагрев при ручной сварке; б — нагрев при электрошлаковой сварке пластинами; в — сечение вдоль оси электрода с покрытием

Уравнение теплового баланса нагрева стержня проходящим током для единицы длины стержня имеет следующий вид:

Левая часть уравнения представляет собой накопление теплоты в электроде сечением F, в единицу времени

Первый член правой части выражает количество теплоты, выделяемой током плотностью / в стержне с удельным сопротивлением Qr и сечением F:

Второй член правой части представляет собой количество теплоты отдаваемой с поверхности стержня периметром р в окружающее пространство с температурой Тс:

Тл — начальная температура стержня; ЛГТ—приращение температуры в стержне от нагрева током.

Решение дифференциального уравнения (7.33) при подстанов-. ке в него формул (7.34). (7.36), если принять коэффициенты ср, рг и а не зависящими от температуры, может оказаться неточным при изменении температуры в широких пределах. Эти коэффициенты следует считать зависящими от температуры, а решение уравнения (7.33) проводить численными методами на ЭВМ. Значение ср в формуле (7.34) выражает среднюю теплоемкость металлического стержня и покрытия в расчете на общее поперечное сечение электрода F3 = nd/4 (рис. 7.14, б).

Удельное сопротивление рг металлов возрастает с температурой (рис. 7.15), причем существенно зависит от марки стали. Значение F соответствует площали nd?/4 (см. рис. 7.14).

Для тонких стержней, к которым относятся сварочные электроды, роль теплоотдачи довольно велика. Коэффициент а в вы-

Рис. 7.15. Зависимость удельного сопротивления стали (НУ — ннз - коуглеродистая, ВМ — высокомарганцовистая, КМ — кремиемаргаи - цовистая, А — аустенитная) от температуры

Рис. 7.16. Нагрев электрода с покрытием:

а — материал стержня проволоки 0 6 из иизкоуглеродистой стали (0,15% С); б — проволока 0 6,2 из аустенитной хромоиикелевой стали (25 % Сг, 12 % Ni)

ражении (7.36) следует принимать зависящим от температуры, например, как показано на рис. 5.6. Периметр стержня измеряют по наружному диаметру обмазки (см. рис. 7.14, в): p = jxd3.

Точность определения температуры по уравнению (7.33) зависит от точности задания численных значений ср, рЛ и а в функции температуры.

Вычисления и экспериментальные данные показывают, что скорость нагрева электрода существенно зависит от удельного сопротивления материала стержня. Стержни из аустенитиой стали при температурах до 900 К имеют значительно большее р„ чем из низкоуглеродистой (см. рис. 7.15), поэтому стержни из аустенитной стали нагреваются значительно быстрее (рис. 7.16, б), чем из низкоуглеродистой (рис. 7.16, а), однако темп роста температуры при повышенных ее значениях в первых замедляется, так как р, возрастает медленнее, чем теплоотдача в воздух. Хотя стержни из низкоуглеродистой стали нагреваются медленнее аустенитных, но скорость их нагрева непрерывно возрастает вследствие значительного возрастания рг. Чем выше плотность протекающего тока, тем выше температура нагрева. Тонкие электроды вследствие повышенной теплоотдачи нагреваются медленнее, чем толстые, если плотности тока одинаковы.

Помимо нагрева проходящим током электрод нагревается источником теплоты в точке О (см. рис. 7.14). Если электрод плавящийся, то температура на конце электрода равна температуре капель Тк. Источник в точке О можно рассматривать как движущийся со скоростью плавления электрода w. Используя уравнение предельного состояния процесса распространения теплоты от движущегося плоского источника теплоты в стержне в области впереди источника (6.34) при 6 = 0, получаем распределение температур в стержне от нагрева источником теплоты в точке О:

Рис. 7.17. Распределение температуры вдоль электрода: а — при ручной сварке и малом времени иагрева /«; б — при ручной сварке и значительном времени нагрева /г; в — при электрошлаковой сварке пластинами

где х — расстояние от торца электрода, температура конца которого равна температуре капель Гк; w—скорость плавления электрода; АГт—приращение температуры от подогрева электродного стержня током.

В уравнении (7.37) вместо мощности q задана температура торца Гк за вычетом приращения температуры от подогрева током А7Т и начальной температуры Ти. На рис. 7.17 представлено распределение полной температуры Т. Дуга нагревает небольшую область у самого конца электрода, так как вследствие большой скорости плавления теплота не успевает распространиться по стержню (рис. 7.17, а, б). При электрошлаковой сварке (пластинами или плавящимся мундштуком) теплота от шлака распространяется значительно дальше (рис. 7.17, в).

ВТОРАЯ СХЕМА НАГРЕВА

При автоматической подаче электродная проволока при дуговой сварке нагревается также двумя источниками теплоты — проходящим током и дугой (рис. 7.18,а). Длина нагреваемой части остается постоянной и равной вылету электрода /. Можно считать, что проволоку нагревают два движущихся источника теплоты: распределенный q7 и сосредоточенный q (рис. 7.18,6), причем температура в точке О равна температуре капель Тк. Скорость подачи проволоки обычно настолько значительна, что теплота от распределенного источника qT почти не успевает распространиться в направлении х и приращение температуры от нагрева током может быть представлено как линейная зависимость

Рис. 7.18. Нагрев электродной проволоки при автоматической подаче:

а — распределение температур при дуговой сварке, б—схема движения источников теплоты при дуговой сварке; в — распределение температур при электрошлаковой сварке проволоками, г — схема движения источников теплоты при электрошлаковой сварке проволоками

Значение Д7’ттах можно определять по уравнению (7.34) численно или приближенно. Время нагрева t принимают равным l/w.

Приращение температуры от подогрева дугой определяют аналогично уравнению (7.37):

АТ= Т - Та - ДГТ = (Гк - Ти-ДГтт Je—"(7.39)

При электрошлаковой сварке проволоками (рис. 7.18, в) электрод на участке «сухого» вылета подогревается проходящим током в соответствии с уравнением (7.38) при /=/с. а на шлаковом участке — током и шлаком. Можно считать, что стержень нагревают два распределенных движущихся источника теплоты (рис. 7.18, г). Температура на конце электрода равна температуре шлака Тш. Распределение температур примерно описывается двумя прямыми линиями: на участке /ш уравнением

а на участке от х—1ш до х—1т + 1с — уравнением (7.38), если принять / = /с, а х отсчитывать от точки 1Ш.

Плавление электродов при дуговых способах сварки осуществляется путем нагрева металла дугой от температуры Д7'т-)-7'и в точке О до температуры капель Тк. Теплосодержание металла при этом возрастает от Нт до hK. Приравнивая количество теплоты, вводимое дугой, к количеству теплоты, вычисленному по теплосодержанию металла, получим уравнение процесса расплавления электрода:

r,UI=wFp(hK — hJ, (7.41)

где т)э— эффективный к. п. д. процесса нагрева электрода дугой.

Мгновенная производительность расплавления электрода в ^Гр= wFp при постоянных т)э и U зависит от температуры подогрева током и силы тока

gp = 43UI/(hK-hT). (7.42)

Чем больше /гт, тем больше gp.

Если электрод значительно не нагревается током, то производительность расплавления примерно пропорциональна току. Для характеристики процесса расплавления пользуются коэффициентом расплавления, г/(А-ч):

При ручной сварке ctp«5. 14 г/(А-ч), при автоматической

сварке под флюсом— 13. 23 г/(А-ч), при сварке в СОг»15.

При ручной дуговой сварке коэффициент расплавления и производительность расплавления возрастают к концу расплавления

электрода вследствие нагрева его током. Неравномерность при правильно выбранных режимах сварки обычно не превышает 20—30%. Чтобы избежать чрезмерного нагрева электродов током, ограничивают длину электродов (450 мм — для стержней из углеродистых сталей и 400 мм — из аустенитных) и уровень тока. Значение допускаемого тока в основном зависит от состава покрытия. Для органических покрытий оно значительно меньше, чем для минеральных.

При непрерывной подаче проволоки с постоянным вылетом скорость плавления проволоки w определяется значениями тока и вылета. Производительность расплавления проволоки gp выражается также уравнением (7.42). С увеличением вылета производительность расплавления при прочих равных условиях возрастает, так как возрастает йт.

Нагрев и плавление металла при сварке

Теплофизическая стадия процесса воздействия лазерного излучения на металл заключается в передаче энергии поглощенного излучения Е=(1–R)E_л колебаниям решетки металла, его нагреве, плавлении, испарении и остывании нагретой зоны после окончания действия излучения.

Поглощение оптического излучения (излучение с длиной волны =0,1÷1000 мкм) металлами происходит в слое толщиной = 10 -6 ÷10 -5 см, соответствующей глубине проникания излучения в металл. Поглощенная в поверхностном слое металла энергия излучения передается другим, более холодным, частям тела с помощью различных видов теплопроводности, из которых для металлов существенной является электронная. Начиная с момента времени t10 -9 ÷10 -8 с, размер прогретой зоны – ЗТВ подчиняется закону Фурье, увеличиваясь пропорционально , где  – температуропроводность металла,  – длительность воздействия излучения. Температуропроводность связана с другими теплофизическими характеристиками твердого тела соотношением =k/(_с), где k – теплопроводность;  – плотность; с – удельная теплоемкость материала.

Из этого следует, что процесс нагрева непрерывным или импульсным излучением с длительностью  >10 -9 с металлических деталей, характерный размер которых превосходит глубину проникания излучения , может быть описан в рамках задач теплопроводности с поверхностным источником теплоты, который «следит» за изменением потока излучения с пренебрежимо малым временем запаздывания (10 -9 – 10 -8 с) и нагревает металл.

По мере нагрева металла поверхностным источником теплоты температуры различных точек ЗТВ повышаются и как будет показано ниже, достигают максимальных значений на поверхности облучения. При достижении на поверхности материала температуры плавления T_пл начинается процесс его плавления. Дальнейший подвод энергии лазерного излучения обусловливает продвижение изотермы плавления в глубь тела и рост температуры его поверхности: Т>Т_пл. От этой температуры зависит глубина прогрева и проплавления, а также степень загрязнения свариваемых деталей продуктами испарения материала, так как интенсивность испарения твердого тела увеличивается с ростом его температуры.

Верхнюю допустимую температуру нагрева металлов при лазерной сварке без существенного загрязнения продуктами испарения материала обычно связывают с его температурой кипения Т_к, при достижении которой с поверхности и в приповерхностном слое начинается интенсивное парообразование, движение и выплеск части расплава, что обусловлено наличием газовых раковин, пор, неметаллических включений и других дефектов материала, служащих активными зародышами парообразования и вскипания.

Для инженерных оценок и расчетов процесса лазерной сварки металлов интерес представляют прежде всего интегральные характеристики стадии нагрева и плавления: распределение температуры в ЗТВ, глубина прогрева и глубина проплавления, верхняя температурная граница и др.

Тепловой расчет процесса сварки

Решение задач нагрева металлов лазерным излучением при сварке сводится к отысканию решений системы уравнений, состоящей в общем случае из дифференциального нелинейного уравнения теплопроводности и нелинейных краевых условий с поверхностным источником теплоты. Менее корректно, но значительно проще, теплофизика лазерной сварки рассматривается при линеаризации этих уравнений. Несмотря на ряд допущений, этот подход дает удовлетворительное качественное, а во многих случаях и количественное представление о стадии нагрева.

Линейная задача нагрева полубесконечного тела (приближение полубесконечного тела применимо, например, для пластины конечной толщины Н, если Н≫ и Н≫ ) может быть сформулирована следующим образом (рис. 8):

T(r, z, 0) = T(, z, t)=0,

Рис.8. Схема процесса нагрева полубесконечного тела лазерным пучком

где ; ось z направлена в глубь тела из центра поверхностного кругового источника теплоты радиусом r₀ (радиус пятна лазерного излучения); R – коэффициент отражения металла в зоне воздействия лазерного излучения; q_л (r,t) – плотность мощности излучения с осесимметричным распределением потока на поверхности тела. Реальное пространственно-временное распределение излучения q_л (r,t) обычно аппроксимируется различными функциями, например:

где q_л _max – максимальное значение q_л (r), описываемого функцией Гаусса; Т_m_ах – максимальная температура тела; t₀ — задаваемое фиксированное значение времени;

При составлении уравнений (10) не учитывали переход теплоты с поверхности металла в окружающую среду, что вполне оправдано при импульсной сварке и часто допустимо при непрерывной сварке. Некоторые решения задач (10) для отдельных участков ЗТВ и интервалов времени приведены в табл. 2. Используя эти решения, можно рассмотреть интегральные характеристики стадии нагрева, плавления и остывания металла при лазерной сварке.

Распределение температуры в полубесконечном теле, нагреваемом поверхностным источником теплоты [решение задачи (10)]

Предисловие

Большинство существующих способов сварки выполняется при местном нагреве сварочными источниками тепла. От температурного состояния объёмов металла в месте сварки и распределения температур в свариваемом изделии зависит качество сварных соединений – прочность, пластичность, ударная вязкость металла шва и прилегающих к месту сварки участков металла. Неправильный режим нагрева и охлаждения в условиях сварки может привести к появлению дефектов сварки – трещин, непроваров, подрезов. Тепловое состояние металла, шлака и других компонентов, взаимодействующих в процессе образования сварного соединения, обуславливает характер, направление и скорость протекания всех физико-химических и металлургических процессов. Величина и характер деформаций и напряжений, возникающих в конструкциях при сварке, зависят от цикла нагрева и охлаждения изделия, от характера температурных полей. Особенностями распределения тепла, скоростями отвода тепла и охлаждения места сварки определяется структура металла шва и участков основного металла, прилегающих к шву. С тепловыми процессами связаны скорость нагрева и расплавления металла, производительность сварки и её технико-экономическая эффективность.

Температурное состояние металла при сварке является неравномерным и может изменяться от комнатных температур до температуры кипения металла. Непрерывное и достаточно быстрое изменение температур, характерное для сварочных условий, создаёт ряд специфических особенностей, затрудняющих изучение как самих этих процессов, так и их влияние на формирование свойств сварных соединений в процессе сварки. Экспериментальное изучение всех этих процессов трудоёмко и практически неосуществимо. Поэтому для понимания тепловых процессов при сварке и управления ими была разработана теория тепловых процессов при сварке, которую в настоящее время можно представить как тепловые основы сварки.

Наука о тепловых основах сварки рассматривает процессы распространения тепла при нагреве металла различными источниками, влияние их на процессы плавления металла, а также на температурный цикл и возникающие в шве и основном металле структурные и объёмные изменения.

Тепловые процессы при сварке представляют собой часть общей теории теплопроводности в металлах. Они используют ряд понятий и законов, известных из теории теплопроводности, применяя их к условиям сварки.

Тепловые основы сварки, представляющие часть дисциплины «Теория сварочных процессов», необходимы для изучения ряда прикладных дисциплин сварочной специальности, таких как «Технологические основы сварки плавлением и давлением», «Технология и оборудование контактной сварки», «Производство сварных конструкций».

Основные понятия и законы в расчётах тепловых процессов при сварке

1.1 Основные теплофизические величины, понятия и определения

Теплосодержание (удельное количество теплоты) h выражает количество теплоты, сообщенное килограмму массы тела при нагреве его от температуры Т₁ до температуры Т₂. При технических расчётах теплосодержание тела отсчитывают от 0 ºC, а не от абсолютного нуля. Вне критических точек теплосодержание в металлах с ростом температуры возрастает монотонно, а в точках аллотропических и фазовых превращений – скачкообразно.

Удельная массовая теплоемкость есть количество теплоты, необходимое для изменения на один градус температуры единицы массы тела в определенном термодинамическом процессе. В точках аллотропических и фазовых превращений, где теплосодержание изменяется скачкообразно, понятие теплоемкости теряет смысл.

Средняя массовая теплоёмкость c_m – есть количество теплоты, необходимое для изменения температуры единицы массы тела в среднем на один градус в определенном термодинамическом процессе в заданном интервале температур от T₁ до T₂:

где C_ср – средняя удельная массовая теплоемкость, Дж/(кг∙К); h – удельное количество теплоты, Дж/кг; T – температура, K.

Удельная объемная теплоемкость С – количество теплоты, сообщаемое единице объема вещества для изменения температуры на один градус в определенном термодинамическом процессе.

где C – удельная объемная теплоемкость, Дж/(м К), c – истинная удельная массовая теплоемкость, Дж/(кг∙К), ρ – плотность тела, кг/м .

В тепловых расчётах часто применяют удельную объёмную теплоёмкость.

Температурное поле

Явление теплопроводности представляет собой процесс распространения энергии при непосредственном соприкосновении отдельных частиц тела или отдельных тел, имеющих различные температуры. Теплопроводность обусловлена движением микрочастиц тела.

В газах перенос энергии осуществляется путём диффузии молекул и атомов, а в жидкостях и твёрдых телах – диэлектриках – путём упругих волн. В металлах перенос энергии в основном осуществляется путём диффузии свободных электронов, а роль упругих колебаний кристаллической решётки здесь второстепенна.

Следует указать, что в жидкостях и газах чистая электропроводность может быть реализована при выполнении условий, исключающих перенос теплоты конвекцией.

Всякое физическое явление в общем случае сопровождается изменением в пространстве и времени существенных для данного явления физических величин. Процесс теплопроводности, как и другие виды теплообмена, может иметь место только при условии, что в различных точках тела (или системы тел) температура неодинакова. В общем случае процесс передачи теплоты теплопроводностью в твёрдом теле сопровождается изменением температуры, как в пространстве, так и во времени.

Аналитическое исследование теплопроводности сводится к изучению пространственно-временного изменения температуры, т.е. к нахождению уравнения:

Уравнение (1.3) представляет математическое описание температурного поля. Таким образом, температурное поле есть совокупность значений температуры во всех точках изучаемого пространства для каждого момента времени.

Различают стационарное и нестационарное температурные поля. Уравнение (1.3) является записью наиболее общего вида температурного поля, когда температура изменяется с течением времени от одной точки к другой.

Такое поле отвечает неустановившемуся тепловому режиму теплопроводности и носит название нестационарного температурного поля.

Если тепловой режим является установившимся, то температура в каждой точке поля с течением времени остаётся неизменной и такое температурное поле называется стационарным. В этом случае температура является функцией только координат:

Температурное поле, соответствующее уравнениям (1.3) и (1.4), является пространственным, так как температура – функция трёх координат. Если температура есть функция двух координат, то поле называется двухмерным и его запись имеет вид:

Если температура есть функция одной координаты, то поле называется одномерным:

Наиболее простой вид имеет уравнение одномерного стационарного температурного поля:

Градиент температур

Если соединить точки тела, имеющие одинаковую температуру,

получим поверхность равных температур, называемую изотермической. Итак, изотермической поверхностью называется геометрическое место точек в температурном поле, имеющих одинаковую температуру.

Так как одна и та же точка тела не может одновременно иметь различные температуры, то изотермические поверхности не пересекаются. Они либо оканчиваются на поверхности тела, либо целиком располагаются внутри самого тела.

Пересечение изотермических поверхностей плоскостью даёт на этой плоскости семейство изотерм. Они обладают теми же свойствами, что и изотермические поверхности, то есть не пересекаются, не обрываются внутри тела, оканчиваются на поверхности или целиком располагаются внутри самого тела.

На рисунке 1.1. приведены изотермы, температуры которых отличаются на ∆Т.

Рис. 1.1 Изотермы

Температура в теле изменяется только в направлениях, пересекающих изотермические поверхности. При этом наибольший перепад температуры на единицу длины происходит в направлении нормали к изотермической поверхности.

Возрастание температуры в направлении нормали к изотермической поверхности характеризуется градиентом температуры – вектором, направленным по нормали к изотермической поверхности в сторону возрастания температуры и численно равным производной от температуры по этому направлению, т.е.

где – единичный вектор, нормальный к изотермической поверхности и направленный в сторону возрастания температуры; – производная от температуры по нормали n.

Значение температурного градиента неодинаково для различных точек изотермической поверхности. Оно больше там, где расстояние ∆n между изотермическими поверхностями меньше. Скалярную величину температурного градиента мы будем также называть температурным градиентом.

Эффективность использования теплоты, выделяемой источником нагрева, характеризуется э ф ф е к т и в н о й т е п л о в о й м о щ н о с т ь ю – количеством теплоты, введенным в изделие в процессе его нагрева за единицу времени q_и. Отношение q_и к скорости сварки v_св характеризует количество теплоты, вводимое на единицу длины шва, и называется п о г о н н о й э н е р г и е й сварки. Для обозначения погонной энергии сварки часто используют символ .

Рассмотрим ряд сварочных T- процессов.

В ходе дуговой сварки подводимая к сварочной дуге энергия источника питания расходуется на нагрев электрода и основного металла, а также отдается окружающей среде путем конвективной и радиационной теплоотдачи, светового излучения, звуковых колебаний, вместе с брызгами электродного металла и т.д. (рис.2.17).

Рис. 2.17. Тепловой баланс ручной дуговой сварки покрытыми электродами

При дуговой сварке q_и связана со сварочным током I_св, напряжением дуги U_д и эффективным коэффициентом полезного действия (КПД) нагрева металла сварочной дугой h_и соотношением .

Коэффициент h_и уменьшается с увеличением длины дуги и повышается с увеличением скорости сварки и углублением дуги в сварочную ванну и имеет различные значения в зависимости от способа сварки (табл.2.4).

Значения h_и для различных сварочных дуг

Способ сварки	h_и
Покрытыми электродами	0,70 – 0.85
Под флюсом	0,80 – 0,95
В углекислом газе	0,58 – 0,72
В аргоне неплавящимся электродом	0,60 – 0,80
В аргоне плавящимся электродом	0,70 – 0,80
Плазменная с аргоном в качестве плазмообразующего газа	0,3 – 0,75

Для дуг, мало погруженных в металл, , а для сильно погруженных – , где DU_ст – часть падения напряжения в столбе дуги. Однако при сварке на постоянном токе эффективность нагрева изделия зависит также от полярности. В дугах при плавящемся электроде большее количество тепла выделяется на катоде, а в дугах при неплавящемся электроде, как правило, – на аноде. Поэтому сварку неплавящимся (вольфрамовым) электродом наиболее часто ведут на прямой полярности.

Наплавочные работы, выполняемые плавящимся электродом, с целью повышения производительности ведут на прямой полярности, а сварочные работы, требующие глубокого проплавления изделия, – на обратной полярности.

В дуге переменного тока расположение анодных и катодных областей на электроде и изделии чередуется с частотой питающей сети. По этой причине интенсивность тепловыделения на электроде и изделии в дуге переменного тока занимает промежуточное положение по отношению к дугам постоянного тока прямой и обратной полярности.

При электронно-лучевой сварке энергия электронного луча затрачивается на нагрев изделия, а также на испарение металла и отражение излучения в окружающую среду, на вторичную термоэлектронную эмиссию электронов и электромагнитное излучение.

Эффективный КПД нагрева зависит от атомного номера свариваемого металла и составляет 70 – 90 %.

Для лазерной сварки применяют импульсные и непрерывно действующие лазеры.

В лазерах до 94 % энергии теряется в системе накачки. Около 3 % энергетических потерь приходится на оптическую систему и ~1 % – на испарение металла и отражение лазерного излучения от изделия.

Эффективный КПД нагрева во многом зависит от степени заглубления лазерного луча в металл и может лежать в пределах от ~6 % (сварка алюминия) или ~10 % (сварка стали) до ~90 % (сварка стальных или алюминиевых конструкций).

Распространение теплоты в изделии осуществляется теплопроводностью, а в сварочной ванне – конвективным теплообменом и теплопроводностью.

Распределение температуры в изделии в конкретный момент времени представляет собой т е м п е р а т у р н о е п о л е.

Температурное поле в изделии при сварке обычно анализируют в системе пространственных координат, перемещающихся с источником нагрева.

Процесс распространения теплоты в изделии при сварке разделяют на три стадии:

– теплонасыщение, когда в температурном поле, перемещаемом вместе с источником тепла, температура нарастает;

– предельное квазистационарное состояние, когда подвижное температурное поле практически устанавливается;

– выравнивание температуры после окончания сварки.

Если тепловые процессы анализировать путем наблюдения за температурой в некоторой точке изделия, то изменение температуры в данной точке при сварке называют т е р м и ч е с к и м ц и к л о м.

При однопроходной сварке (наплавке) термический цикл простой (рис.2.18, а). Такой цикл характеризуется максимальной температурой T_max, скоростью нагрева и скоростью охлаждения, а также длительностью t_п пребывания материала при температуре выше заданной температуры T_з.

При многопроходной сварке термический цикл сложный. Например, при трехпроходной сварке без расхолаживания изделия после каждого прохода максимум температуры в рассматриваемой точке достигается несколько раз (рис.2.18, б).


а	б

Рис. 2.18. Простой (а) и сложный (б) сварочные термические циклы

Температурное поле в каждый момент времени часто представляют в виде совокупности и з о т е р м – линий на поверхности или в сечении тела, соединяющих точки с одинаковой температурой (рис.2.19).

Рис. 2.19. Изотермы температурного поля на поверхности изделия

из стали 12Х18Н10Т толщиной 3 мм, свариваемого аргонодуговой сваркой

неплавящимся (вольфрамовым) электродом диаметром 5 мм;

Изотерма температуры солидуса определяет собой профиль сварочной ванны, например, на рис.2.19 это 1403 о С.

Сварочная ванна при дуговой сваркехарактеризуется длиной L и шириной e, практически равной ш и р и н е ш в а (рис.2.20). Глубина сварочной ванны, отсчитываемая от поверхности основного металла, определяет г л у б и н у п р о п л а в л е н и я H. Выступающая над поверхностью основного металла часть сварного шва высотой g называется у с и л е н и е м ш в а.

Рассмотрим характеристики сварного соединения в поперечном сечении (рис. 2.20).

Рис. 2.20. Основные параметры сварочной ванны и сварного шва

Площадь основного металла F_пр, переплавленного при сварке, называется п л о щ а д ь ю п р о п л а в л е н и я. Форму зоны проплавления оценивают коэффициентом формы провара , а также коэффициентом полноты проплавления . Для Т-процессов в зависимости от способа сварки (наплавки) m_пр изменяется от 0,05 до 20.

Площадь сварного шва F_н, образованная путем расплавления электродного металла, называется п л о щ а д ь ю н а п л а в к и. Очертания зоны наплавки характеризуются коэфициентом формы валика и коэфициентом полноты валика . Для плоского шва (не имеющего усиления) . Для швов стандартных соединений, выполненных луговой сваркой, .

Объем сварочной ванны в зависимости от способа и режима сварки плавлением составляет от 0,1 до 10 мл.

Максимальное время пребывания металла в сварочной ванне для разных случаев составляет до 30 – 40 с.

Сварочная ванна нагревается неоднородно. Г о л о в н а я ч а с т ь сварочной ванны (abc – на рис.2.20) перегрета, в ней идет плавление основного и электродного металла. Х в о с т о в а я ч а с т ь сварочной ванны (cda) более холодная. В хвостовой части ванны идет охлаждение расплава и его кристаллизация.

Средняя температура металла T_ср в сварочной ванне определяется источником нагрева, теплофизическими свойствами свариваемого материала и параметрами теплоотвода с наружной и внутренней поверхностей ванны. Например, при дуговой сварке низкоуглеродистых и низколегированных сталей о С.

Сварочная ванна образуется смешением расплавленных основного и электродного металла.

Доля основного металла в шве . Доля электродного металла составляет 1 – q.

Давление столба сварочной дуги,возникающее вследствие давления газов, электродинамических усилий и упругих ударов заряженных частиц о поверхность металла, оттесняет жидкий металл от основания дуги (см. рис.2.20).

Величина прослойки жидкого металла под сварочной дугой во многом определяет глубину проплавления H (см. рис.2.20, сечение А – А). Это обусловлено тем, что жидкий металл, обладая меньшей теплопроводностью, чем твердый, затрудняет процесс распространения теплоты источника нагрева в глубину изделия.

Чем больше давление дуги, оказываемое на поверхность расплавленного металла, тем больше глубина погружения дуги в его толщу, меньше прослойка жидкого металла под сварочной дугой и больше H. Давление дуги растет с увеличением силы и плотности сварочного тока.

Плавление электрода происходит в основном за счет тепловой энергии дуги. Скорость плавления зависит от состава сварочной проволоки, покрытия, флюса, защитного газа, плотности и полярности тока и других параметров режима сварки.

Технологические характеристики плавления электрода определяются экспериментально и используются для оценки производительности процесса сварки. К таким характеристикам в первую очередь относят производительность расплавления и производительность наплавки.

Производительность наплавки оценивается количеством металла с плотностью r, наплавленного на изделие в единицу времени: . Количество наплавленного электродного металла всегда меньше, чем расплавленного, на величину коэффициента потерь на угар и разбрызгивание k_п (под угаром понимаются потери металла на испарение и окисление). По этой причине производительность расплавления .

Вклад разбрызгивания в величину k_п зависит от типа переноса электродного металла через дуговой промежуток.

Удельные производительности расплавления и наплавки оцениваются коэффициентами расплавления и наплавки , причем . Для ряда способов дуговой сварки коэффициенты a_р и k_п приведены в табл.2.5.

Перенос электродного металла через дуговой промежуток осуществляется, как правило, каплями. Различают крупнокапельный с замыканиями дугового промежутка, мелкокапельный и струйный перенос металла.

Характеристики процесса плавления электрода

Способ дуговой сварки	a_р, г/(А×ч)	k_п
Покрытыми электродами	8 – 14	0,05 – 0,3(с учетом огарков)
В углекислом газе	15 – 25	0,05 – 0,14
Под флюсом	14 – 23	0,01 – 0,02

Мелкокапельный перенос может осуществляться с замыканиями дугового промежутка и без замыканий (рис.2.21, а).

С т р у й н ы й п е р е н о с представляет собой поток быстро следующих друг за другом капель электродного металла, производящий внешнее впечатление струи расплавленного металла (рис.2.21, б).

		Рис. 2.21. Мелкокапельный без замыкания дугового промежутка (а) и струйный (б) перенос электродного металла
а	б

Характер переноса электродного металла зависит от соотношения сил, действующих на каплю при ее образовании и перемещении через дуговой промежуток. Основные из них: сила тяжести, сила поверхностного натяжения, электромагнитная сила, электростатическая сила, электродинамическая сила, сила реактивного давления паров и нейтрализовавшихся на катоде ионов и аэродинамическая сила. Направление и величина равнодействующей данных сил зависит от параметров режима сварки, состава электродного металла и газовой среды, наличия поверхностно-активных веществ на торце сварочной проволоки и ее диаметра.

Лучшее формирование и качество шва обеспечиваются при струйном переносе, а также при принудительном направленном переносе металла. Последний случай достигается при импульсно-дуговой сварке. Электродинамические силы пропорциональны квадрату тока, поэтому с помощью периодических кратковременных импульсов сварочного тока достигается направленный мелкокапельный перенос металла порциями с частотой воздействия импульсов. В наиболее оптимальном случае реализуется режим "одна капля за один импульс сварочного тока" (рис.2.22). Вертикальными линиями на осциллограммах сварочного тока (см. рис.2.22) указаны моменты времени, для которых представлены кадры скоростной киносъемки переноса.

Время пролета капель через дуговой промежуток для различных типов переноса составляет 10 -3 – 10 -1 с. За это время металл капель сильно перегревается.


а	б	в

Рис. 2.22. Плавление электрода (а), формирование капли (б) и ее перенос

через дуговой промежуток (в) при импульсно-дуговой сварке

в режиме "одна капля за один импульс сварочного тока"

Например, средняя температура стальных капель при различных способах дуговой сварки составляет 2100 – 3200 о С. Такая высокая температура обусловливает интенсивное протекание химических реакций металла капли с окружающей средой.

Вопросы для самоконтроля

1. Дайте определение погонной энергии сварки.

2. Какие составляющие определяют тепловой баланс при дуговой сварке и как различаются эффективные коэффициенты полезного действия нагрева металла при различных дуговых и лучевых способах сварки плавлением?

3. Охарактеризуйте стадии процесса распространения теплоты в изделии при сварке.

4. Представьте примеры различных термических циклов сварки.

5. Приведите показатели, характеризующие сварочную ванну, и укажите основные параметры сварного шва (в поперечном сечении).

6. Какими показателями определяются технологические характеристики плавления электрода?

7. Сравните между собой различные типы переноса электродного металла через дуговой промежуток.

Общие условия выбора системы дренажа: Система дренажа выбирается в зависимости от характера защищаемого.

Механическое удерживание земляных масс: Механическое удерживание земляных масс на склоне обеспечивают контрфорсными сооружениями различных конструкций.

© cyberpedia.su 2017-2020 - Не является автором материалов. Исключительное право сохранено за автором текста.
Если вы не хотите, чтобы данный материал был у нас на сайте, перейдите по ссылке: Нарушение авторских прав. Мы поможем в написании вашей работы!

Плавление основного металла

Плавление основного металла при сварке осуществляется с целью соединения между собой свариваемых деталей. Идеальным в отношении затрат теплоты представляется такое тепловыделение в источнике, при котором обеспечивалась бы минимальная глубина проплавления сопрягаемых поверхностей, а присадочный металл не требовался бы вовсе или входил в соединение в минимальном объеме. Если не рассматривать диффузионную сварку и пайку, при которых детали нагреваются полностью, и сварку трением, при которой полного плавления металла не достигается, наиболее близко этому требованию отвечает высокочастотная сварка и некоторые виды контактной сварки (точечная, шовная, рельефная). В перечисленных способах сварки существенная роль в образовании соединения принадлежит давлению, что позволяет плавить основной металл незначительно. Ограничимся рассмотрением случаев плавления основного металла в способах сварки без применения давления.

При электронно-лучевой сварке удается получить минимальное проплавление основного металла при сварке встык вплоть до толщин, измеряемых сотнями миллиметров. Сварочная ванна в поперечном сечении имеет форму, близкую к конусу (см. рис. 5.14, д), а в плоскостях, перпендикулярных лучу, — близкую к эллипсу.

При электрошлаковой сварке также можно получить минимальное проплавление основного металла (см. рис. 5.14, в), но для ведения шлакового процесса с целью получения достаточного выделения теплоты необходим зазор, который затем должен заполняться присадочным металлом. Сварочная ванна может быть мелкой или глубокой в зависимости от скорости сварки
и мощности источника. Форма ванны при электрошлаковой сварке зависит от соотношения между количествами теплоты, поступающими в основной металл непосредственно от шлака и от опускающегося в металлическую ванну перегретого электродного металла.

При использовании дуговых, плазменных и газопламенных источников теплоты при сварке встык металла небольшой толщины форма ванны близка к форме изотермической линии температуры плавления, рассчитанной для движущегося линейного источника теплоты в пластине. С ростом толщины металла разница в размерах ванны на верхней и нижней поверхностях листа становится все более значительной, а при некоторой толщине полное проплавление уже не достигается, как показано на рис. 7.19. Для увеличения проплавляющей возможности указанных источников используют разделку кромок. Особенности различных источников нагрева в части их проплавляющей способ-

Рис. 7.19 Формы сварочной ванны при дуговой сварке: а — поверхностная дуга; 6 — погруженная дуга; в — дуга под флюсом

ности обычно оценивают экспериментальным путем, расплавляя поверхность массивного тела или толстой пластины (рис. 7.19).

Ванну характеризуют следующими параметрами: L — длина ванны, В — ее ширина, Н — глубина проплавлення, Нк — глубина кратера. Очертание зоны проплавления характеризуют относительной глубиной проплавления Н/В или обратной ей величиной — коэффициентом формы проплавления Ф =В/Н, а также коэффициентом полноты проплавления ц„р= гп?/<НВ), где Fa? — площадь проплавления. Значения р обычно находятся в пределах 0,6. 0,8. Для дуговой сварки под флюсом характерно большое Н/В, но при дуговых способах сварки оно все же не превышает 3. Очертание зоны наплавки характеризуют коэффициент формы валика А>в = В/А, а также коэффициент полноты валика iB = FJ(AB), где А — высота шва, FH—площадь наплавки.

Расчеты позволяют лишь приближенно оценить размеры ванны при дуговых способах сварки. При наплавке на поверхность массивного тела длину ванны L можно получить из уравнения (6.42), приняв г = 0, а АТ=ТП, — ТН и использовав при этом соотношение tu=L:

Формула (7.44) показывает, что длина ванны на поверхности массивного тела от скорости сварки не зависит. Опытные данные в целом указывают на справедливость этой формулы, хотя и обнаруживают некоторую зависимость длины ванны от скорости. Аналогично можно оценить и ширину ванны.

При заполнении разделки в случае многослойной сварки форма ванны имеет меньшее значение. Более существенно полное сплавление наплавляемого металла с ранее уложенными слоями и отсутствие шлаковых включений.

Форма и размеры ванны при прочих равных условиях (мощности источника и скорости сварки) существенно зависят от характера подачи и температуры присадочного металла. При подаче в ванну холодной непрерывной или рубленной на мелкие части проволоки ванна становится короче. Поэтому оценка L по формуле (7.44) справедлива лишь для идеализированных условий.

ТЕМПЕРАТУРА СВАРОЧНОЙ ВАННЫ

Температуры жидкого металла в различных точках сварочной ванны могут сильно различаться между собой. У границы с твердым металлом температура жидкого металла близка к температуре его плавления (табл. 7.2). Она может быть как несколько ниже Тпл вследствие кристаллизационного переохлаждения, так и выше при больших скоростях движения жидкого металла вдоль твердой границы. Как следует из рис. 7.19, расплавляю-

Таблица 7.2. Температуры плавления и кипения различных металлов, К, при атмосферном давлении

щийся на передней кромке ванны жидкий металл поступает в ее заднюю часть, проходя вдоль боковых поверхностей и дна ванны. При этом скорости движения металла могут превышать скорость сварки в 1,5. 10 раз. Максимальные температуры жидкого металла существенно зависят от источника теплоты. При лучевых способах сварки, особенно при значительной концентрации энергии в пятне нагрева, металл может достигать температуры кипения (см. табл. 7.2).

Дуговые и плазменные источники энергии также способны создавать на поверхности металла довольно высокие температуры, например у сталей до 2300 К. При электрошлаковом процессе температура жидкого присадочного металла, проходящего через активную зону шлаковой ванны, где выделяется теплота, достигает температуры шлака, которая в средней по высоте части шлаковой ванны составляет 2100. 2200 К, а на поверхности шлака около 2000 К-

При способах сварки плавлением, особенно с использованием дуги, происходит интенсивное перемешивание жидкого металла как вследствие его движения из передней части ванны в заднюю, так и под влиянием других воздействий источника теплоты на жидкий металл. Происходит интенсивный теплообмен между отдельными порциями различно нагретого жидкого металла, а также вследствие теплоотвода в твердый металл. По этой причине энергетическое состояние ванны целесообразно характеризовать не только возможными максимальными и минимальными температурами, но и средней температурой жидкого металла. Она зависит от режима сварки (тока, напряжения, скорости сварки), характера подачи присадочного металла, устойчивости дуги и положения ее активного пятна. Например, средняя температура ванны при аргонно-дуговой сварке алюминиевого сплава АМгб может изменяться от 920 до 1050 К при возрастании тока от 300 до 450 А при (/д= 14 В и от 1070 до 1200 К при 1/д= 8 В, в то время как температура плавления сплава АМгб составляет около 890 К.

Во многих случаях, в особенности при сварке легированных сталей и различных сплавов, требуется прежде всего получение определенных механических свойств и структуры металла околошовной зоны и шва, которые зависят от длительности пребывания металла выше определенной температуры, скорости охлаждения в необходимом интервале температур, повторного нагрева и многих других особенностей термического цикла сварки (см. разд. IV). Поэтому оценка эффективности процесса сварки по энергетическим критериям часто оказывается второстепенной. Однако для сталей, мало чувствительных к воздействию термического цикла сварки, оценка эффективности различных режимов сварки по энергетическим затратам необходима. Следует различать сварные соединения двух основных крайних типов: соединения, в которых преобладает наплавленный металл (заштрихованные участки на рис. 7.20, вверху), и соединения, образуемые преимущественно в результате расплавления основного металла (рис. 7.20, внизу). Для последнего типа соединений, например

стыкового, тепловую эффективность процесса целесообразно ха

рактеризовать удельной затратой количества теплоты на единицу площади свариваемой поверхности:

где Ссв1 — площадь соединения, свариваемая за 1 с; для однопроходной сварки встык, например Ссв| = иб; UI—полная тепловая мощность сварочного источника.

Эффективность использования тепловой энергии движущихся источников теплоты характеризуют также так называемым термическим к. п. д. процесса проплавления основного металла:

Коэффициент т)/ выражает отношение условного теплосодержания vFn;phn„ проплавленного за единицу времени основного металла к эффективной тепловой мощности источника теплоты. Величина теплосодержания в единице массы металла /гпл включает в себя также скрытую теплоту плавления, затрачиваемую на

Рис. 7.20. Поперечные сечения сварных соединений (штриховыми линиями показаны границы расплавления)

переход металла из твердого в жидкое состояние. Здесь принято, что лишь теплота, истраченная на плавление металла, израсходована полезно, а остальная часть, ушедшая на подогрев металла, окружающего ванну, истрачена бесполезно. Расчетное определение тр для точечного и линейного источников теплоты соответственно в полубесконечном массивном теле и в пластине проводят по формулам (6.22) и (6.26). По ним определяют площадь F„р в выражении (7.46), ограниченную изотермой ДТ =Т„А — Тп. Для точечного источника т]( возрастает с ростом безразмерного критерия ез —qv/(a2phm), т. е. термический к. п. д. выше у мощных дуг, движущихся с высокой скоростью. Однако при вз —оо не может быть выше 1/0 = 0,368.

Полный тепловой к. п. д. проплавления т)пр выражает отношение vFBpph„„ ко всей (полной) тепловой мощности сварочного источника теплоты VI. Источники теплоты, когда они используются для соединений, формирование которых происходит в основном в результате наплавки металла (см. рис. 7.20, вверху), целесообразно оценивать по полному тепловому к. п. д. наплавки

Читайте также: