CC BY
61
УДК 621.791.754
Д.В. Слезкин, асп., зам. техн. директора, (8464) 37-89-68, dvslezkin@tyazhmash.com (Россия, Сызрань, ОАО «Тяжмаш»), Р.В. Цвелев, асп., гл. сварщик, (8464) 37-89-68, rvc@tyazhmash.com (Россия, Сызрань, ОАО «Тяжмаш»),
В.А. Ерофеев, канд. техн. наук, проф., (4872) 33-12-58, va_ero feev@mail. ru (Россия, Тула, ТулГУ),
A.В. Масленников, канд. техн. наук, доц., (4872) 33-12-58, av.maslennikov@gmail.com (Россия, Тула, ТулГУ),
B.А. Судник, д-р техн. наук, проф., (910) 582-22-57, w. sudnik@ gmail. com (Россия, Тула, ТулГУ)
МЕТОДИКА РАСЧЕТНО-ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО ОПРЕДЕЛЕНИЯ ЭФФЕКТИВНЫХ МОЩНОСТИ И РАДИУСА ТЕПЛОВОГО ПОТОКА ДУГИ ПРИ СВАРКЕ СТАЛИ ПЛАВЯЩИМСЯ ЭЛЕКТРОДОМ В СМЕСИ ЗАЩИТНЫХ ГАЗОВ
Разработана методика определения эффективных значений мощности и распределения теплового потока дуги при дуговой сварке малоуглеродистой стали в смесях аргона с углекислым газом разного состава, основанная на решении обратной задачи моделирования формирования сварочной ванны.
Ключевые слова: сварка плавящимся электродом, мощность и радиус теплового потока, теплоперенос каплями плавящегося электрода, физико-математическая модель сварки.
В технологических расчётах параметров сварки необходимо определять как эффективную мощность дуги, так и эффективный радиус теплового пятна дуги на поверхности кромок [1]. Эффективная мощность источника энергии рассчитывается как часть полной мощности, умноженная на эффективный кпд. Эффективный радиус теплового пятна дуги определяет площадь круга, на которую падает 95% эффективной мощности дуги.
При дуговой сварке плавящимся электродом (СПЭ) рекомендуют использовать в качестве защитного газа смеси аргона и двуокиси углерода. Технологические свойства дуги, горящей в этой смеси газов заметно отличаются от свойств дуг, горящих в аргоне и в двуокиси углерода.
Анодное напряжение, градиент потенциала и диаметр факела дуги могут быть определены с достаточной точностью [2]. Проблемой является определение распределения теплового потока дуги и капель электродного металла на поверхности сварочной ванны [3], а также мощности, затрачиваемой на испарение металла.
Проблема затрат мощности дуги на испарение сварочной ванны впервые рассмотрена в работах Block-Bolten и Eagar [4], которые показали, что эффект охлаждения при испарении ограничивает максимальную температуру ванны значительно ниже температуры кипения свариваемого ме-
талла, и Zacharia и др. [5], подчеркнувшие, что испарение при сварке является важнейшим фактором формирования сварочной ванны и должно учитываться в физических и численных моделях описания сварки.
Целью настоящей работы является учет взаимодействия многих факторов, определяющих формирование сварочной ванны при СПЭ, что можно только при численном моделировании всех явлений, при котором определяются распределение температуры и форма поверхности сварочной ванны с учётом геометрии стыка. В такой модели искомые величины являются собственными параметрами модели. Задача сводится к решению обратной задачи моделирования по определению искомых величин по опытным данным.
Постановка задачи. Изложенное показывает, что тепловой поток и его распределение по поверхности свариваемого стыка невозможно рассчитать, не учитывая результата воздействия дуги на поверхность металла. Кроме того, невозможно на теоретической основе точно определить основные параметры дуги, особенно катодное напряжение. Поэтому для решения практических задач необходимо определить уточняющие коэффициенты, определяющие влияние взаимодействия дуги с металлом стыка, в частности форму поверхности расплава, влияющую на распределение теплоты, переносимой каплями, и количество испаряемого металла, изменяющего состав плазмы дуги. Основными являются значение катодного напряжения, эффективный радиус дуги и затраты тепла на испарение. Все они зависят от режима сварки, в основном от тока дуги, который при сварке плавящимся электродом определяется скоростью подачи и диаметром электродной проволоки. Напряжение дуги, определяющее её длину, скорость сварки и форма разделки кромок также влияют на тепловой поток в свариваемый стык, но в меньшей степени. При достаточно интенсивном испарении поток пара железа охлаждает плазму, что вызывает рост напряжения в зоне испарения. Это повышение напряжения перераспределяет ток дуги в сторону поверхности с меньшей температурой, соответственно перемещается и зона интенсивного испарения. Возникающее хаотичное блуждание катодного пятна увеличивает радиус теплового потока в металл и минимизирует катодное напряжение.
Тепловой поток, создаваемый тепловыделением в катодном слое и излучением столба дуги принято описывать нормальным распределением
[2, 3]
3
Чаге (г arc Uk + ^ )ехР
^агс
' 2 ^ п 2
Rarc у
(1)
где г2 = х2 + у2- расстояние от оси дуги, см; Пагс- эффективный тепловой радиус дуги, см; 1агс - ток дуги, А; иk - катодное напряжение, В; Рг^ - мощность излучения столба дуги, падающая на поверхность сты-
ка, Вт. Необходимо отметить, что эффективное значение радиуса дуги Яагс больше радиуса катодного пятна г\, что учитывает его хаотичное
блуждание и неравномерность распределения излучения столба дуги.
Важным источником теплового потока является поток капель расплавленного металла электрода [6-8], эффективный радиус разброса которых для смеси Аг + 18 % С02 с ростом тока увеличивается в интервале переноса с короткими замыканиями, достигает максимума в переходной области к струйному переносу и резко снижается в ней.
Мощность теплового потока капель оценивают значением
Р'/ = 1агс (иа + уУСРТУ } (2)
где иа - анодное напряжение, В; Ту - радиус электродной проволоки, см; у у - скорость подачи электродной проволоки, см/с; ср - удельная теплоемкость, Дж/(см3- оС); Ту - температура подогрева вылета, оС.
Описание распределения теплоты по поверхности сварочной ванны возможно при ряде допущений. Капли электродного металла не являются поверхностными источниками теплоты, а распределяются в объёме расплава ванны и составляют большую часть этого объёма. Можно допустить, что капля мгновенно поглощается сварочной ванной, а форма её поверхности в установившемся режиме описывается функцией Z(x,y), (рис. 1). Тогда объём капли распределяется в соответствии с формой поверхности, т.е. теплота капли распределится в слое толщиной
8(х, у) = Z(х + , У)- Z(х, у), (3)
а б
Рис. 1. Распределение теплового потока капель qу в поверхностном
слое б(х,у) сварочной ванны и форма поверхности сварочной ванны Z (х, у) в продольном (а) и поперечном (б) сечениях
Это допущение позволяет описать распределение мощности теплового потока капель по поверхности ванны функцией
Ч/(х, у 2 (х, у ). (4)
V/ пг2
Кроме теплового воздействия дуги, тепловой поток в металл зависит от интенсивности испарения металла под дугой. Затраты теплоты на испарение, qv, определяются градиентом температуры в поверхностных слоях металла
0 ^ Т < Тл;
qv = \ д Т , (5)
Ч/ + Чаге ^ Т > ^
I дz
где X - теплопроводность металла, Вт/(см-оС); ^ - температура кипе-
о^
ния, С.
Методика исследования. Для упрощения задачи ограничимся наиболее простой формой стыка: случаем наплавки валика на пластину достаточно большой толщины. Модель должна воспроизводить формирование сварочной ванны и наплавленного валика. Для определения мощности теплового потока и его распределения требуется достаточно точно определить распределение температур и расположение поверхности расплава под дугой. Результат воздействия можно достоверно определить по поперечному макрошлифу наплавленного валика, на котором хорошо видны предельные распределения температур плавления и фазового перехода. При моделировании нужно определить значения катодного напряжения дуги, её радиус и потери на испарение металла, при которых расчётное распределение указанных температур совпадает с их расположением на макрошлифе при соответствующем режиме сварки.
Выполнение опытов. Было выполнено 6 опытов при двух значениях скорости подачи проволоки и трёх составов газа (100 % С02, 18 % С02+82 % Аг, 100 % Аг). При выполнении каждого опыта измеряли ток и напряжение между горелкой и листом. Использовали источник питания FRONIUS_TPS4000, механизм подачи электродной проволоки FгoniusVR4000 и сварочную горелку AW5000, закреплённую на сварочной тележке Fгonius FDV22MF. При выполнении опытов использовали сварочную проволоку Св08Г2С и листы из стали СтЗсп размером 150x300x10 мм.
Скорость подачи электродной проволоки, ток и напряжение дуги определяли по показаниям приборов контроля на источнике питания. Кроме того, ток дуги измеряли токовыми клещами АТАКОМ 2103 непосредственно в кабеле, подключённом к сварочной горелке, а так же измеряли напряжение на наконечнике и сопле горелки с помощью мультиметра Mastech NY64. Полученные результаты приведены в табл. 1.
Тепловое воздействие дуги оценивали по размерам поперечных се-
чений макрошлифов, рис. 2, табл. 2.
Таблица 1
Результаты измерения тока, напряжения (Uarc) и длины дуги (Larc) при заданных значениях скорости подачи электрода и разном составе
защитного газа
№ Защитный газ v f , мм/с I А U arc, В Larc, мм
1 СО2 50 125-137 20,8-21,05 1,4-1,5
2 СО2 100 193-227 24,5-24,6 1,7-1,8
3 18 % СО2 + 82 % Лг 50 127-141 16,7-16,9 1,5-1,6
4 18 % СО2 + 82 % Лг 100 214-241 21,2-21,4 2,4-2,5
5 Лг 50 125-138 16,9-17,0 2,4-2,5
Таблица 2
Размеры макрошлифов, полученные в опытах при параметрах табл. 1
№ Yl, мм Yf, мм H, мм ZL, мм Zf, мм
1 4,90±0,10 6,30±0,1 1,67±0,05 2,00±0,10 2,7±0,10
2 7,00±0,80 8,32±0,8 2,23±0,07 2,50±0,10 3,8±0,10
3 4,50±0,40 5,90±0,4 1,80±0,20 1,96±0,50 2,7±0,20
4 7,30±0,60 8,40±0,6 2,20±0,20 2,15±0,05 3,2±0,05
5 3,70±0,20 5,80±0,2 1,95±0,05 0,95±0,05 1,9±0,10
6 6,25±0,25 7,30±0,3 2,45±0,05 1,95±0,05 3,5±0,05
Рис. 2. Размеры макрошлифов, использованные при определении характеристик теплового воздействия дуги
Физико-математическая модель. Основным уравнением модели является нелинейное уравнение теплопроводности в неподвижной декартовой системе координат [6]
dHe dt
_д/ дх
дт Л д +
À
V дх у
ду
À
дТ ду
+
_д_ дz
V
(6)
где Не - объёмная энтальпия, Дж/см3; Т - температура, К, связанная с энтальпией нелинейной функцией Т (Н), учитывающей теплоты плавления Н^ и кипения Ну .
В качестве граничного условия для уравнения (6) на верхней поверхности пластины Z (х, у) учитывается тепловой поток мощностью
Ч( X у )
= Ч (x, у ). (7)
oz
Этот тепловой поток является суммой потоков, создаваемых катодным падением напряжения и излучением дуги Цагс (1), потоком капель электродного металла qу (2) и потока испарения металла
q(x, у )= qarc + qу - qv. (8)
Распределение теплового потока испарения металла под дугой определяли по условию ограничения температуры значением температуры кипения ТУ
qv\x
(х, у )=
cp дz 0
(He(х,у,Z(х,у))-cpTv - Hl ) ^ Т > Т
(9)
^ Т < Tv
На обратной стороне пластины Zs ввиду незначительности значе-
ний температуры и теплоотдачи приняли
дТ
0.
Решение этого уравнения позволяет определить расположение области жидкого металла W. Координаты поверхности жидкого металла определяются решением уравнения равновесия давлений на этой поверхности
Z (х, у )eW, pa + parc + pf + Pi = 0, (10)
где pG - капиллярное давление, Н/см2; parc - электродинамическое давление дуги, Н/см2; pf - давление потока капель электродного металла,
Н/см2; Pi - внутреннее давление в расплаве, Н/см2.
Капиллярное давление определяется кривизной поверхности расплава
Ра = а
f 2
д 2 Z 2
+
2
д 2 Z
дх 2 ду
2
(11)
где а - поверхностное натяжение.
Электродинамическое давление дуги в основном определяется то-
ком
т; т 2
р _ 3кагс1агс рхп рагс ~ о ехр
/
пЯ
2
агс, р
3 + ^)2 + у'
V
R
2
агс, р
(12)
где кагс - электродинамический коэффициент; Яагс р - силовой радиус
дуги, см; У-м - скорость сварки, см/с. Силовой радиус не равен тепловому. В соответствии с [9] принято, что Яагс р _ 0,8Яагс.
Давление потока капель электродного металла определяется скоростью подачи электрода
2
2 ' \2
V
р/ _р / у ехр
(х0 + ) + У
2
R
2
/
(13)
где р/ - плотность электродного металла, г/см ; Я/ - радиус разлёта капель, принятый равным диаметру проволоки, см.
Внутреннее давление в расплаве р^ определяется из равенства площадей сечений наплавленного валика с учетом изменений объёма по температурному изменению плотности и израсходованной электродной проволоки при решении вариационной задачи
i 2 (хs, у Уу р' уаг ) пг
2
/
(14)
-УБ ™
где х$ - продольная координата конца сварочной ванны; ± у$ - координаты поперечных границ сварочной ванны.
Численное решение системы уравнений модели (1-14) дуговой сварки позволяет получить распределение температуры в зоне воздействия дуги. На рис. 3. показан результат решения в момент достижения установившегося состояния.
а б
Рис. 3. Результат решения системы уравнений модели процесса СПЭ: а - вид сверху и сбоку; б - поперечные сечения и расчетный макрошлиф
Обработка результатов опытов. Задача обработки результатов опытов сводится к решению обратной задачи моделирования - определению эффективных значений катодного напряжения и£ и радиуса дуги Rarc, при которых размеры расчётного и натурного макрошлифов совпадают.
Искомые параметры дуги входят в граничное условие уравнения теплопроводности. В это же граничное условие входит неизвестная мощность Ру, расходуемая на испарение металла.
При решении этой задачи учитывали, что катодное напряжение и радиус дуги неодинаково влияют на ширину шва YL и на глубину проплав-ления Значение их определили, решая вариационную задачу
Y,
ь, м
^ГС =
ь
2
и ь- = уяг
(15)
ь, м
->2
м
где Уцм, 2ь,м - значения ширины шва и глубины проплавления, получаемые при моделировании формирования сварочной ванны, см; YL, 2ь - их экспериментальные значения, мм.
На рис. 4 показаны опытные и расчётные макрошлифы соединений, полученные после решения вариационной задачи. Значения параметров процесса для данных опытов и результаты расчета приведены в табл. 3.
Рис. 4. Опытные и расчётные макрошлифы соединений, полученные после решения обратной задачи по определению эффективного радиуса дуги при параметрах, указанных в табл. 1
Таблица 3
Результаты моделирования процесса СПЭ при параметрах выполнения опытов из табл. 1
№ Yl, Yt, Zl, Zt, U, Ua, Rarcr, Pf, Pk, P 1 vap,
мм мм мм мм В В мм Вт Вт Вт
1 4,89 6,81 1,52 2,55 7,15 5,10 3,00 737 1417 338
2 7,70 9,55 2,18 3,78 7,57 6,00 4,08 1474 2626 584
3 3,90 5,90 1,20 2,20 5,75 4,90 2,70 736 1050 85
4 6,76 8,42 2,16 3,27 7,23 5,30 3,25 1473 2536 1262
5 3,81 5,25 1,08 1,97 5,46 5,00 2,13 737 1191 78
6 5,70 8,00 1,99 3,08 7,23 5,20 3,07 1474 2614 1571
Анализ результатов. Данные табл. 3 показывают, что полученные значения катодного напряжения несколько выше анодного. Однако полученные значения близки к результатам определения катодного напряжения на основе измерений параметров дуги [1]. Значения эффективного радиуса теплового потока дуги, определённые по ширине шва, несколько меньше видимого диаметра факела дуги. Кроме того, полученные расчетные значения приблизительно в 2 раза меньше значений, полученных в работе [3] в рамках плоской тепловой задачи. Основная часть теплового потока создаётся катодным падением напряжения. Основным новым результатом являются полученные значения мощности, затрачиваемой на испарение металла и которая составляет существенную часть энергетического баланса сварочного процесса. Она очень заметно меняется в зависимости от мощности дуги, а также от состава защитного газа.
Список литературы
1. Лесков Г.И. Электрическая сварочная дуга. М., Машиностроение, 1970. 355 с.
2. Ленивкин В.А., Дюргеров Н.Г., Сагиров Х.Н. Технологические свойства сварочной дуги в защитных газах. М.: Машиностроение, 1989. 264 с.
3. Судник В.А., Иванов В.А. Математическая модель источника теплоты при дуговой сварке плавящимся электродом в смеси защитных газов. Часть первая. // Сварочное производство. 1998. №9. С. 3 - 9.
4. Block-Bolten, Eagar T. W. Metal vaporization from weld pools / Met. Trans. B. 1984. Vol. 15B. P. 461 - 469.
5. Zacharia T., David S. A., V. M. Vitek. Effect of evaporation and temperature-dependent material properties on weld pool development. Metallugical Trans. B. 1991. Vol. 22B. № 4. P. 233 - 241.
6. Походня И.К., Суптель A.M. Теплосодержание капель электродного металла при сварке в СО2 // Автоматическая сварка. 1970. № 10.
180
С. 5 - 8.
7. Ando К., Nishiguchi К. Mechanism of Formation of Pencil-Point-Like Wire Tip in MIG Arc Welding // Relation between the Temperature of molten Drop, Wire Extension and Heat Conductivity. IIW - 212-156. 1968. P. 10.
8. Полосков С.И., Ерофеев В.А., Масленников А.В. Прогнозирование качества сварных соединений на основе физико-математической модели процесса орбитальной сварки // Сварочное производство. 2005. № 2. С. 8 - 16.
9. N. S. Tsai, T. W. Eagar Distribution of the heat and current fluxes in gas tungsten arcs // Metall. Trans. 1985. Vol. 16B. N 12. P. 841 - 845.
D. V. Slezkin, R. V. Tsvelev, V.A. Erofeev, A. V. Maslennikov, V.A. Sudnik
AN EXPERIMENT-CALCULATED PROCEDURE FOR DETERMINATION OF EFFECTIVE VALUES OF ARC POWER AND ITS RADIUS IN GMA WELDING OF STEEL
In the present paper, a methodology for experimental determination of effective values of arc power and its radius in the GMA welding of steel has been developed.
Key words: GMA welding, arc power, arc radius, droplet heat transfer, physical and mathematical model.
Получено 24.08.12
УДК 681.3
B. Ф. Кузин, д-р техн. наук, проф. каф., (4872) 37-30-16, avkuzin@hotbox.ru (Россия, Тула, ТулГУ),
C. М. Бочаров, канд. техн. наук, доц., (4872) 37-30-16, avkuzin@hotbox.ru (Россия, Тула, ТулГУ),
Нгуен Куанг Ман, асп., (4872) 37-30-16, avkuzin@hotbox.ru (Россия, Тула, ТулГУ),
Фан Нгок Ту, асп., (4872) 37-30-16, avkuzin@hotbox.ru (Россия, Тула, ТулГУ)
НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ ОХОТНИЧЬЕЙ ГИЛЬЗЫ ПРИ ВЫСТРЕЛЕ И ПОСЛЕ РАЗГРУЗКИ
Решена задача, позволяющая установить напряженно-деформированное состояние охотничьей гильзы при ее нагрузке давлением и при экстракции.
Ключевые слова: конечные элементы, граничные условия. Абсолютные деформации и напряжения.
Рассмотрим четвертую часть гильзы, сечение деталей и система координат приведены будут в ходе выполнения расчета. Конечно-
