CC BY
157
Sudnik Wladislav Alexandrovich, doctor of technical science, professor, w.sudnik@gmail.com, Russia, Tula, Tula State University,
Erofeev Vladimir Aleksandrovich, candidate of technical science, professor, va_erofeev@mail.ru, Russia, Tula, Tula State University,
Maslennikov Alexander Vasilyevich, candidate of technical science, docent, av.maslennikov@gmail.com, Russia, Tula, Tula State University,
Tsvelev Roman Valeryevich, postgraduate, main welder, rvc@,tyazhmash.com, Russia, Syzran, PJSC "Tyazhmash"
УДК 621.791
МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ФОРМИРОВАНИЯ СВАРОЧНОЙ ВАННЫ ПРИ ДУГОВОЙ СВАРКЕ ПОД ФЛЮСОМ И АНАЛИЗ ПРОЦЕССА ПЕРЕНОСА МЕТАЛЛА
В А. Судник, В. А. Ерофеев, А.В. Масленников, Р.В. Цвелёв
На основе экспериментальных данных по переносу электродного металла при дуговой сварке под флюсом, полученных авторами работы, показано, что результат сварки существенно зависит как от напряжения дуги, так и от диаметра электродной проволоки. Это влияние объяснено переходом из режима «погружённой дуги» в режим «поверхностной дуги», а также наличием потока теплоты по дну сварочной ванны, создаваемого каплями металла электродной проволоки. Экспериментальная работа была выполнена в ОАО «Тяжмаш».
Ключевые слова: сварка под флюсом, модель процесса, перенос электродного металла.
Процесс сварки под флюсом и физические явления формирования шва описаны в математических моделях [1, 2]. Рассмотрим некоторые особенности процесса переноса электродного металла и его влияние на формирование сварочной ванны и сварного шва.
Согласно классификации Международного института сварки [3] 1976 г. известны три основных типа переноса:
- в свободном полете (крупно-, мелкокапельный и струйный перенос);
- с жидкой перемычкой (с короткими замыканиями и без прерывания дуги);
- защищённый шлаком (направляемый шлаковой стенкой).
Перенос при сварке под флюсом изучали с помощью рентгеновской киносъёмки в ИЭС им. Е.О. Патона [4], в Магдебургском университете имени Отто фон Герике [5, 6], а также в университете Альберта [7]. Р.Б. Мепёе7 с помощью высокоскоростной видеосистемы и осциллограмм показал, что режим переноса металла был нестабильным крупнокапельным.
При сварке в среде защитных газов А.В. Петров [8] в 1957 г. был первым, кто определил критический ток перехода к струйному переносу. Позднее А. ЬеБпе^шсИ [9] в 1958 г. также определил критический ток перехода от крупнокапельного к осевому струйному переносу для проволоки из малоуглеродистой стали диаметром 1,6 мм при сварке в смеси Аг + 1 % 02 и представил график кусочно-линейной зависимости диаметра капель и частоты их переноса от сварочного тока, многократно повторяемый в литературе. В [10] показано, что при сварке в СО2 на прямой полярности переход от крупнокапельного к мелкокапельному переносу металла может сопровождаться резким скачком. Струйный перенос затруднён тем, что столб дуги не охватывает каплю < ^ на стержне-катоде. В [11] показано, что теплосодержание капель металла определяет полную площадь поперечного сечения проплавления, а воздействие капель на жидкий металл сварочной ванны - глубину проплавления. Они рассчитали динамику падающих капель, создающей пальцеобразное проплавление. Авторы представили зависимость глубины проплавления от произведения среднего импульса капель и их частоты (т.е. силы). Авторы [12] численно показали, что доминирующим фактором глубины проплавления является частота падения капель. Чем выше частота капель, тем концентрированнее перенос. В [13] также указано, что отдельная капля дополнительно нагревается высокотемпературной дугой во время полёта через неё.
Температуру капель измеряли авторы [14-17] и др. Экспериментальные данные [18] показывают, что температура капель при токах 300 А приближается к температуре кипения стали 2870 °С.
Для оценки распределения теплового потока углубленной дуги автор [19] использовал схему нормально-эллиптического источника, представляющего комбинацию двух одновременно действующих источников: поверхностного и заглублённого.
В работах В. А. Судника и А.В. Иванова [20] проанализированы источники теплоты при дуговой сварке - катодное пятно дуги и анодные капли. Авторы предложили соотношение для энтальпии капель, в котором энтальпия нелинейно возрастает до значения критического тока перехода к струйному переносу и равна постоянной 600 Дж/г выше него. Постоянная равна полусумме разности энтальпий испарения и плавления низколегированной стали. Позднее в [21, 22] на основе анализа «пальцевидной» формы проплавления алюминиевых сварных швов, сваренных проволоками разных химических составов, усовершенствовали комбинированный источник
теплоты капель: объёмный, сосредоточенный в шаре диаметром, зависящим от диаметра проволоки, и мощностью, пропорциональной току и степени перегрева капель, и поверхностный. Получено хорошее совпадение расчётных и экспериментальных форм проплавления.
В. А. Ерофеев с соавторами [23] разработали модель системы «источник питания - дуга», в которой учтены капельный перенос электродного металла, короткие замыкания дугового промежутка и условия возникновения обрывов дуги.
Расчёт динамического давления капель связан со значениями размеров капель и частоты их переноса. Судник В. А. и др. [24] изучали процесс плазменной наплавки с присадочной проволокой и предложили выражение для динамического давления капель: p = pv^ /2, где р - плотность и Vnn - скорость подачи проволоки, не содержащее указанных экспериментальных значений. Хорошее совпадение расчета и эксперимента позволило в дальнейшем применить этот подход при моделировании процесса сварки под флюсом [4].
Авторы [25] численно исследовали влияние свойств расплава и электромагнитной силы на типы переноса. В [26] с помощью программы вычислительной гидродинамики FLUENT смоделированны процессы переноса металла с короткими замыканиями и в свободном полете с учетом зависимости поверхностного натяжения от сварочного тока.
Неучёт явления конвекции в кондуктивных моделях сварочной ванны компенсируется повышенным значением коэффициента теплопроводности в 2 [4] - 8 [27] раз. В частности, в работе [26] показано, что более высокое значение теплопроводности даёт лучшую корреляцию с экспериментально измеренными размерами сварочной ванны.
В настоящей работе рассмотрены особенности переноса электродного металла при сварке под флюсом и их влияние на формирование сварочной ванны.
Осциллографирование процесса переноса электродного металла.
При исследовании процесса сварки выполняли наплавку валиков на пластины из стали 09Г2С толщиной 16 мм электродной проволокой OK AUTROD 12.22 диаметром 1,6, 2 и 4 мм. Использовали флюс OKFLUX 10.71. При выполнении опытов устанавливали напряжение источника питания 24, 32 и 40 В. Значение тока дуги 475 А, скорости сварки 40 м/мин и длины вылета электрода 40 мм при выполнении всех опытов не изменяли.
Для регистрации мгновенных значений тока и напряжения дуги применяли измерительные преобразователи тока ДИТ-500-Н и напряжения ДНХ-01 с гальванической развязкой входной цепи цепей контроля, а также цифровой многоканальный самописец S-Recorder-2. Фрагменты полученных осциллограмм представлены на рис. 1 и 2.
23
Из сваренных образцов были изготовлены макрошлифы. Форма поперечного сечения валиков характеризовалась размерами: еь - ширина валика, ет - ширина зоны термического влияния, - глубина проплавления, 2Т - глубина зоны термического влияния, % - высота наплавки, Ь - длина сварочной ванны. Варьируемые параметры процесса сварки, их измеренные значения и размеры наплавленных валиков приведены в таблице.
По осциллограммам тока и напряжения дуги были рассчитаны мгновенные значения мощности дуги (рис. 3) и эквивалентное электросопротивление дуги (рис. 4).
и, в
50
40
30
20
10
* 40 В ■кЩ
I (у. то т I I шК
И! I 'Ц1 24 В ||р
<1г=2 мм
80 160 240 320 40 0 80 160 240 320 400
МС МС
а б
Рис. 1. Осциллограммы напряжения дуги при разных напряжениях источника питания (а) и диаметрах электродной проволоки (б)
160
Рис. 2. Осциллограммы тока дуги при разных напряжениях источника питания (а) и диаметрах электродной проволоки (б)
Параметры выполнения опытов и размеры шва
(^пп-, мм Установленные параметры Измеренные значения Размеры наплавленного валика, мм
1о, А ио,В I, А и, В еь еТ 1т g ь
1,6 475 24 358±151 28,3±8,0 9,7 12,3 4,1 5,5 5,8 -
32 382±65 35,6±3,4 15,7 18,5 4,1 5,6 4,2 51
40 396±53 43,8±1,7 19,7 22,7 4,4 6,1 3,8 65
2 24 466±92 29,2±3,3 9,7 13,7 7,7 9,0 6,1 -
32 472±58 36,3±2,4 19,7 22,0 6,0 7,4 3,9 60
40 472±53 44,4±1,5 22,7 26,3 5,7 8,1 3,2 71
4 24 475±112 29,2±3,0 18,0 20,0 3,9 5,7 3,3 -
32 474±98 36,4±2,6 20,7 24,0 4,1 6,7 2,8 -
40 475±88 44,4±1,9 18,7 22,0 6,0 8,5 4,1 -
По осциллограммам были рассчитаны средние значения тока и напряжения дуги, среднеквадратичные отклонения. Частота изменения электрического сопротивления дуги рассматривалась как частота отрыва капель от электрода. Снижение мгновенного значения напряжения дуги ниже суммарного значения анодного и катодного напряжений (14 В) рассматривалось как короткое замыкание дуги. На рис. 5 показаны зависимости средних значений тока I и напряжения и дуги, их рассеяния Б1, Би, электрического сопротивления Я дуги, частоты / отрыва капель и доли длительности т коротких замыканий от напряжения источника питания дуги и0 при разных значениях диаметра электродной проволоки.
Осциллограммы показывают, что наблюдаются быстрые изменения мгновенных значений тока и напряжения дуги, возникновение которых можно объяснить скачкообразным изменением длины дуги при отрыве капель от электрода. Амплитуда колебаний мгновенных значений тока и напряжения больше при низком напряжении питания и несколько уменьшается при увеличении диаметра электродной проволоки. При низком напряжении питания дуги (24 В) наблюдается эпизодическое снижение напряжения дуги до значений, при которых невозможно существование плазменного факела (менее 14 В), что свидетельствует о наличии коротких замыканий дугового промежутка каплями электродного металла. Частота отрыва капель оценивается значениями 220 - 380 Гц и уменьшается при повышении напряжения источника питания.
Средние значения тока и напряжения дуги, определённые по осциллограммам, существенно отличаются от значений, установленных в источнике питания дуги, что можно объяснить ограниченным быстродействием системы регулирования источника и наличием индуктивности цепи питания дуги. Указанные отличия более заметны при сварке тонкой проволо-
кой и низком напряжении питания, что можно объяснить более сильным нагреванием вылета электрода и возникновением коротких замыканий дуги. Наиболее показательным является процесс сварки проволокой 1,6 мм, в котором не удалось отрегулировать ток (358 - 396 А) на заданное значение 475 А.
а б
Рис. 3. Изменение мощности дуги при сварке под флюсом при разных напряжениях источника питания (а) и диаметрах электродной проволоки (б)
Р. мОм 12
К, мОм 16
с/^=2 мм
Рис. 4. Изменение эквивалентного электрического сопротивления дуги при сварке под флюсом при разных напряжениях источника питания (а) и диаметрах электродной проволоки (б)
Рис. 5. Зависимости средних значении тока I и напряжения II дуги, их рассеяния (а), электрического сопротивления Я дуги, частоты /отрыва капель и доли длительности т коротких замыканий (б) от напряжения источника питания дуги 110
Форма поперечного сечения шлифов валиков, наплавленных при одинаковом значении тока, установленного в источнике питания, очень существенно изменяется при варьировании диаметра электродной проволоки и напряжения питания дуги. Особенно заметно различие при низком напряжении (24 - 32 В), при форме сечения шлифов изменятся от «пальцевидной» к «грибовидной». Это свидетельствует о качественном изменении воздействия дуги на сварочную ванну.
Наиболее вероятным объяснением является переход дуги из заглублённого состояния, когда факел дуги полностью погружен в кратер сварочной ванны, в поверхностное состояние, при котором большая часть факела расположена в слое флюса [28].
Это предположение подтверждается тем, что ширина валика сильно возрастает при увеличении как напряжения питания, что увеличивает длину дуги, так и диаметра электродной проволоки, увеличивающего диаметр факела дуги. Необходимо отметить, что при поверхностном режиме горения дуги существенная доля мощности факела дуги расходуется на плавление флюса. Это объясняет уменьшение ширины шва при сварке толстой проволокой (4 мм) и увеличении напряжения (с 32 до 40 В), вызывающего удлинение дуги и увеличение толщины плавящегося флюса.
Глубина проплавления существенно возрастает при уменьшении диаметра электродной проволоки, хотя ток дуги в опытах не менялся. Можно предположить, что эффект увеличения проплавления связан с существенным увеличением скорости подачи проволоки меньшего диаметра, что необходимо для сохранения заданного значения тока. Скорость подачи определяет давление, оказываемое на поверхность сварочной ванны, т.е. влияет на глубину кратера под дугой. Однако при больших значениях тока дуги, характерных для сварки под флюсом, электродинамическое давление дуги очень велико и почти полностью выдавливает расплав из-под факела дуги. Следовательно, капля электродного металла быстро удаляется из-под дуги в направлении нижней поверхности сварочной ванны, сохраняя свою теплоту и количество движения. Можно допустить, что увеличение глубины проплавления при уменьшении диаметра электродной проволоки объясняется переносом теплоты капли на дно сварочной ванны в зону, ограниченную диаметром проволоки и вытянутую в направлении сварки.
При сварке электродами малого диаметра скорость их подачи много больше, чем электрода большого диаметра. Металл электродных капель сосредоточен в меньшем объёме сварочной ванны, соответственно их теплота вызывает более интенсивное плавление дна сварочной ванны. Это объясняет появление более глубоких и узких ванн при использовании электродной проволоки меньшего диаметра.
Дополнительным эффектом, объясняющим более глубокое про-плавление при малом диаметре электрода, является то, что при сварке под флюсом диаметр проволоки соизмерим с диаметром факела дуги, соответственно плотность теплового потока дуги при электроде большего диаметра меньше.
Таким образом, установлено следующее:
1. Опыты, выполненные при одинаковом значении тока дуги и скорости сварки, показали, что результат сварки существенно зависит как от напряжения дуги, так и от диаметра электродной проволоки. Это влияние объяснено переходом из режима «погружённой дуги» в режим «поверхностной дуги», а также наличием потока теплоты по дну сварочной ванны, создаваемого каплями металла электродной проволоки.
2. Дополнительными эффектами, которые выявлены в опытах, являются наличие коротких замыканий дуги при низком напряжении питания и рост затрат мощности дуги на плавление флюса при увеличении напряжения.
Апробация модели была успешно произведена на производственно-экспериментальной базе ОАО «Тяжмаш» (г. Сызрань).
Список литературы
1. Математическая модель процесса сварки под флюсом и явлений в дуговой каверне // В. А. Судник, В. А. Ерофеев, А.В. Масленников [и др.] // Сварочное производство. 2012. №6. С. 1 - 10.
2. Analysis of submerged arc welding process by three-dimensional computational fluid dynamics simulations / D.-W.Cho, W.-H. Song, M.H. Cho S.-J. Na // Journal of Materials Processing Technology. 2013. Vol. 213. P. 2278- 2291.
3. International Institute of Welding. Classification of Metal Transfer, IIW Doc. XII-636-76, 1976.
4. Походня И. К. Метод исследования процесса плавления и переноса электродного металла при сварке // Автоматическая сварка. 1964. № 2. С. 1 - 10.
5. Franz U. Vorgänge in der Kaverne beim UP-Schweißen. Teil 1. Methode zur Untersuchung der Werkstoffübertragung beim UP-Schweißen // Schweißtechnik. 1965. №4. P. 145 - 150.
6. Franz U. Vorgänge in der Kaverne beim UP-Schweißen. Teil 2. Einfluß der Schweißdaten und des Zusatzwerkstoffs auf die Werkstoffübertragung und den Charakter des Werkstoffübergangs beim UP Schweißen // Schweißtechnik. 1966. № 9. P. 400 - 404.
7. Mendez P.F., Goett G., Guest S. D. High Speed Video of Metal Transfer in Submerged Arc Welding. International Institute of Welding. Seoul: 2014. Doc. XII-2196-14.
8. Петров А. В. Перенос металла в дуге и проплавление основного металла при сварке в среде защитных газов // Автоматическая сварка. 1957. №4. С. 19 - 28.
9. Lesnewich A. Control of Melting Rate and Metal Transfer in Gas Shielded Metal-Arc Welding. Part II. Control of metal transfer // Welding Journal. 1958. Vol. 37. №9. P. 418-425.
10. Дятлов В.И. Элементы теории переноса электродного металла при электродуговой сварке // Новые проблемы сварочной техники: Киев: Техника, 1964. С. 167-182.
11. Essers W. G. and Walter R. Heat transfer and penetration mechanisms with GMA and plasma-GMA welding // Welding Journal. 1981. Vol. 60. № 2. P. 37 - 42.
12. Fan H.G., Kovacevic R. Droplet formation, detachment, and impingement on the molten pool in gas metal arc welding. // Metall. Trans. 1999. Vol. 30B. № 8. P. 791-801.
13. Hu J. Tsai H. L. Metal Transfer and Arc Plasma in Gas Metal Arc Welding // Journal of Heat Transfer. 2007. Vol. 129. № 8. P. 1025 - 1035.
14. Erohin A.A. and. Rykalin N.N. Heat Balance of Electrode Droplet Melting in Arc Welding. Conf. Proc. of Physics of the Welding Arc. London, UK: The Institute of Welding. 1962. P.164-170.
15. Ando K. and Nishuguchi K. Mechanism of formation of pencil-point-like wire tip in GMA arc welding. Int. Inst. Weld., 1968. Doc. IIW 212156-68.
16. Походня И.К. Суптель А.М. Теплосодержание капель при сварке в углекислом газе // Автоматическая сварка. 1970. № 7. С. 12 - 17.
17. Watkins A. D. 1988. Heat transfer efficiency in gas metal arc welding. MS thesis, University of Idaho, Moscow, Idaho.
18. Soderstrom E. J., Scott K. M., Mendez P. F. Calorimetric Measurement of Droplet Temperature in GMAW // Welding Journal. 2011. Vol. 90. № 4. P. 77 - 84.
19. Рыкалин Н.Н. Расчёты тепловых процессов при сварке. М.: Машгиз, 1951. 296 с.
20. Судник В.А., Иванов А.В. Математическая модель источника теплоты при дуговой сварке плавящимся электродом в смеси защитных газов. Ч. 1. Нормальный процесс // Сварочное производство. 1998. №9. С. 3 - 9.
21. Рыбаков А.С., Кураков С.В., Судник В.А. Моделирование эффекта проплавления «пальцевидной» формы. Компьютерные технологии в соединении материалов: c6. науч. трудов 3-й Всерос. науч.-техн. конф. Тула. Изд-во ТулГУ, 2001. С. 89 - 95.
22. Судник В.А., Рыбаков А.С., Кураков С.В. Моделирование и численная имитация импульсно-дуговой сварки алюминиевых сплавов // Сварочное производство. 2002. №3. С. 9 - 15.
23. Ерофеев В.А., Логвинов Р.В., Масленников А.В. Физико-математическая модель системы «источник питания - дуга» при дуговой сварке плавящимся электродом в защитном газе // Известия Тульского государственного университета. Технические науки. 2008. Вып. 2. С. 203 -209.
24. Судник В.А., Ерофеев В.А., Страхова Е.А. Численный анализ устойчивости расплавленной ванны при плазменной наплавке тел вращения // Математическое моделирование и информационные технологии в сварке и родственных технологиях. 25 - 27 мая 2010: сб. трудов 5-й Меж-дунар. конф. / Кацивели ИЭС им. Е. О. Патона НАН Украины, 2010. С.210 - 215.
25. Kadota K., Hirata Y. Numerical model of metal transfer using an electrically conductive liquid // Welding in the world. 2011. Vol. 55. Issue 9 -10. P. 50 - 55.
26. Ding X., LI H., Yang L., Gao Y. Simulation of Metal Transfer in GMAW Based on FLUENT // Acta Metall. Sin. (Engl. Lett.). 2013. Vol. 26. N.3. P. 265 - 270.
27. Podder D., Mandal N.R., Das S. Heat Source Modeling and Analysis of submerged Arc Welding. Welding Journal. 2014. Vol. 93. N. 5. P. 183 - 191.
28. Моделирование процесса дуговой сварки под флюсом. Исследование влияния напряжения дуги и диаметра электрода // В. А. Судник, В. А. Ерофеев, А.В. Масленников [и др.] // Известия Тульского государственного университета. Технические науки. 2015. №6.
Судник Владислав Александрович, д-р техн. наук, проф., w.sudnik@gmail.com, Россия, Тула, Тульский государственный университет,
Ерофеев Владимир Александрович, канд. техн. наук, проф., va erofeev@mail.ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет,
Масленников Александр Васильевич, канд. техн. наук, доц., av.maslennikov@gmail.com, Россия, Тула, Тульский государственный университет,
Цвелёв Роман Валерьевич, асп., гл. сварщик, rvc@,tyazhmash.com, Россия, Сызрань, ОАО «Тяжмаш»
MATHEMATICAL MODEL OF THE WELD POOL FORMATION IN THE SA W-PROCESS AND ANALYSIS OF THE ELECTRODE METAL TRANSFER
V.A. Sudnik, V.A. Erofeev, A.V. Maslennikov, R.V. Tsvelev
On the basis of the experimental data, obtained by the authors, it has been shown that the result of the SAW-process depends on the arc voltage, as well as the electrode wire diameter. It is explained by the arc transfer from the immersed state to surface state, as well as by the presence of the heat flux at the weld pool bottom, generated by the electrode wire droplets. Verification experiments were conducted at PJSC "Tyazhmash".
Key words: submerged arc welding, process model, the electrode metal transfer.
Sudnik Wladislav Alexandrovich, doctor of technical science, professor, w.sudnik@,gmail.com, Russia, Tula, Tula State University,
Erofeev Vladimir Aleksandrovich, candidate of technical science, professor, va erofeev@mail.ru, Russia, Tula, Tula State University,
Maslennikov Alexander Vasilyevich, candidate of technical science, docent, av.maslennikov@gmail.com, Russia, Tula, Tula State University,
Tsvelev Roman Valeryevich, postgraduate, chief welder, rvc@tyazhmash. com, Russia, Syzran, PJSC "Tyazhmash"
