CC BY
112
Sudnik Vladislav Alexandrovich, doctor of technical science, professor, w.sudnik@,gmail.com, Russia, Tula, Tula State University,
Erodfeev Vladimir Alexandrovich, candidate of technical science, professor, [email protected], Russia, Tula, Tula State University,
Rybakov Alexander Sergeevich, doctor of technical science, professor, [email protected], Russia, Tula, Tula State University
УДК 621.791
МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА ДУГОВОЙ СВАРКИ ПОД ФЛЮСОМ. ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ НАПРЯЖЕНИЯ ДУГИ И ДИАМЕТРА ЭЛЕКТРОДА
В. А. Судник, В. А. Ерофеев, А.В. Масленников, Р.В. Цвелёв
Модели дуговой сварки плавящимся электродом, основой которых является система уравнений теплопроводности и равновесия поверхности сварочной ванны, неадекватны при изменении диаметра электрода и напряжения дуги. Существенное увеличение глубины проплавления при снижении напряжения дуги и диаметра электрода объяснено явлениями заглубления дуги в расплав сварочной ванны и сохранением потока капель электродного металла в придонной зоне сварочной ванны. Для учёта этих явлений предложено ввести в модель соотношения, определяющие распределение теплового потока дуги и её длины в зависимости от расстояния между концом электрода и точками поверхности сварочной ванны. Экспериментальные работы были выполнены в ОАО «Тяжмаш».
Ключевые слова: сварка под флюсом, модель процесса, влияние напряжения дуги и диаметра электрода.
Процесс сварки под флюсом и физические явления формирования шва рассмотрены в книгах [1, 2] и описаны в математических моделях [3, 4]. Рассмотрим некоторые особенности процесса, такие, как влияние диаметра электрода на формирование сварочной ванны.
В. А. Петруничев [5] показал, что степень погружения дуги несколько возрастает с уменьшением диаметра проволоки и практически не изменяется для разных марок флюса. Увеличение глубины проплавления при уменьшении диаметра электродной проволоки происходит за счёт значительного роста давления дуги. Так, уменьшение диаметра электродной проволоки с 5 до 3 мм увеличивает глубину ванны, а ширина ванны при этом уменьшается. Угол наклона передней кромки также уменьшается, и ванна вытягивается в направлении сварки. Расплавленный металл ванны интенсивнее вытесняется из-под основания дуги, дуга в большей степени погружается в основной металл и меньше блуждает по оплавляемой по-
верхности. Хотя объём расплавленного металла при сварке проволокой разного диаметра отличается незначительно, увеличение давления дуги приводит к тому, что металл ванны отбрасывается более интенсивно, прослойка жидкого металла становится меньше и теплоотдача улучшается. Так как концентрация потока газов и паров металла в центре пятна нагрева увеличивается, то давление в этой части возрастает.
В работах [6-11] по сварке под флюсом показано, что при возрастании тока и скорости сварки сварочное проплавление становится более глубоким из-за избыточного или роющего действия дуги (более 400 А и 5,8 мм/с при сварке под флюсом). При этом жидкий металл под дугой вынужден двигаться к задней части сварочной ванны, покидая «кратер». Автор изучил режим теплопереноса «прямой строжкой», чтобы дать лучшее понимание этого воздействия на твёрдый основной металл сварочной дуги.
В.И. Дятлов в работе [12] показал, 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 d < d на стержне-катоде. Essers и Walter [13] показали, 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, создающую пальцеобразное проплавление. Авторы представили зависимость глубины проплавления от произведения среднего импульса капель и их частоты (т.е. силы). Видимо, существует взаимосвязь между значением «полного импульса за секунду» и глубиной проникновения независимо от диаметра присадочного металла 1,2 или 1,6 мм и положительной или отрицательной полярности проволоки. Авторы работы [14] численно показали, что доминирующим фактором глубины проплавления является частота падения капель. Чем выше частота капель, тем концентрированнее перенос. Hu и Tsai [15] численно показали, что отдельная капля дополнительно нагревается высокотемпературной дугой во время полёта через неё.
В настоящей работе базовая модель модифицирована с учетом влияния напряжения дуги и диаметра электродной проволоки.
Базовая модель. Основой моделей дуговой сварки является система уравнений теплопроводности и равновесия давлений на поверхности сварочной ванны, в которых воздействие сварочной дуги учитывается как источник потока теплоты и давления [3]. В ходе решения этой системы уравнений определяются размеры сварочной ванны и прогиб её поверхности, через которую вводится тепловой поток сварочной дуги.
13
При сварке плавящимся электродом подача электродного материала учитывается при решении уравнения равновесия давлений на поверхности сварочной ванны условием баланса количества расплавившегося и кристаллизующегося металла. Учитывают также влияние подогрева вылета электрода на ток дуги.
Распределение теплового потока и давления сварочной дуги обычно задают нормальным законом распределения, подбирая КПД и диаметр круга воздействия дуги для получения совпадения расчётного профиля поперечного сечения сварного шва с данными эксперимента.
При горении дуги слоем флюса её характеристики существенно изменяются: принято, что КПД увеличивается до 100 %, а диаметр воздействия уменьшается. Предложено слой флюса рассматривать как часть пространства распространения теплоты дуги при решении уравнения теплопроводности, в ходе которого определять расположение зон плавления, испарения и затвердевания флюса. Это позволяет воспроизводить формирование дуговой каверны, в которой горит сварочная дуга. Размеры этой каверны ограничивают пространство теплового действия сварочной дуги, что учитывается корректировкой описания распределения её теплового потока.
Проблема адекватности модели. Однако все известные модели сварки не объясняют заметного изменения формы поперечного сечения проплавления при изменении напряжения питания дуги и диаметра электродной проволоки (рис. 1) при неизменных значениях тока дуги и скорости сварки. Форма поперечного сечения шлифов валиков, наплавленных при одинаковом значении тока, установленном в источнике питания, очень существенно изменяется при варьировании диаметра электродной проволоки и напряжения питания дуги. Особенно заметно различие при низком напряжении (24 - 32 В) и малом диаметре электродной проволоки (2 -4 мм), при которых форма сечения шлифов изменятся от «пальцевидной» к «грибовидной». Это свидетельствует о качественном изменении воздействия дуги на сварочную ванну.
Феноменологический анализ. 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 (рис. 2). Это предположение подтверждается тем, что ширина валика сильно возрастает при увеличении напряжения питания, что увеличивает длину дуги. Необходимо отметить, что при поверхностном режиме горения дуги существенная доля мощности факела дуги расходуется на плавление флюса. Это объясняет уменьшение ширины шва при увеличении напряжения (с 32 до 40 В), вызывающее удлинение дуги и увеличение толщины расплавления флюса.
2.0 мм
4.0 мм
24 В
32 В
Рис. 1. Влияние напряжения дуги и диаметра электродной проволоки на результат дуговой сварки под флюсом: ток дуги 475 А; скорость сварки 40 м/мин; длина вылета электрода 40 мм; материал - сталь 09Г2С\ толщина 16 мм
а б
в г
Рис. 2. Строение зоны формирования сварочной ванны при низком (а) и высоком (б) напряжении источника питания, а также при малом (в) и большом (г) диаметре электрода: 1 - металл; 2 - расплав; 3 - плазма дуги; 4 - жидкий флюс; 5 - порошкообразный флюс; 6 - сварной шов
15
Математическая модель влияния напряжения дуги. При сварке под флюсом электродинамическое давление велико и под дугой формируется глубокий кратер. Дуга горит над криволинейной поверхностью и распределение плотности тока в дуге зависит не только от расстояния от центра катодного пятна (по нормальному закону распределения), но и от глубины кратера. Учесть криволинейность поверхности кратера проще всего, введя в нормальный закон распределения третью координату, т. е. определять распределение теплового потока дуги в зависимости от расстояния г между точкой поверхности кратера и концом электрода:
2 Л
д(г ) = б ехр
г
(1)
Я
где б - максимальная плотность потока, Вт; Я - радиус факела дуги, см.
Максимальная плотность потока определяется по общей мощности теплового потока из решения интегрального уравнения
|д(г= IVк , (2)
о
где £ - площадь поверхности внутри катодного пятна дуги радиусом Я, см ; I- ток дуги, А; ик - катодное падение напряжения дуги, В.
Среднее расстояние Ь от конца электрода до поверхности кромок определяется напряжением дуги и, В:
Ь = V - иа - ик), (3)
Е
где Е - градиент потенциала в столбе дуги, В/см; иа - анодное падение напряжения, В.
Длина дуги определяется по падению напряжения в столбе дуги. Традиционно под длиной дуги понимают расстояние от конца электрода до поверхности металла, и при плоской поверхности и оси электрода, перпендикулярной поверхности, за длину дуги обычно принимают минимальное значение этого расстояния.
Однако при криволинейной поверхности металла понятие длины дуги нуждается в уточнении. Падение напряжения в плазме столба дуги определяется градиентом потенциала, значение которого зависит в основном от плазмообразующего газа. Ток дуги распределён неравномерно по поперечному сечению столба. Если рассматривать столб дуги как множество параллельных проводников, то плотность тока будет тем больше, чем короче проводник, т.е. меньше расстояние от конца электрода до точки поверхности металла. Среднюю длину Ь множества таких проводников можно определить решением интегрального уравнения
11 ^ ^ = (4)
£ 0 г2 Ь
где г - расстояние от конца электрода до рассматриваемой точки поверхности сварочной ванны, см.
Математическая модель влияния диаметра электрода. Мощность, Вт, переносимая каплями электродного металла в сварочную ванну
Р = I (иа + и{) = ур?р(сТк + ), (5)
где и - падение напряжения на вылете электрода, В; - скорость подачи электрода, см/с; ^ - радиус электрода, см; р - плотность материала электрода, г/см ; с - теплоёмкость материала электрода, Дж/(г-К); ИЬ - теплота плавления материала электрода, Дж/г; Тк - температура капель, отрывающихся от электрода, К.
Для получения заданного сечения наплавки при уменьшении радиуса электрода необходимо значительно увеличить скорость подачи. При этом мощность потока не изменяется, несмотря на увеличение падения напряжения в вылете электрода. Допустим, что поток капель электродного металла перемещается вдоль дна сварочной ванны со скоростью подачи электрода и имеет радиус, равный радиусу электрода. Температура металла в этом потоке убывает по мере движения в сварочной ванне от температуры капель в начале потока до температуры сварочной ванны. Расстояние Ь^, см, вдоль дна сварочной ванны, на котором температура этого потока выравнивается с температурой ванны, оценивается значением
£Р _2,
21
где X - коэффициент теплопроводности материала электрода, Вт/(см-К).
Это позволяет считать, что мощность (7), вносимая в сварочную ванну каплями электродного металла, распределяется в объёме, ограниченном в продольном направлении значением (8), а в направлении, перпендикулярном скорости сварки, - радиусом электрода. Учитывая, что распределение теплоты потока капель хаотично, можно принять
(х - 0,37Ьь )2 у2 ^
к™ ^ — гív{, (6)
(x, У, 2 ) = ——) ехР % Ь (х, У)- % т (х, у)
Г 2 + Ь2 г 2
(7)
где 2Ь и 2т - координаты поверхности плавления (дна сварочной ванны) и поверхности расплава (сварочной ванны), см; х, у - расстояние от центра потока капель (оси электрода), см; 0,37 - коэффициент смещения, полученный путем наилучшего совпадения с данными эксперимента; 0 - максимальная плотность теплового потока, Вт/см2, определяемая по балансу мощности следующим образом:
ДО ды (х, у, 2 )—®Р„ (8)
V
3
где V- объём сварочной ванны, см .
Результаты моделирования. Результаты моделирования процесса сварки под флюсом [3], при котором теплопереиос потока капель в сварочной ванне описан источником теплоты (7), показали удовлетворительное воспроизведение влияния диаметра электродной проволоки на глубину проплавления (рис. 3).
Рис. 3. Результаты влияния напряжения дуги и диаметра электродной проволоки на формы поперечных сечений сварки под флюсом: (а, в - половины экспериментальных макрошлифов; б, г - их расчетные аналоги)
Таким образом, показана возможность модификации базовой модели [3] для учёта технологических особенностей процесса и было установлено следующее:
1. Существующие физико-математические модели процесса дуговой сварки плавящимся электродом, основой которых является система уравнений теплопроводности и равновесия поверхности сварочной ванны, не позволяют адекватно воспроизводить различное формирование сварного шва при использовании электродов разного диаметра и сварке при различном напряжении дуги.
2. Существенное увеличение глубины проплавления при снижении напряжения дуги объясняется уменьшением длины и радиуса теплового потока дуги, которое приводит к заглублению дуги в расплав сварочной ванны, а при уменьшении диаметра электрода - сохранением потока капель электродного металла в придонной зоне сварочной ванны.
3. Для учёта влияния напряжения дуги предложены математические соотношения, определяющие распределение теплового потока дуги и её длины в зависимости от расстояния между концом электрода и точками поверхности сварочной ванны.
4. Для учёта влияния диаметра электродной проволоки предложены соотношения, описывающие распределение теплового потока капель электродного металла в придонной зоне сварочной ванны, расположение которой определяется в ходе решения уравнения теплопроводности.
Апробация модели была успешно произведена на производственно-экспериментальной базе ОАО «Тяжмаш» (г. Сызрань).
Список литературы
1. Патон Е.О. Автоматическая электродуговая сварка. Киев; М.: Машгиз, 1953. 396 с.
2. Houldcroft P.T. Submerged Arc Welding. Woodhead Publishing. Cambridge, 1990. 112 p.
3. Математическая модель процесса сварки под флюсом и явлений в дуговой каверне / В. А. Судник, В. А. Ерофеев В. А., А.В. Масленнников [и др.] // Сварочное производство. 2012. №6. С. 1-10.
4. 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.
5. Петруничев В.А. Тепловое и механическое воздействие дуги большой мощности на сварочную ванну // Процессы плавления основного металла при сварке. М.: Изд-во АН СССР, 1960. С.34-62.
6. Ishizaki K. Interfacial Tension Theory of the Phenomena of Arc Welding - Mechanism of Penetration. Physics of the Welding Arc. 1962. The Institute of Welding: London. P. 195-209.
7. Походня И. К. Метод исследования процесса плавления и переноса электродного металла при сварке // Автоматическая сварка. 1964. № 2. С. 1-10.
8. Franz U. Vorgänge in der Kaverne beim UP-Schweißen. Teil 1. Methode zur Untersuchung der Werkstoffübertragung beim UP-Schweißen // Schweißtechnik. 1965. №4. S. 145-150.
9. 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.
10. Петров А. В. Перенос металла в дуге и проплавление основного металла при сварке в среде защитных газов // Автоматическая сварка. 1957. №4. С. 19-28.
11. 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.
12. Дятлов В.И. Элементы теории переноса электродного металла при электродуговой сварке // Сб. «Новые проблемы сварочной техники» Киев: Техника, 1964. С. 167-182.
13. Essers W. G., Walter R. Heat transfer and penetration mechanisms with GMA and plasma-GMA welding // Welding Journal, 1981. Vol. 60. № 2. P. 37-42.
14. 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.
15. 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.
Судник Владислав Александрович, д-р техн. наук, проф., [email protected], Россия, Тула, Тульский государственный университет,
Ерофеев Владимир Александрович, канд. техн. наук, проф., [email protected], Россия, Тула, Тульский государственный университет,
Масленников Александр Васильевич, канд. техн. наук, доц., [email protected], Россия, Тула, Тульский государственный университет,
Цвелёв Роман Валерьевич, асп., гл. сварщик, rvc@,tyazhmash.com, Россия, Сызрань, ОАО «Тяжмаш»
MODELLING SUBMERGED ARC WELDING PROCESS. RESEARCH OF ARC VOLTAGE
AND ELECTRODE DIAMETER INFLUENCE
V.A. Sudnik, V.A. Erofeev, A.V. Maslennikov, R.V. Tsvelev
Models for consumable electrode arc welding, which are based on a system of equations of thermal conductivity and equilibrium of the weld pool surface, are inadequate when changing the diameter of the electrodes and the arc voltage. A significant increase in the depth of penetration while reducing the arc voltage and electrode diameter is explained through the phenomenon ofpenetration of the arc to the melt of the weld pool and the preservation of droplet flow electrode metal in the bottom zone of the weld pool. To account for these phenomena there were proposed relationships determining the heat flux distribution of the arc and its length depending on the distance between the electrode tip and the points on the surface of the weld pool. Verification experiments were conducted at PJSC "TYAZHMASH".
Key words: submerged arc welding, process model, the effect of the arc voltage and the electrode diameter.
Sudnik Wladislav Alexandrovich, doctor of technical science, professor, [email protected], Russia, Tula, Tula State University,
Erofeev Vladimir Aleksandrovich, candidate of technical science, professor, [email protected], Russia, Tula, Tula State University,
Maslennikov Alexander Vasilyevich, candidate of technical science, docent, [email protected], 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).
