CC BY
37
Opubl. 26.10.2009, Byul. № 20. (Ukr.) 5. Nosovskiy B.I. Developing of methods of deposition parameters choice by a strip electrode with the forced mechanical transfer of liquid metal / B.I. Nosovskiy, E.V. Lavrova // Automatic welding. - 2011. - № 3. - P. 30-33. (Rus.)
Рецензент: А.Д. Размышляев д-р техн. наук, проф. ГВУЗ «ПГТУ»
Статья поступила 11.09.2012
УДК 621.791.75
©Размышляев А.Д.1, Миронова М.В.2, Ярмонов С.В.3
О СТРОЕНИИ ПОПЕРЕЧНОГО МАГНИТНОГО ПОЛЯ, ГЕНЕРИРУЕМОГО УСТРОЙСТВАМИ ВВОДА ПРИМЕНИТЕЛЬНО К ДУГОВОЙ СВАРКЕ И НАПЛАВКЕ
Установлено, что строение магнитного поля, генерируемого устройствами ввода для процессов дуговой сварки и наплавки, зависит от параметра, связанного с величиной поперечного сечения его стержней.
Ключевые слова: дуговая сварка и наплавка, поперечное магнитное поле, устройство ввода, индукция магнитного поля, сечение стержней электромагнита.
Размишляев О.Д., MipoHoea М.В., Ярмонов С.В. Про будову поперечного магшт-ного поля, що генеруються пристроем введення стосовно до дугового зварюван-ня й наплавлення. Встановлено, що будова магнтного поля, що генеруеться при-строями введення для процеав дугового зварювання й наплавлення залежить в1д параметра, пов'язаного з величиною поперечного перер1зу його стрижтв. Ключовi слова: дуговезварювання й наплавлення, поперечне магнтне поле, при-строг введеня, тдукщя магнитного поля, перер1з стрижмв електромагнту.
O.D. Razmyshljaev, M. V. Mironova, S. V. Yarmonov. About the structure of transverse magnetic field generated by input devices applied to arc welding and surfacing. It has
been stated that the structure of magnetic field generated by the input devices for arc welding and surfacing depends on the cross-section of the rods.
Keywords: arc welding and surfacing, transversal magnetic field, the input devices, magnetic field induction, the cross-section of the electromagnet.
Постановка проблемы. Разработка устройств ввода магнитного поля для повышения эффективности процессов дуговой сварки и наплавки.
Анализ последних исследований и публикаций. В работе [1] показано, что применение поперечного магнитного поля (ПОМП) при дуговой сварке и наплавке под флюсом позволяет увеличить коэффициент расплавления электрода на 20...30 %. В работе [2] установлено, что при дуговой сварке и наплавке с воздействием ПОМП возможно эффективно управлять глубиной и площадью зоны проплавления основного металла.
Однако в большинстве работ конструкции устройства ввода (УВ) ПОМП либо не приведены [3-5], либо приведены конструкции, пригодные только для исследовательских целей [6]. Вопрос об оптимальности конструкций УВ ПОМП в упомянутых работах не обсуждался. В зоне капли на торце электрода сварочной дуги и жидкого металла ванны необходимо обеспечить максимум значений поперечной (горизонтальной) компоненты индукции (Вх, либо Ву) и мини-
1 д-р техн. наук, профессор ГВУЗ «Приазовский государственный технический университет», г. Мариуполь
2 канд. техн. наук, доцент, ГВУЗ «Приазовский государственный технический университет», г. Мариуполь
3 аспирант, ГВУЗ «Приазовский государственный технический университет», г. Мариуполь
мум продольной компоненты Bz этого поля. Следует отметить, что строение магнитного поля в указанных зонах весьма сложно зависит от конструктивных параметров УВ ПОМП, поэтому на первом этапе изучения необходимо установить некоторые закономерности, определяющие строение этого поля.
Цель статьи - установить закономерности формирования строения магнитного поля, генерируемого УВ ПОМП, применительно к процессам дуговой сварки и наплавки.
Изложение основного материала. Наиболее простой представляется конструкция УВ ПОМП в виде двух стержней из ферромагнитной стали с обмотками на каждом стержне (рис.1, а).
Рис. 1 - Устройство ввода ПОМП с двумя стержнями (а) и конструкция стержня с обмоткой (б): 1 - стержень; 2 - изолятор; 3 - катушка; 4 - изделие
На рис. 1, а приведены основные параметры и размеры УВ ПОМП: а - расстояние между стержнями А и В у их нижних торцов; h2 - расстояния от торцов стержней до изделия; а^ а2 - углы наклонов стержней к вертикали.
На рис. 1, б приведены размеры: Ь - ширина стержня (в плане); с - толщина стержня; Lc -длина стержня; Lк - высота (длина) катушки; Н - расстояние от торца стержня до катушки.
Необходимо установление таких параметров УВ ПОМП (по рис. 1, а), которые обеспечивали бы максимальный уровень компоненты индукции Вх между стержнями А и В вдоль оси ОХ при минимальном уровне продольной компоненты индукции В;.
Для выполнения исследований были изготовлены одиночные стержни сечением 26^16 мм из пластин электротехнической стали, а также четырехслойные катушки из медного провода диаметром 1 мм высотой Lк = 27 мм (рис. 1, б). Возможна была регулировка расстояния Н от торца стержня до катушки. Для исследования влияния величины сечения стержня ^с) на характер распределения индукции В;, вдоль оси О2 (рис. 1, б) были изготовлены также стержни сечением 26^8 мм, 26x32 мм, 32x52 мм и соответственно катушки высотой Lк = 27 мм с внутренним прямоугольным отверстием, чтобы эти катушки могли перемещаться вдоль стержней (чтобы изменять расстояние Н, см. рис. 1, б). Измерения индукции В; выполняли универсальным тесламетром типа 43205 с датчиком Холла, имевшим измерительную базу 0,9x0,9 мм. В катушках пропускали постоянный ток 1к = 16 А. Данные измерений показали, что при увеличении Fc индукция В; (при Н = 0) в центре торцов стержней несколько уменьшалась, а при отсутствии стержня индукция В; у торцов катушек при изменении Fc не изменялась. Измерением индукции В, при наличии стержней и изменении расстояния Н от торца стержня до
катушки установлено, что при увеличении Н индукция В;, уменьшается (при одинаковых значениях ^ = 16 А, W = 100). В качестве примера на рис. 2 приведена зависимость В; = f (Н) для стержня сечением Fc = 26^32 мм, обмоткой с числом витков W = 100 и током ^ = 16 А. Катушки на стержнях А и В соединяли последовательно, таким образом, чтобы нижние торцы стержней А и В имели разные полюса - N и S (рис. 1, а).
При увеличении тока в катушках значение индукции В; в любой точке вдоль оси 02 должно увеличиваться линейно. Обработка данных с целью исключения влияния тока на индукцию В; путем вычисления относительных значений индукции В; по формуле В; /В; тах (В; -индукция в любой точке вдоль оси 02; В; тах - значения индукций у торца стержня, когда z = 0) подтвердила, что зависимость В; /В; тах = f (г) практически одинакова для различных токов в катушке (^ = 4,0.. .16 А). Относительные значения Вг/Вгтах распределены вдоль оси ог по одной и той же зависимости при изменении Н в пределах Н = 0.70 мм, т.е. от параметра Н - Вг /Вг тах практически не зависит (рис. 3). Таким образом, при Н = 0 катушка своим полем рассеяния не влияет на результирующее поле. Генерируемое поле полностью определяется намагниченностью стержня.
N
N
CQQQ
зК К
st
я ,
К ( 1)
рс
(D
0.4
0,2
0 10 20 30 40 расстояние мм
Рис. 3 - Распределение Вг /Вг тах вдоль оси 02 = 26^16 мм, 1к = 16 А): 1 - Н = 0; 2 - Н = 35 мм
50
На рис. 4 приведено распределение Вг /Вг тах вдоль оси 02 для различных сечений стержня Fc. Установлено, что с уменьшением Fc абсолютные значения индукции Вг у стержня торца несколько увеличиваются. Характер распределения значений Вг /Вг тах вдоль оси 02 для всех сечений стержней ^с) практически одинаков (рис. 4).
С целью установления аналитической зависимости Вг /Вг.тах = f (г) исходили из следующих соображений.
Имеются литературные данные о законе распределения напряженности продольного магнитного поля вдоль оси 02 для одного витка с током I, приведенные, в частности, в работе [7].
Напряженность Н магнитного поля в любой точке вдоль оси 02 распределена по зависимости [7]:
Н = (I ■ г2)/2(г2 + г2)3/2, (1)
где г - радиус витка;
г - расстояние от центра витка до рассматриваемой точки.
В нашем рассматриваемом случае внутри катушки имеется ферромагнитный стержень и это значительно усложняет характер (закон) распределения индукции Вг (напряженности поля Н) вдоль оси 02. Однако, из зависимости (1) следует, что относительные значения напряженности (и индукции) поля не зависят от тока. В связи с этим, (учитывая зависимость (1)) была опробована возможность получения для полученных в наших исследованиях аналогичной зависимости Вг /Вг тах от параметра г (рис 1, б). Вычисляли эквивалентный радиус витка г, кото-
рый условно располагали в плоскости торца стержня (z = 0), по формуле r2 = Fc /п. Вычисляли значения Bz/Bzmax при изменении z с шагом 5 мм (от значения z =0) по формуле:
Bz В
= r2/(r2 + z2)n
(2)
N
oq
N
5S Я Я
а >>
п я я
<L>
я я
(U
а
о я
о
0,8
0,6
0,4
0,2
Л
л
з/ « \\T\r
4' '
10 20 30
расстояние Z, мм
40
50
Рис. 4 - Распределение В;, /В; тах вдоль оси 02 для различных сечений стержней (Н = 35 мм; 1к = 16 А): 1 - 32x52 мм; 26x32 мм; 3 - 26x16; 4 - 26x8 мм
В формуле (1) в знаменателе параметр (г2 + г2) находился в степени п = 3/2. Нами были опробованы различные значения этой степени в формуле (2), в частности: 3/2; 1; 1/2. В качестве примера, для стержня Fc 32x52 мм (^ = 16 А, W = 100) на рис. 5 приведены расчетные данные распределения В; /В;.тах = / (;) параметра (г2 + г2), т.е. в 1-ой степени. Экспериментальные данные (рис. 5, кривая 1) удовлетворительно совпадают с расчетными данными (рис. 5, кривая 2), вычисленными по формуле (2), если показатель степени п = 1.
N
oq
N
зЯ Я
я, « (
et я , я ( 0) я я
<D
э
о я н о
0,4
0,2
■1
10 20 30 40 расстояние Z, мм
50
Рис. 5 - Распределение В; /В; тах вдоль оси 02 (для стержня Fc = 32x52 мм, 1\с = 16 А): 1 - экспериментальные данные, 2 - расчетные данные
Аналогичные результаты были получены для всех использованных сечений стержней, т.е. 26x8, 26x 16 мм, 26x32 мм, экспериментальные данные для которых приведены на рис. 4.
Серiя: Технiчнi науки ISSN 2225-6733
2012р.
Вип. 25
Обработка экспериментальных данных рис. 4 дает следующее (при сравнении):
1. Для стержней сечением Fc = 26*32 мм и Fc = 26*8 мм, площади которых отличаются в 2 раза: для стержня сечением Fc = 26*8 мм уровень В;, /Вг тах = 0,46 наблюдается при г = 1 см (кривая 4 на рис. 4), а для стержня сечением 26*32 мм (кривая 2 на рис. 4) уровень В; /Вг тах = 0,44 достигается при г = 2 см, т.е. сходственной точкой является точка г =2 см (координата г увеличивается в 2 раза пропорционально характерному размеру сечения стержня - г).
2. Если сравнивать стержни сечением Fc = 32*52 мм и Fc = 26*8 мм, для которых параметр г отличается в 2,8 раза, то уровень В; /В; тах = 0,46 для стержня 26*8 мм достигается при г = 1 см, а для стержня 32*52 мм этот уровень достигается при г = 2,6 см, что близко к значению 2,8.
Таким образом, сходственные точки (в которых один и тот же уровень Вг /Вг тах вдоль оси 02) увеличивается пропорционально характерному линейному размеру стержня (размеру г). Следовательно, по аналитической зависимости (2) возможно вычисление значений Вг /Вг тах в любой точке вдоль оси 02, для любых значений сечения стержней Fc (в указанных изученных пределах). Расчет абсолютных значений индукции Вг в точках вдоль оси 02 выполняется с учетом абсолютных значений Вг в точке г =0 для данного сечения стержня Fc и данных значений ампер-витков (данные установлены для I * W = 16*100 = 1600). При этом необходимо пропорционально увеличить( или уменьшить) значение I * W, чтобы получить истинное значение Вг на оси 02 (в мТл), используя данные Вг/Вг тах для I * W = 1600.
Определяли строение ПОМП, которые генерирует устройство, схема которого приведена на рис. 1, а. Сравнивали распределение Вх, Вг вдоль оси ОХ при использовании двух стержней сечением Fc\ = 16*26 мм и значениях: 1к1 = 8 А, h\ = 15 мм, а\ = 20 мм, Ь\ = 16 мм и двух стержней сечением Fc2 = 32*52 мм и значениях: 1к2 = 16 А, h2 = 30 мм, а2 = 40 мм, Ь2 = 32 мм. В этих двух вариантах сечения стержней отличались в 4 раза, а значения h2 = 2^, а2 = 2аь Ь2 = 2ЬЬ 1к2 = 2/и, т. е., все геометрические параметры и ток в катушках увеличивали в 2 раза.
При этом, как показали исследования измеренные значения индукций Вх и Вг в соответственных точках практически совпали (рис. 6).
И] НД) КЦ ия Вх, мТ л
1 - у/ V ' 15
1 /) 1// /7 2 ~ 10 \\ V ■ и
/1 // 5 0 V. V
-4 3 -3 0 -2 3 -1 0 кос 1 РД] 0 2 ша 0 з [та 1 \ 0 40V" X,
ИН ДУ1 сци я В м Гл 2-—
15 »/ Г / / 1
- 10 / / ■ // (/ ■
1
-4( 3 -3 3 -2 0 1 /А /о -5 1 п 1 0 2 0 3 0 X, мм
//
1- —щ ✓1 К( -15 юр, ата X, ММ
а б
Рис. 6 - Распределение индукции Вх (а), Вг (б) вдоль оси ОХ (Н = 35 мм, а = 0): 1 -Fc\ = 16*26 мм, а! = 20 мм, Ь\ = 16 мм, ^ = 15 мм; 2 - Fc2 = 32*52 мм, а2 = 40 мм, Ь2 = 32 мм, h2 = 30 мм
Таким образом, как для электромагнита из одного стержня, так и для системы УВ ПОМП из двух электромагнитов индукция магнитного поля определяется в соответственных точках
таким геометрическим параметром, как характерный размер г = л|Fc2 / Fc1 , где Fc! и Fc2 - поперечные сечения стержней, использованных в УВ ПОМП.
Серiя: TexHÍ4HÍ науки ISSN 2225-6733
2012р.
Вип. 25
Выводы
1. Предложено расчетное выражение, позволяющее определить продольную компоненту индукции магнитного поля, генерируемого электромагнитом с одним стержнем прямоугольного сечения.
2. Установлены условия и параметры, определяющие подобие строения магнитных полей, генерируемых УВ ПОМП применительно к дуговой сварке и наплавке.
Список использованных источников
1. Размышляев А.Д. Производительность расплавления электродной проволоки при дуговой наплавке под флюсом с воздействием поперечного магнитного поля / А.Д. Размышляев и др. // Автоматическая сварка. - 2011. - № 5. - С. 48-51.
2. Размышляев А.Д. Особенности проплавления основного металла при дуговой сварке и наплавке с воздействием поперечного магнитного поля / А.Д. Размышляев и др. // Вюник Приазовського державного техшчного ушверситету : Зб. наук. праць. - Марiуполь : ПДТУ, 2012. - Випуск № 1 (24). - С. 185-187.
3. Магнитное управление формированием шва при автоматической сварке под флюсом / Ю.Г. Гаген и др. // Автоматическая сварка. - 1975. - № 11. - С. 73-74.
4. Шейкин М.З. Применение магнитных колебаний при сварке под флюсом / М.З. Шейкин, Н.Ф. Варяхов // Сварочное производство. - 1969. - № 6. - С. 24-25.
5. Пацкевич И.Р. Распределение индукции наведенного магнитного поля в зоне горения сварочной дуги / И.Р. Пацкевич, А.В. Зернов, В.Я. Иванцов // Сварочное производство. - 1970.
- № 2. - С. 9-10.
6. Иофинов П.А. Влияние внешнего электромагнитного поля на скорость плавления электродной проволоки при автоматической наплавке под флюсом / П.А. Иофинов и др. // Сварочное производство. - 1991. - № 1. - С. 34-35.
7. Бессонов Л.А. Теоретические основы электротехники. Электромагнитное поле / Л.А. Бессонов. - М. : Высш. шк., 1986. - 263 с.
Bibliography:
1. A.D. Razmyshljaev Electrode wire melting productivity of at arc surfacing under a flux with transversal magnetic field influence / A.D. Razmyshljaev and other // Avtomaticheskaya svarka. -2011. - № 5. - P. 48-51. (Rus.)
2. A.D. Razmyshljaev Features of penetration of the base metal in arc welding and surfacing with a transverse magnetic field / A.D. Razmyshljaev and other // Vesnik PSTU. Collection of scien. works. - Mariupol : PSTU, 2012. - Edition № 1 (24). - Р. 185-190. (Rus.)
3. Welds forming magnetic management at the automatic welding under a flux / Yu.G. Gagen and other // Avtomaticheskaya svarka. - 1975. - № 11. - P. 73-74. (Rus.)
4. M.Z. Sheinkin Magnetic vibrations application at welding under a flux / M.Z. Sheinkin, N.F. Varya-hov // Svarochnoe proizvodstvo. - 1969. - № 6. - P. 24-25. (Rus.)
5. I.R. Paskevich The distribution of the induced magnetic field induction in the combustion zone of the arc / I.R. Paskevich, A.V. Zernov, V.Ya. Ivanskov // Svarochnoe proizvodstvo. - 1970. - № 2.
- P. 9-10. (Rus.)
6. P.A. Iofinov The influence of an external electromagnetic field on the rate of melting of the electrode wire for automatic submerged arc surfacing / P.A. Iofinov and other // Svarochnoe proizvodstvo. - 1991. - № 1. - P. 34-35. (Rus.)
7. L.A. Bessonov Theory of electrical engineering. Electromagnetic field / L.A. Bessonov. - M. : High sch., 1986. - 263 p. (Rus.)
Рецензент: В.В. Чигарев
д-р техн. наук, проф. ГВУЗ «ПГТУ»
Статья поступила 09.11.2012
