CC BY
2ПЛАВЛЕНИЕ ПЛАСТИНЧАТОГО ЭЛЕКТРОДА С ПОСТОЯННЫМ УДАЛЕНИЕМ РАСПЛАВА
Бушма В. О.
Российский государственный геологоразведочный университет имени Серго Орджоникидзе, доктор технических наук
THE MELTING STRIP ELECTRODE WITH THE CONSTANT MELT REMOVAL
Bushma V.O.
Sergo Ordzhonikidze Russian State University for Geological Prospecting,
Dr.Sci. Tech.
Аннотация
Рассмотрена общая задача плавления металла электрода с удалением расплава при подогреве пластинчатого электрода протекающим сварочным током. Показано, что подогрев электрода сварочным током вызывает нестационарный режим плавления.
Abstract
The author of this article examined the process of smelting electrode's metal and moving the flux away during arc welding. Results show that heating the electrode with welding current makes it smelt in non-stationary way.
Ключевые слова: Дуговая сварка неподвижным плавящимся электродом (ДС НПЭ), пластинчатый электрод, скорость сварки, фронт плавления электрода, термический КПД.
Keywords: arc welding with a stationary consumable electrode (AWSCE), the strip electrode, the welding rate, the melting electrode front, the thermal efficiency.
Дуговая сварка неподвижным плавящимся электродом один из самых экономичных и высокопроизводительных способов дуговой сварки плавлением изделий большой толщины [1]. Процесс сварки основан на самоорганизующемся движении дуги в плавильном пространстве, поэтому технологию ДС НПЭ целесообразно применять для сварки
изделий при отсутствии рабочего пространства для размещения сварочного оборудования, в труднодоступных и замкнутых местах, в помещениях с наличием взрывоопасных или вредных для здоровья обслуживающего персонала сред.
Схема процесса ДС НПЭ представлена на рис.1.
На пластинчатый электрод 1 толщиной £ наносится диэлектрическое покрытие 2 толщиной Д. Электрод без зазора помещается между свариваемыми частями изделия 3 толщиной H. Сверху сборки засыпается сварочный флюс 6. Электрическая дуга возбуждается выполнением короткого за-
мыкания между металлом электрода и свариваемыми частями изделия в торце сборки 8. Для удержания расплавленного металла сварочной ванны в процессе сварки используется корневая подкладка 4 (керамическая или металлическая), а в начале сварки боковая подкладка 7. При определенных характеристиках источника питания 5 в плавильном
пространстве возникает автоколебательный процесс, обеспечивающий самоорганизующееся движение электрической дуги в щелевой разделке с высокой скоростью [2]. Экспериментальные данные показывают, что скорость движения дуги по фронту плавления электрода достигает 3...15 м/с. При этом скорость сварки способа при соединении изделий толщиной 7...50 мм может составлять 1,5... 0,7 см/с [1]. Феноменальная скорость способа обусловлена особенностями режима плавления пластинчатого электрода в узкой щелевой разделке.
Известно [1], что электрическая дуга в узкой разделке горит не по всей площади торца пластин-
чатого электрода, а на его части, периодически перемещаясь по всему торцу электрода со скоростью Уд (рис.2). Если координаты стока тока на торце электрода с и I, а толщина электрода 8, то появление пятна дуги площадью (с-1)8в каком-либо месте электрода (заштрихованная область на левом торце электрода) приводит к прогреву материала электрода до температуры плавления, затем расплавлению некоторого объема ДУ материала электрода, переносу расплавленного материала электрода в сварочную ванну, и последовательному переходу пятна дугового нагрева на новое место.
Такие перемещения дуги приводят к тому, что дуга в установившемся режиме осциллирует в плавильном пространстве, образованном оплавленным торцом электрода и сварочной ванной, с частотой 50...100Гц. При этом за один проход вверх или вниз на пластинчатом электроде расплавляется слой металла толщиной Дх, который, частично испаряясь, в виде мелких капель переносится через дуговой столб в сварочную ванну. Электрическая дуга последовательно оплавляет металл электрода слой за слоем, при этом фронт плавления электрода перемещается в направлении токоподвода со скоростью Упл.
Задача нагрева пластинчатого электрода протекающим током была решена аналитически и численно [3]. При этом было установлено, что при сварке из-за протекания тока /св в пластинчатом электроде существует два внутренних источника нагрева: равномерно распределенный и неравномерно распределенный. Равномерно распределенный по электроду источник теплового нагрева, обусловлен наличием постоянной составляющей плотности сварочного тока. Такой нагрев существует при протекании тока по электроду во всех дуговых способах сварки [4]. Неравномерно распределенный источник нагрева электрода определяется размером узкого стока тока, то есть размером пятна, на котором расположено анодная (или катодная) области электрической дуги на торце пластинчатого электрода при сварке. В зоне максимального подогрева, как показывают расчеты [1], мощности равномерно распределенного и неравномерно распределенного источников различаются более чем на
порядок. То есть основной подогрев электрода перед плавлением осуществляет неравномерно распределенный источник нагрева, обусловленный особенностями процесса горения электрической дуги в узкой щелевой разделке. На рис.2 (вверху) показана усредненная по сечению электрода температура подогрева протекающим током. Причем максимальная температура подогрева электрода Ттах может достигать значений близких к температуре плавления металла электрода. Из расчетов [1] следует, что размер зоны максимального подогрева при сварке малоуглеродистых сталей приблизительно ограничен толщиной электрода 8.
Решение задачи плавления позволяет определять распределение температуры в нерасплавленной части пластинчатого электрода и динамику изменения фронта плавления электрода во времени [5]. Рассмотрим задачу плавления электрода более подробно. Допустим, что при сварке используется отрицательная полярность [4], то есть к пластинчатому электроду подключен положительный полюс источника питания, и ток сварки 1св имеет направление, показанное на рис.2. Так как расплавленный материал электрода переносится дугой в сварочную ванну, то имеет место плавление с удалением расплава.
Используемый для сварки пластинчатый электрод тонкий (8<<Ь, 8<<а), его послойное плавление происходит на всю толщину 8, что подтверждается экспериментально, поэтому будем рассматривать плоскую задачу. В декартовой системе координат фронт плавления электрода - функция координат и
времени ^ — ^ (X, y, t).
При решении задачи подогрева электрода протекающим током [3] рассматривался теплообмен через боковую поверхность, а так как полученное решение будет использоваться при решении задачи плавления, то будем считать электрод теплоизолированным по периметру от основного металла сборки диэлектрическим покрытием. Связь температурного поля электрода с другими частями системы осуществляется только через источник тепла и окружающую среду на границах х=0 и х=a.
Температурное поле твердого электрода T (X, у, без учета охлаждения электрода через боковые поверхности в декартовых координатах удовлетворяет задаче Стефана [6,7]
с pCT — Я(д2Т +dIL) + Q
ти dt V dk2 dCy ^m
t>0,
% (х, у, t) < у < Ь , % (х, у, t) < х < a, (1)
где Q = J2(х, у, t)р - мощность внут-
т т т
ренних источников теплоты в единице объема пластины, ^(х,у,о = Jx(х,у,^ + ^(х,у,О - квадрат плотности тока пластинчатого электрода, стр - удельная объемная теплоемкость твердой фазы, 1 - коэффициент теплопроводности твердой
фазы, %(х, у, t) - граница раздела фаз.
Граничные и начальное условия для начала
сварки при t=0 имеют вид: %(0,у,0) = %(у), где
0<у<Ь, ^ = 0, = 0,= 0, (2)
Ж** ^,=0 ^у=ь
t (0) — T
y—0
er
0,
kaI и S„ я
(3)
Х=0 "а' где ^ - коэффициент, учитывающий эффективность вклада общей мощности электрической дуги в анодную область, Ц, - напряжение на дуге, & =8(с-1)- площадь анодного пятна дуги. Считается, что для мощных электрических дуг, мощность дуги равномерно распределена по площади пятна [8].
Для границы раздела фаз при плавлении можно записать:
при
t>0 £(X,y,t): T — T
Ф'
я— — ^-PLVn дп S и n
(4)
диапазоне температур между температурой соли-дуса Тз и температурой ликвидуса Ть [9].
Используя диаграмму железо-цементит [9] для малоуглеродистой стали, можно показать, что температурный интервал кристаллизации (плавления) (ТЬ-Тз<70°С) значительно меньше средней температуры фазового превращения
Тф = (Т + Т ) / 2 (Тг >15000С). Поэтому
при содержании в сплаве углерода 0,1%<С<0,3%, можно считать, что фазовый переход происходит при постоянной температуре Тф, погрешность использования в решение Тф вместо Тф невелика.
В процессе сварки форма фронта плавления может быть криволинейной, и фронт плавления
описывается функцией % = %(х, у, t) . При этом
каждый участок фронта плавления будет двигаться со своей скоростью. Поэтому под скоростью сварки Упл при ДС НПЭ будем понимать величину [1]
_ X /)
пл
dt
(5)
где % = %(х, у, t) усреднена по высоте
Ь _
электрода %(х, t) = ^ | %(х,у, t.
0
Введение среднего положения фронта плавления значительно упрощает математическое описание процесса, сохраняя при этом основные его качественные особенности. После усреднения скорость плавления электрода и скорость сварки величины совпадающие.
Тепловые процессы инерционны по сравнению с электромагнитными, поэтому частотную осцилляцию электрической дуги при движении по фронту плавления можно не рассматривать, вводя для описания усредненные величины.
Интегрируя соотношения (1-3) по координате у и вводя средние значения, получим одномерную задачу Стефана для пластинчатого электрода при ДС НПЭ [1].
Ь
и (х, t) = 11Т (х, у, ^у, (6)
с p
m
— - яди + , t>0, %(x,t)<x<a, (7)
dt
Qm — b j Jm(X,У, t)Pmdy .
где Тф - равновесная температура границы раздела фаз, Ь - скрытая теплота плавления, Уп - скорость по нормали к поверхности плавления, р -плотность расплавленного металла. Предполагается, что фазовый переход происходит в равновесных условиях при постоянной температуре, Тф -равновесная температура границы раздела фаз. В точности такое условие может быть выполнено при плавлении чистых металлов и эвтектик, так как плавление неэвтектических сплавов происходит в
При t=0: U(x) — T0 , dU — 0,
dXx—a
(8)
dU
dx
x—0
kl cbUд
sя
(9)
где Б=Ь8 - площадь электрода, k =ka-ki - коэффициент, учитывающий эффективность вклада об-
b
щей мощности электрической дуги в анодную область без затрат на испарение, к - затраты мощности дуги на испарение металла электрода.
Для условия Стефана (4) при />0 получим
# = X, t): U = T
Ф
x8U = ВД
8x S И Ci
U = [Тф - Tn ][1 -
x
z
+ Tn, (11)
(10)
где Ь*- теплота плавления с учетом перегрева расплавленного металла электрода (Ь*>Ь).
Решение (5-10) зависит от степени подогрева пластинчатого электрода протекающим током. В начале сварки подогрев мал, и его можно не учитывать. Решение задачи без подогрева приведено в [10].
В работе [11] приведено решение задачи при подогреве равномерно распределенным по электроду источником теплоты (постоянной составляющей плотности сварочного тока).
Рассмотрим подробнее наиболее общий случай подогрева электрода протекающим сварочным током. При решении нелинейной нестационарной задачи Стефана воспользуемся интегральным методом [6, 7], позволяющим свести уравнение в частных производных с нелинейными граничными условиями к обыкновенному дифференциальному уравнению с заданными начальными условиями и получить решение в замкнутой аналитической форме.
Введем в рассмотрение величину г=7(/), которую назовем глубиной проникновения. Для всех координат электрода х>г(/) можно с достаточной степенью точности считать, что температура электрода равна начальной температуре подогрева Тп, которая в начале сварки равна температуре среды То.
При воздействии на границе источника постоянной мощности распределение температуры в твердом теле определяется законом квадратичной параболы [6,7]. Поэтому температурный профиль вблизи фронта плавления электрода описывается соотношением
= а 1идх ~ 2'тп * ]
$ $
где величина в определяется соотношением
где Тф -численное значение температуры плавления электрода, Тп -температура подогрева.
Учтем в приведенном профиле (11) удовлетворяющем уравнению (7) действие равномерно распределенного и неравномерно распределенного источников тепла электрода [3].
Так же выберем профиль температуры для неравномерно распределенного источника тепла электрода так, чтобы этот профиль удовлетворял следующим условиям интегрального баланса [7]
и[$(Г), х] = Тф при X = $(г), (12) и[$(2,0] = Тп при X = Z, (13)
/и т
= 0 при X = z . (14)
Расчеты показывают, что этим условиям (1214) соответствует профиль кубического вида
T (X) = ktTin
(X-f)[i
-Z'
x-%-
Z
]2, (15)
где Ь - коэффициент, уравнивающий действия реального источника и выбранного нами Т,(х), Ттах - максимальная температура профиля. Коэффициенты к и Ттах определяются непосредственно по данным задачи нагрева электрода неравномерно распределенным источником тепла для данной марки стали [11], при этом используется интеграл теплового баланса. Окончательно для температурного профиля при плавлении электрода в ДС НПЭ имеем
и = [Тф - Тп (0][1 - ХЕ$]2 + Тп (0 + Т (X). (16)
Так как действие источников нагрева электрода протекающим сварочным током учтено выбором соответствующего температурного профиля, то в уравнение (7) примем Qm=0. Умножим уравнение (7) на йх и проинтегрируем от $ до г. Так как интеграл левой части зависит от параметров $ и г, то учитывая [12] можно записать
+ {'ТфШ,t] = 8g -z'Ta +{'Тф
(17)
Z
e = ^Udx.
(18)
Приняв во внимание соотношения (5,10), окончательно имеем интеграл теплового баланса [7]
А бх'
d (в-Тп z + { + Т) = a X, (19)
к1свид
где Ц = —^^ - удельная мощность дугового нагрева торцевой поверхности электрода с
[4Тф +8Тп(х)+5Т ] грЬ*а ,
12 бх + [ 1 +
учетом потерь на испарение металла электрода, Тф и Тп численные значения температуры плавления и подогрева электрода, а - коэффициент температуропроводности электрода.
Для выбранного суммарного профиля (16) определим величину в
2 (2-$)[4Т +8Т (х)+5Т] в = \Шх = ( $)[ Ф^ п() '] . (20)
i
Интеграл теплового баланса (17) примет вид
-т (t)]$ + 2Тп (t)(z= аЧ
Ф nWJ dt 3 X
Из условия Стефана (10), дифференцируя выбранный температурный профиль (16) для фронта плавления, получим
% _ ^[Тф-Г )-0,5Г ]
Ш = рЬ* рЬ*(:-%) .(22)
Для соотношения (22) следует отметить, что если суммарная температура подогрева Тп электрода протекающим током будет приближаться к температуре фазового перехода Тф, то скорость сварки будет стремиться к своему предельному значению, определяемому отношением усредненной мощности дуги к полной теплоте плавления единицы объема металла пластинчатого электрода
' св T т•
q
п ^Тф
dt pL
(23)
На рис. 3 показано изменение скорости сварки Усв во времени. В начале сварки (¿<2с) существует участок, где скорость сварки практически постоянна. В это время координата фронта плавления %(() изменяется линейно, а относительная глубина проникновения 2(() имеет максимум (рис.4. а). После начального участка скорость сварки интенсивно нарастает и это связано с действием неравномерно и равномерно распределенных источников теплового нагрева электрода.
Подставим (22) в (21) и введем следующие обозначения
A —
Z — z 4Тф-4Тп (t )+5Т 12
(24)
(25)
nT*a 2Я[Т -Т (t)-0,5T] .„„
B — [pLTa+т -Т (t)] [ ф "У 7 '], (26) Я Ф ^ pL*
D
C —
_ q
2Т '(t)
3
pL *L~ Ф
[T - Т (t)].
(27)
(28)
Окончательно
получим
уравнение
Л1Е _ В + С2 = °. (29)
Начальные условия имеют вид
2Т -Т (0)]1
%(0) = 0, г(0) = 2(0) = 1 ф ,
Тп (0) = Т). (30)
На рис.4 а, б показаны численные решения для параметров плавления удовлетворяющих уравнениям 24-30. Изменение во времени относительной глубины проникновения 2(/) носит нелинейный характер, но так как эти изменения малы по отношению к изменениям абсолютной глубины проникновения х({) и координаты положения фронта плавления %(/) (рис.4 б), то х({) и %(/) изменяются практически по линейному закону (график х(1) не приведен, он отличается от графика на малую
величину Z(t)). Наличие неравномерно и равномерно распределенных источников теплового нагрева электрода приводит к тому, что при сварке в пластинчатом электроде не существует стационарного режима, т.е. температура электрода при одном и том же расстоянии перед фронтом плавления с течением времени постоянно возрастает, а относительная глубина проникновения 2(/) падает.
Решение задачи плавления электрода с учетом подогрева током сварки позволило изменить конструкции пластинчатого электрода для сварки протяженных изделий. Для получения стационарного режима плавления электрода из низкоуглеродистой стали, в конструкцию электрода добавляются дополнительные токоподводы, снижающие его подогрев постоянной составляющей сварочного тока.
Энергетическую эффективность процесса сварки принято оценивать термическим КПД [13]. При нагреве пластины мощным быстродвижу-щимся линейным источником и отсутствии теплопередачи с поверхности пластины было получено
[13] Лт =■
2
0,484. Приведенное значение
ж-е
термического КПД является теоретически максимально возможной величиной.
Определим термический КПД для дуговой сварки неподвижным плавящимся электродом. ДС НПЭ - однопроходная сварка, поэтому можно применять методику, используемую в электронно-лучевой сварке [14]. Термический КПД проплавления основного металла выражает отношение теплосодержания проплавленного за единицу времени основного металла к эффективной тепловой мощности электронного луча. В применении к ДС НПЭ
это отношения теплосодержания расплавленного основного и электродного металла к эффективной тепловой мощности дуги
=^ZÄ, №
F-площадь проплавления, ^-плотность металла, 5Лл - теплосодержание при температуре плавления. Расчеты, выполненные для различных конструкционных материалов [1], показывают, что термический КПД дуговой сварки неподвижным плавящимся электродом при скорости сварки ^св=0,7..,1,5см/с составляет 0,4...0,7. Этот физический факт объясняется наличием подогрева протекающим сварочным током пластинчатого электрода и основного металла.
Таким образом дуговая сварка неподвижным плавящимся электродом является энергетически высокоэффективным процессом сварки.
Список литературы
1. Бушма В.О. Разработка теплофизических основ и оборудования для дуговой сварки неподвижным плавящимся электродом. Дисс. на соиск. уч. ст. докт. техн. наук: 05.03.06/ РГУ нефти и газа им. И.М. Губкина- М.: 2006.- 442с.
2. Бушма В.О. Явление самоорганизации при воздействии на материал концентрированных потоков энергии// THE SCIENTIFIC HERITAGE. -2018, vol.1, №22.- P.40-45.
3. Нагрев пластинчатого электрода протекающим током в дуговой сварке неподвижным плавящимся электродом / Бушма В.О. // Прикладная физика. 2003. №2 С.41-46
4. Сварка. Резка. Контроль: Справочник. В 2-х т. / Н.П. Алешин, Г.Г. Чернышов, Э.А. Гладков и др. ; Под общ.ред. Н.П. Алешина, Г.Г. Чернышова.-М.: Машиностроение, 2004. -Т.1 - 624с.
5. Бушма В.О. Физические процессы пластинчатого электрода при сварке в щелевую разделку/// Прикладная физика. - 2009.- №2. - С.27-34.
6. Коздоба Л.А. Методы решения нелинейных задач теплопроводности. - М.: Наука, 1975. -227с.
7. Гудмэн Т.Р. Интеграл теплового баланса: Дальнейшее рассмотрение и уточнение / Т.Р. Гудмэн // Теплопередача.- 1961.- №1.- С.107-111.
8. Кулагин И.Д., Николаев А.В. О распределении плотности тока в пятнах сварочной дуги. - М.: Издательство АН СССР, 1958.- Вып.3.- С.308 -315.
9. Гуляев А.П. Металловедение. - М.: Металлургия, 1986.-646с.
10. Бушма В.О. Плавление пластинчатого электрода в дуговой сварке неподвижным плавящимся электродом (начало процесса) / В.О.Бушма, В.Ф. Кубарев, Д.В.Калашников // Прикладная физика.- 2005.- №5. - С.62-72.
11. Бушма В.О. Плавление пластинчатого электрода в дуговой сварке неподвижным плавящимся электродом / В.О. Бушма, Д.В. Калашников // Прикладная физика.- 2006.- №5. - С.27-33.
12. Фихтенгольц Г.М. Курс дифференциального и интегрального исчисления: В 3 т / Г.М. Фихтенгольц. - М.: Наука, 1969.- Т.2. - 800 с.
13. Рыкалин Н.Н. Тепловые основы сварки. Ч.1. М-Л.: Издательство Академии наук СССР, 1947.-272с.
14. Рыкалин Н.Н., Зуев И.В., Углов А.А. Основы электронно-лучевой обработки материалов. -М.: Машиностроение, 1978. -239с.
ЗАСТОСУВАННЯ МЕТОДУ МОН1ТОРИНГУ ВИМОГ ДЛЯ РЕСУРСНОГО ПЛАНУВАННЯ
ПРОЕКТ1В
Гусева Ю.Ю.,
к.т.н., доцент, доцент кафедри управлтня проектами в м1ському господарствi i будгвництв!,
ХНУМГ iменi О.М. Бекетова, м. Харюв Мартиненко О.С.,
аспiрант кафедри управлтня проектами в мкькому господарствi i будiвництвi, ХНУМГ iменi О.М.
Бекетова, м. Хартв Чумаченко 1.В.
д.т.н., професор, завiдувач кафедрою управлiння проектами в мкькому господарствi i будiвництвi,
ХНУМГ iменi О.М. Бекетова, м. Хартв
APPLICATION OF THE REQUIREMENTS' MONITORING METHOD FOR PROJECTS'
RESOURCE PLANNING
Husieva Yu.Yu,
candidate of Technical Sciences, Docent, Associate Professor at the Department of Project management in urban economy and construction, O. M. Beketov National University of Urban Economy in Kharkiv;
Martynenko O.S.
Postgraduate Student at the Department of Project management in urban economy and construction, O. M.
Beketov National University of Urban Economy in Kharkiv;
Chumachenko I. V.
Doctor of Technical Sciences, Full Professor, Head of the Department of Project management in urban economy and construction, O. M. Beketov National University of Urban Economy in Kharkiv;
