CC BY
47
В1СНИК ПРИАЗОВСЬКОГО ДЕРЖАВНОГО ТЕХН1ЧНОГО УН1ВЕРСИТЕТУ 2006 р. Вип. №16
УДК 621. 791. 75
Павлов И.В.1, Котлубей А.О.2
РАСЧЁТ ТЕМПЕРАТУРЫ НАГРЕВА ЭЛЕКТРОДНЫХ КАПЕЛЬ
Для определения температуры электродных капель дуговой сварки высоколегированных сталей, цветных металлов использовано дифференциальное нелинейное уравнение теплопроводности второго порядка с изменяющимися в зависимости от температуры теплофизическими характеристиками. Задача решена на ЭВМ, аппроксимировав уравнение теплопроводности методом конечных разностей.
Температура капель плавящегося электродного металла определяет скорость и направление металлургических реакций, величину потерь элементов на окисление и испарение. С повышением температуры в газовой фазе дуги содержание пара элементов с большой относительной летучестью растёт - эффект избирательности испарения. В этой связи необходимо знать температуру разогрева дугой электродных капель различных металлов и сплавов.
Измерением температуры капель ручной сварки электродами типа AHO и стержнем из стали Св-08А с помощью вольфрам-рениевой термопары И.К. Походня и В.Н. Горпенюк установили, что в зависимости от силы тока она находится в диапазоне 2150 2500 К, а максимальная температура при токе 530 А равна 2620 К [1]. Расчётных и экспериментальных данных о температуре капель при дуговой сварке высоколегированных сталей, цветных металлов и их сплавов, имеющих по сравнению с углеродистой сталью иные состав и теплофизические свойства, очень мало и значения их у различных авторов существенно отличаются.
Цель данной работы - аналитическое определение температуры капель из различных электродных металлов и сплавов, путём решения дифференциального уравнения теплопроводности с изменяющимися в зависимости от температуры тепло-физическими характеристиками и сравнения результатов расчёта с экспериментальными данными.
Нагрев вылета электрода осуществляется от двух источников: джоулева теплота в результате проходящего по ней тока и сварочной дуги. Распространение теплоты в стержне из-за малого его диаметра происходит преимущественно по одной ординате, расположенной вдоль оси. Сток тепла с поверхности стержня в покрытие или шлак учитывается коэффициентом темпера-туроотдачи:
а-Р
Ъ = (1)
су- Г
где а - коэффициент полной поверхностной теплоотдачи; Р и 1< - соответственно периметр и площадь стержня.
Для данных условий уравнение теплопроводности имеет вид:
дТ Я д2Т fp-dt ( аР Л ^
— =--+ ----Г, (2)
dt су дх су ^cy-F)
где j - плотность тока.
Задача была решена численным методом аппроксимацией уравнения (2) методом конечных разностей [2]. Вылет электродного металла разбит на N слоёв одинаковой толщины: Ах = 1/ N, с нумерацией п. Время процесса нагрева поделили на равные промежутки длительностью At и обозначили индексом к. Температура в пределах одного слоя принята постоянной, изменяющейся от слоя к слою на AT, за исключением периферийных клеток всех слоёв, контактирующих с покрытием или шлаком. Здесь приняты граничные условия четвёртого рода, характеризующие степень теплообмена между металлом и покрытием, в зависимости от их коэффициентов теплопроводности [3]: tgal / tga2 = Я, / Я2 = const, где tgau tga2 - тангенсы
1ПГТУ, канд. техн. наук, доц.
2 ОАО «Азовмаш», инженер.
угла наклона касательных к температурным кривым; Х2 - коэффициенты теплопроводности покрытия и стержня.
При необходимом уменьшении величин Ах и Дt увеличивается точность расчёта конечно-разностного уравнения:
Т =
1 п,к+1
ЛгА/
(су^Ах*
<Т„_и +Тп+и) +
1--
2\Аt_ {су\Ах2
р
/У„-А Л___
{су) 1 (cy)2F
(^-1 -тпокр) (3)
токоподвод
В исходные данные и уравнение (3) ввели изменяющиеся от слоя к слою вместе с температурой коэффициенты теплопроводности (Ä), объёмной теплоёмкости (су) и удельного электросопротивления (р) для углеродистой стали, высоколегированной хромоникелевой, меди и алюминия с учётом их перемен при полиморфных превращениях и агрегатных состояний в интервале температур 300 % 2500 К. В пределах 300 : 2000 К в программу ввели изменяющуюся теплопроводность электродных покрытий типа AHO и УОНИ [4, 5]. Температуру слоя 97 + 102,
граничащего с анодным пятном дуги приняли равной температуре столба по выражению, предложенному В.И. Дятловым для ручной дуговой сварки: Тст = 800xUq и Тст — 1000xUо для механизированной в защитных газах, где I- потенциал ионизации основного элемента электрода, для железа 7,83 эВ, для алюминия 5,95 эВ, для меди 7,7 эВ. Температура верхнего слоя капли 49 : 54, граничащая с нерасплавленным металлом принята равной Тт, металла стержня (Рис. $). Была составлена программа на языке программирования Паскаль, блок-схема программы представлена (Рис.2). Диаметр электродного стержня так же приняли 0,7 см, плотность тока 930 А/см2, вылет 30 см [1]. Диаметр капли усреднили и приняли 2dm,. При оценке температуры нагрева того или иного слоя руководствовались скоростью оплавления для данного диаметра электрода и силы тока, а также временем достижения квазистационарного состояния горения дуги (8-10 е.).
Потеря теплоты на радиацию и ко-векцию, составила по отдельному расчёту, приведенному ниже, 10 + 13%. Результаты расчётов сведены в табл. 1.
Соответствие экспериментальным данным, приведенным в литературе, достаточно высоко, как для электродов со стержнем из углеродистой стали, так и для алюминия, температура капель которого при дуговой сварке с защитой аргоном по данным Д.М. Рабкина составила 1800 ^ 2000 К [6].
Выявлено, что из-за более низкой теплопроводности шлаков металл капли нагрет на межфазной границе больше, чем в середине капли. Более низкая теплопроводность покрытия -шлака AHO накапливает большее количество теплоты (см. табл. 1).
Полученные значения температур дают основание считать, что из медных сплавов при дуговой сварке происходит не только испарение олова, цинка, свинца, но и кремния, марганца. Из сплавов на основе алюминия испаряется магний (Ткип= 1376 К), из хромоникелевых сталей хром, температура испарения которого (2773 К) соизмерима с температурами капель, полученных расчётным путём.
Основной металл
-О-
Рис. 1 - Расчётная схема для определения температуры капель электрода
Конечно-разностные уравнения (3) применили для механизированной сварки медного сплава КМц 3-1 с защитой азотом проволокой диаметром 2 мм. Теплообмен между каплями и защитным газом принят, в основном, за счёт конвекции:
ЯЛ/ / ч (__2Ш X +7'УгА/_ щт _29%)1_ (4)
пМ1 (су)АхЛ п-и п+и) [ (су)-Ах2) су ' (4)
где уг= 1,25-10~3 г/см3 - плотность газообразного азота; сг= 1,04 Дж/г-К - теплоёмкость азота при 298 К; V 0,8 см/с - скорость потока защитного газа; 1< - суммарная поверхность собранных капель, см2', Мк - общая масса капель, г. В уравнение (4) ввели плотность тока / 1274 А/см2. Приняли вылет 1 см, скорость подачи проволоки на такой величине тока 3 см/с.
Рис 2 - Блок-схема программы
Температура столба средняя из потенциалов ионизации азота (15,8 эВ) и меди, Тст=11750 К.
На таком небольшом вылете электрода и низком удельном электрическом сопротивлении сплава КМц 3-1 Джоулева составляющая теплоты в нагреве капли не проявилась.
Таблица 1 -Расчетная температура капель
Тип покрытия Температура ячеек
Материал Середина На границе Прира-
капли со шлаком щение
Св-08А AHO 2622 2730 108
УОНИ 2644,3 2744 99,7
Х18Н10Т AHO 2764 2906,5 142,5
УОНИ 2764,3 2863 98,7
Медь AHO 2319 2407,4 88,4
УОНИ 2319,4 2400,1 80,7
Алюминий AHO 1723,4 1808 84,6
УОНИ 1990,8 2048,8 58
Кроме того, толщина каждого из 17 слоев составила всего 0,059 см, что не позволило проследить достижения квазистационарного состояния процесса горения дуги. Полученные значения температур для крайних ячеек составляли от 2123 К до 2753 К. Температура средних на 100 ^200 К меньше.
Результаты расчёта проверили экспериментально калориметрированием капель, полученных механизированной наплавкой с защитой азотом проволокой КМц 3-1 диаметром 2 мм на быстровращающуюся толстостенную медную трубу по схеме, рекомендованной [7]. Объём воды в калориметре - Юл, масса калориметрического сосуда 2846 г, масса лопастей мешалки и стержня 146 г, водяной эквивалент калориметра (постоянная калориметрирования) 1256Дж/К.
Капли, с целью уменьшения потерь теплоты, собирали в медную чашку, которую погружали в воду калориметра после прекращения горения дуги. Затем в течение / : 2 мин. мешалкой производили выравнивание температуры воды в калориметре. После замера её температуры с точностью 0,05 К капли извлекали из калориметра, взвешивали и с помощью различных сит классифицировали на 3 фракции. Затем по их количеству определяли суммарную площадь поверхности капель.
Потери на радиацию нашли по зависимости [7]:
Г л-1/3"
/ т „ с \
__ГГт
Qрад ^ж к
1-
с -M. 0
t
где сж = 0,502 Дж/гК - теплоёмкость меди в интервале температур 1356 - 2800 К; s = 0,6 -коэффициент черноты для поверхности медных капель в среде азота; сг0 = 5,78-10~8Вт/(см2-К4) - постоянная; F - поверхность излучения (суммарная поверхность собранных капель); ti = 0,18 с - время полёта капель от торца электрода до чашки калориметра при крупнокапельном переносе; t2 = 0,09 с - время полёта капель при струйном переносе; Мк - общая масса капель, г.
Наплавку произвели на трёх режимах: два с крупнокапельным переносом электродного металла и один со струйным. Характер переноса и время отрыва капли находили по осциллограммам.
Потери теплоты на конвекцию с учётом времени отрыва капли определены по зависимости, использованной в данной работе при составлении конечно-разностного уравнения (4) на основании [7]. Например, для режима 190 ^ 200 А необходимые данные для расчёта составили: суммарная масса капель (Мк) трёх фракций - 4,77 г; поверхность излучения (/■) - 1930 ,7 см2, qPad = 93,49 Дж; qKom= 7,68 Дж.
Теплосодержание (ЛНК) и температура капель (/',) определена по зависимостям [1,7]:
АЯ =В-
А-АТ
Т., = Т +
АН..-АН.,
Мк сж
где В - коэффициент, учитывающий потери теплоты каплей за счёт радиации и конвекции; А - постоянная калориметрирования; АТ - измеренная разность температур калориметрической системы; AHm = 204,57 Дж/г - теплосодержание меди при температуре плавления. В результате для второго режима АНК = 805,2 Дж, а В = 1,1256.
Аналогично, для двух других режимов потери теплоты на радиацию и конвекцию лежат в пределах: 10-13 %. Полученные значения температур приведены в табл. 2.
По приведенным в табл. 2 данным видно, что температура капель механизированной сварки в среде защитных газов плавящимся электродом из медного сплава КМц 3-1 зависит от характера переноса электродного металла: чем больше время нахождения капли на торце электрода, тем больше её разогрев (режим 2). С изменением характера переноса, (струйный на режиме 3), температура капель снижается, несмотря на повышение силы тока.
Величина температуры капель, полученная путём расчёта применительно к данному способу сварки совпадает с экспериментом, но имеет значительно больший разброс. Совершенствование математической модели определения температуры капель механизированными способами сварки является предметом дальнейших исследований.
Выводы
1. С помощью разработанной блок-схемы и программы нагрева капель электродного металла на основе решения дифференциального нелинейного уравнения теплопроводности конечно-разностным методом найдена температура электродных капель ручной дуговой сварки со стержнем из углеродистой и высоколегированной хромоникелевой сталей, меди и алюминия. Установлено, что покрытие и шлак, имеющие меньшую теплопроводность, чем металлы, накапливают теплоту в капле, поэтому температура на межфазной границе металл-шлак выше на 100 200 К, чем в середине капли.
2. Калориметрированием получена температура электродных капель для механизированной сварки в среде азота сплава КМц 3-1. Выявлено, что на неё в большой степени влияет время нахождения капли на торце электродной проволоки. При крупнокапельном переносе с ростом тока температура растёт, с дальнейшим ростом тока и переходом на струйный перенос она снижается. Диапазон величины температуры на математической модели охватывает величину температур при калориметрировании.
Перечень ссылок
1. Металлургия дуговой сварки. Процессы в дуге и плавление электродов/ И. К. По-ходня, В.Н. Горпенюк, С. С. Миличенко и др. - Киев: Наукова думка, 1990. - 224 с.
2. Пискунов Н.С. Дифференциальное и интегральное исчисление. - Том 2: Учебник для вузов/ П. С. Пискунов. - М.: Интеграл - Пресс, 2002. - 544 с.
3. Сидякин В.Н. Тепловые процессы при сварке и пайке/ В.Н. Сидякин, А.Н. Чакалев. - М.: Изд. МФТИ, 1981. - 78 с.
4. Кэй Дж. Таблицы физических и химических постоянных/ Дж. Кэй, Т. Лэби - 2-е изд., перераб. - М.: Изд. физико-математич., 1962. - 248 с.
5. Теория сварочных процессов/ В.Н. Волченко, В.М. Ямполъский, В.А. Винокуров и др./Под ред. В.В. Фролова - М.: Высшая школа, 1988. - 559 с.
6. Рабкин Д.М. Металлургия сварки плавлением алюминия и его сплавов. ИЭС им. Е.О. Патона/Д.М. Рабкин. - К.: Наукова думка, 1986. - 256 с.
7. Ерохин A.A. Основы сварки плавлением. Физико-химические закономерности/ A.A. Ерохин. - М: Машиностроение, 1973. - 448 с.
Статья поступила 25.11.2005
Таблица 2 - Режимы наплавки и температура капель,
полученная калориметрированием
Режим Сила то- Напряжение на Температура,
ка, А дуге, В К
1 90-100 16-18 2330
2 190-200 16-18 2638
3 320-350 18-20 2365
