Теоретическое исследование эффективности применения порошковой проволоки при многодуговой сварке Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

Список литературы:

1. Негуляев В.Ю. Сварочный инвертор - это просто / В.Ю. Негуляев. -Киев, 2006.-42 с

2. Метод регулировки и управления

сварочным источником с помощью

резонансного контура: пат. № 2245232 Рос

Федерация / Хуберт Аигнер; заявитель и

патентообладатель Фрониус

Интернациональ ГМБХ - № 2002122334/02;

заявл. 12.01.2001; опубл. 27.01.2005.

^ ~ „ . 3. Фивейский A.M. Эргономичные

рис. 7. Сварочныи аппарат^Ю^БТЮК и д Ные инверторные аппараты

160 с аккумуляторнои батарееи MICORMlG для сварки в защитных Газах

MobolePower 1 ллл^ - - ли^Гл

А.М. Фивеискии, А.Ю. Мельников,

Автоматическая сварка. - 2014 .- №3. - С. 64

4. Мельников А.Ю. Инновационный сварочныи аппарат MICORSTICK 160 для

автономнои работы от аккумуляторнои батареи А.Ю. Мельников, А.М. Фивеискии,

ООО «ШТОРМ-ЛОРХ», Территория нефтегаз. - 2013. - № 10. - С. 85.

1Яковлев Д.С., аспирант, 2Шахматов М.В., доктор техн. наук 1ФГБОУ ВПО ЮУрГУ (НИУ) 2АНОО ЮжУралАЦ

УДК 621.791.75

ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ПРИМЕНЕНИЯ ПОРОШКОВОЙ ПРОВОЛОКИ ПРИ МНОГОДУГОВОЙ

СВАРКЕ

Разработана нелинейная математическая модель тепловых процессов при многодуговой сварке электросварных труб, позволяющая проводить оценку изменения структуры сварного соединения, полученного при использовании порошковых проволок.

Ключевые слова: многодуговая сварка труб, моделирование, порошковая проволока.

Для обеспечения благоприятной структуры и свойств сварных соединений при многодуговой сварке труб большого диаметра из стали прочности К65 необходим ; анализ и последующая корректировка термических циклов сварки. Как показали « исследования [1], одним из технологических приемов оптимизации термических | циклов является применение порошковой проволоки в многодуговом процессе сварки. При этом для изменения скоростей охлаждения с целью улучшения ! структуры металла в зоне термического влияния, а также для дополнительного микролегирования сварного шва достаточно использовать одну порошковую проволоку в многодуговом сварочном процессе изготовления труб. Для расчета термических циклов, определения скоростей охлаждения различных зон сварного соединения и определение их влияния на структуру и свойства сварного соединения : при многодуговой сварке электросварных труб применялось численное моделирование методом конечных элементов на основе программного комплекса

ANSYS.

Методика исследований

Процесс нагрева подвижным источником постоянной мощности разделяют на период квазистацион арного состояния п р о ц е с с а и н а п е р и о д теплонасыщения, который при увеличении скорости перемещения дуги уменьшается [2, 3]. Ввиду высоких скоростей при многодуговой сварке труб пренебрежем периодом теплонасыщения и рассмотрим предельное состояние процесса в двумерной системе.

П р и н и м а я в о в н и м а н и е тенденцию к повышению прочности и тол щ и н ы л и сто во го п р о к ата , применяемого для производства электросварных труб большого диаметра, моделирование тепловых процессов проводилось для стали класса прочности К65 (Х80, L555) с толщиной стенки 27,7 мм. На рис. 1 приведена графическая модель, представляющая собой стыковое сварное соединение с заполненной двухсторонней Х-образной разделкой. Геометрические размеры ширины и высоты сварного шва приняты на основании экспериментальных данных

26

(Ч- :1 X <\|

25

Рис. 1. Графическая модель сварного

соединения

многодуговой сварки под слоем флюса трубных сталей с толщинами стенок 27,0-28,0 мм.

Для решения температурной задачи при многодуговой сварке, учитывая особенности плавления порошковой проволоки и возможности

легирования металла шва через порошковую проволоку, было выбрано три варианта сочетания присадочных материалов, которые приведены в таблице 1. В результате проведенных экспериментальных исследований установлено, что для обеспечения гомогенности наплавленного металла при его микролегировании и переноса его максимального объема в сварочную ванну целесообразно, чтобы дуга от порошковой проволоки

Обозначение Сочетание сварочных проволок

М-1 Все дуги образованы проволоками сплошного сечения

М-2 При сварке внутреннего и наружного шва вторая дуга образована порошковой проволокой, а остальные дуги проволоками сплошного сечения

М-3 При сварке внутреннего и наружного шва первая дуга образована проволокой сплошного сечения, а остальные дуги порошковыми проволоками

была второй.

Таблица 1 - Варианты сочетания сварочных материалов.

Для каждого сварного шва применяли следующий алгоритм моделирования:

1) р е ш е н и е п л о с к о й температурной задачи прив многодуговой сварке с различными типами присадочного материала; ЙЗ

2) построение термических^ циклов различных зон сварного соединения; *

3) анализ влияния различных термических циклов на ударную вязкость и протяженность различных зон сварного соединения.

При моделировании принимали^ следующую систему упрощений и

допущений:

1) в начальный момент времени температура распределена по телу равномерно и составляет перед сваркой внутреннего и наружного шва 20°С и 50°С соответственно. Температура окружающей среды Тс постоянна;

1) пренебрегаем т е п л о в л о ж е н и е м о т с в а р к и технологического шва, т.к. полученное на данном этапе сварное соединение п о л н о с т ь ю п е р е в а р и в а е т с я внутренним и наружным швом;

2) пренебрегаем замедленным охлаждением поверхности сварных швов из-за наличия на их поверхности ш л а ка , об р азо ва вш е го ся п ри расплавлении флюса;

3) излучательная способность стали £ и коэффициент конвективной теплоотдачи ак, постоянные и независящие от температуры.

Тепл офизические свойства сталей в значительной степени и з м е н я ю т с я п р и и з м е н е н и и температуры и химического состава сталей. Сталь класса прочности К65 (Х80, L555) относится к низколегированным малоуглеродистым сталям, при этом о бл а да ет д о статоч н о н и з ки м

содержанием легирующих элементов, поэтому для учета зависимости те п л о ф и з и ч е ски х св о й ств от температуры при моделировании будем использовать известную для м а л о у г л е р о д и с т ы х с т а л е й графическую зависимость [3], приведенную на рис. 2.

Процесс ввода в металл теплоты, выделяющейся при сварке, представляли в виде тепловых потоков от каждой дуги, распределенных по нормальному закону распределения (нормально-круговой источник

дуг

(г ) =

п

■ д. ■ехр

(- к г2 )

(1)

теплоты) с учетом объема наплавленного металла вводимого каждой дугой и температуры электродных капель. Нормально-к р у г о в о й и с т о ч н и к н а г р е в а рассчитывался для каждой дуги по формуле [2, 3].

где к - коэффициент сосредоточенности теплового потока источника, см-2; д,. - тепловая

мощность /'-ой дуги, Вт; г - расстояние от источника тепла до точек тела.

Моделирование заполнения разделки сварного шва присадочным

и 4

сп ■<

л

Ъ о

x §

т о а. с

о ^

0.7 0.6 0.5 0.4 0.3 0.2

\д

; :

\ \ /

.....

С *■

400

800

1200

Температура Т,сС

1.4

12

05

0й

0.4 1600

си

Рис. 2. Теплофизические свойства малоуглеродистых

сталей

Т = Т

1 к 1 кп

Рт • ] •1

и

Т

\2

пл

V

Т

(2)

кп у

Г р а н и ч н ы е у с л о в и я т е п л о п е р е д а ч и с в н е ш н и х поверхностей задавали удельным

материалом проводилось по алгоритму п о я в л е н и я и и с ч е з н о в е н и я . Т е м п е р а т у р у д л я в н о в ь а к т и в и р о в а н н ы х э л е м е н т о в (температуру капель) определяли по формуле [4]:

где Ткп - температура кипения стали, °С; рт - удельное сопротивление электродного металла, Ом*мм; j -плотность сварочного тока, А/мм2; I -величина вылета электродной проволоки из токоподводящего мундштука, мм; из - эффективное падение напряжения в приэлектродной области, В; Тпл - температура плавления низколегированной стали, °С.

Объем расплавленного металла, вносимого каждой дугой, вычислялся через коэффициент расплавления, который определялся по известным графическим зависимостям, с учетом

Я 2 к

= а к Т - т-)

(4)

тепловым потоком при конвекции и излучении. Радиационное излучение рассчитывали по следующей формуле: где в - излучательная способность стали; С0 - постоянная Стефана-Больцмана, Вт/(м2*К4); Т - температура

Я 2 = Я 2 г + Я

'2 к

(5)

Я2 г

• С •С7 + 273У -(Т + 273У)

(3)

в ел и ч и н ы , р о д а , п о л я р н о сти сварочного тока и диаметра сварочной проволоки [5].

тела, °С; Тс - температура окружающей среды, °С.

Удельный тепловой поток при к о н в е к т и в н о м т е п л о о б м е н е определяли по формуле: где ак - коэффициент конвективной теплоотдачи, Вт/(м2*К).

Удельный тепловой поток полной теплоотдачи определяли как сумму тепловых потоков конвективного и лучистого теплообмена, а именно:

Значения физических величин в формулах (1 )-(5) приняты п о с т о я н н ы м и с о г л а с н о рекомендациям, приведенным в работах [2-4, 6].

Коэффициент расплавления порошковых проволок в среднем на 4070 % выше коэффициента

расправления проволок сплошного

Таблица 2 - Режимы сварки внутренних и наружных швов для различных сочетаний проволок сплошного сечения и порошковых проволок

Тип шва Номер дуги Тепловая мощность цуги, кВт Скорость сварки, м/ч Вылет электрода, мм

М-1 М-2 М-3

Внутренний 1 36,5 36,5 36,5 90 35

2 30,6 29,7 30,6

3 29,6 23,9 28,9

4 31,2 24,2 -

Наружный 1 43,2 43,2 43,2 110 35

2 34,9 33,9 33,9

3 28,0 23,3 23,3

4 28,9 20,5 22,9

5 28,9 19,9 -

Примечание: Тепловая мощность сварочных дуг определена с учетом принятого КПД процесса сварки ц = 0,95

1

1

в

сечения при равном диаметре проволоки, сварочном токе дуги. При моделировании многодуговой сварки п ри н и м ал и , ч то коэффи ци ен т расправления порошковых проволок на 40 % выше коэффициента расправления проволок сплошного сечения. Режимы многодуговой сварки д л я в а р и а н т о в М - 2 и М - 3 корректировали с учетом повышенного ко э ф ф и ци е н та ра сп л а вл е н и я порошковой проволоки, в результате чего погонная энергия сварки для вариантов М-2 и М-3 снизилась (относительно варианта М-1) на 10-14 % и на 20-25 % соответственно. При использовании порошковых проволок на всех дугах (кроме первой) для выполнения сварного соединения (см. рисунок 1) достаточно без потери производительности использовать три дуги при сварке внутреннего шва и четыре дуги при сварке наружного шва. Режимы многодуговой сварки при использовании различных сочетаний сварочных проволок сплошного сечения и порошковых проволок представлены в таблице 2.

Результаты моделирования и

20 500 900 1350

Рис. 3. Поле максимальных температур при моделировании сварного соединения М-1

анализ температурных полей

Аналогично производственному циклу проводили моделирование тепловых полей при многодуговой сварке внутреннего и наружного шва. Графическое изображение результатов моделирования сварного соединения М-1 (см. таблица 1) представлено в виде поля максимальных температур на рис. 3.

Геометрия смоделированного шва в пределах 1 0-1 2 % совпадает с геометрией сварного соединения выполненного в производственных условиях проволоками сплошного сечения (см. рис. 3). Измерение протяженности различных участков зоны термического влияния на микрошлифе реального сварного соединения (см. рис. 3) показало, что в пределах 10-15 % протяженность различных участков зоны термического влияния смоделированного сварного соединения М-1 совпадает с. реальным сварным соединением. Таким образом, представленная модель с достаточной для практики точностью адекватно отражает многодуговой сварочный процесс.

При сварке сталей зону термического влияния разделяют на несколько характерных участков: участок неполного расплавления, у ч а с т о к п е р е г р е в а , уч а с т о к нормализации, участок неполной п ерекри стал л и з аци и , уч а сток р е к р и с т а л л и з а ц и и , у ч а с т о к синеломкости. На участке перегрева, г д е м е т а л л п р е т е р п е в а е т аллотропические превращения, отдельно можно выделить участок крупного зерна, имеющий пониженную пластичность и ограниченный д некоторым интервалом температур а нагрева, верхний предел которых соответствует температуре солидуса, а 3 нижний изменяется в зависимости от склонности стали к росту зерна. Примерное значение нижнего предела составляет 1300-1350 °С. Именно этот

1600

1200

800

400

Рис. 4. Термические циклы зоны крупного зерна сварных соединений М-1, М-2 и М-3

участок оказывает решающее влияние на интегральный показатель ударной вязкости при испытании металла зоны термического влияния [9].

Используя полученные модели сварных соединений построены термические циклы зоны крупного зерна сварных соединений М-1 - М-3, которые представлены на рис. 4.

Основными параметрами термического цикла являются время пребывания и скорость охлаждения металла в температурном интервале фазового превращения, который согласно результатам работ [7] для сталей находится в интервале температур 800500 °С.

В ходе проведенного анализа термических циклов зоны крупного зерна и участка перегрева в целом были определены: средняя скорость охлаждения У8/5 и время пребывания в интервале температур 800-500 °С; время пребывания в интервале температур 1350-1500°С и интервале

температур 1100-1500°С; протяженность зоны крупного зерна и участка перегрева. Результаты анализа те р м и ч е ски х ци кл о в сва р н ы х соединений наружных швов М-1 - М-3 приведены в таблице 3. Как видно из таблицы 3 использование в многодуговом сварочном процессе порошковой проволоки приводит к уменьшению протяженности участков перегрева и крупного зерна, снижению времени пребывания металла при температурах выше 11 00°С и как следствие уменьшению величины зерна на участке перегрева.

Скорость охлаждения в интервале температур 800-500°С на участке крупного зерна сварного соединения М-1 наиболее низкая. При этом стоит отметить, что при моделировании п р е н е б р е г а л и з а м е д л е н н ы м охлаждением поверхности сварного шва и в действительности скорость охлаждения будет несколько ниже скоростей охлаждения полученных при решении тепловой задачи.

Для обеспечения требуемых эксплуатационных характеристик сварных соединений из высокопрочной стали категории прочности К65 оптимальный диапазон скоростей охлаждения в интервале температур 800-500°С составляет 10-50°С/с, что способствует формированию в зоне термического влияния бейнитной структуры, обладающей высоким уровнем ударной вязкости при

Таблица 3 - Параметры термических циклов зоны крупного зерна и участка перегрева сварных соединений наружных швов М-1 - М-3

Параметр Обозначение сварного шва

М-1 М-2 М-3

Время пребывания в интервале температур 1350-1500°С, с 6,6 5,5 4,5

Протяженность зоны крупного зерна, мм 0,8 0,7 0,6

Время пребывания в интервале температур 1100-1500°С, с 12,3 10,8 9,5

Протяженность участка перегрева, мм 2,3 2,0 1,8

Время пребывания в интервале температур 800-500°С (участок крупного зерна), с 27,2 23,5 20,8

Средняя скорость охлаждения ^/5 в интервале температур 800-500°С (участок крупного зерна), °С/с 8,74 10,52 12,15

отрицательных температурах [8, 9]. В ходе проведенного численного

моделирования тепловых процессов многодуговой сварки установлено, что средняя скорость охлаждения участка крупного зерна сварных соединений М-2 и М-3, находится в оптимальном диапазоне скоростей охлаждения, что в свою очередь способствует получению благоприятной структуры обладающей высоким уровнем пластических свойств. Снижение скорости охлаждения ниже 10°С/с (соединение М-1) приводит к выделению в структуре металла полигонального феррита и снижению ударной вязкости [8, 9].

Выводы

1. Численное моделирование нелинейных тепловых процессов при многодуговой сварке электросварных труб показало, что представленная математическая модель достаточно точно описывает геометрию и температурные поля сварного соединения.

2. Анализ термических циклов показал, что использование в многодуговом сварочном процессе порошковой проволоки приводит к уменьшению протяженности участков перегрева и крупного зерна, снижению времени пребывания металла при температурах выше 1100°С и уменьшению величины зерна на участке перегрева.

3. Средняя скорость охлаждения на участке крупного зерна сварных соединения из стали класса прочности К65 выполненных сочетанием проволок сплошного сечения и порошковых проволок более 10°С/с, что способствует получению благоприятной структуры участка крупного зерна обладающей высоким уровнем ударной вязкости.

Список литературы

1. Яковлев Д.С. Анализ технологических особенностей сварки порошковой проволокой / Д.С. Яковлев // Вестник ЮУрГУ. Серия «Металлургия». - 2014. Вып. 14. -№2. - С. 92-95.

2. Кархин В.А. Основы теплопередачи при сварке и пайке: учебное пособие / В.А. Кархин. - Санкт-Петербург: Изд-во СПбПУ, 2011. - 95 с.

3. Рыкалин Н.Н. Расчеты тепловых процессов при сварке / Н.Н. Рыкалин. - М.: Машгиз, 1951. - 296 с.

4. Попков А.М. Тепловые и энергетические расчеты при электрической дуговой сварке: учебное пособие / А.М. Попков, - 2-е изд. перераб. и доп. - Челябинск: Изд-во ЮУрГУ, 2006. - 75 с.

5. Акулов А.И. Технология и оборудование сварки плавлением: учебник / А.И. Акулов, Г.А. Бельчук, В.П. Демянцевич. - М.: Машиностроение, 1977. - 432 с.

6. Излучательные свойства твердых материалов: справочник / под. ред.З А.Е. Шейндлина. - М.: Изд-во «Энергия», 1974. - 472 с.

7. Шоршоров М.Х. Металловедение сварки стали и сплавов титана /§ М.Х. Шоршоров. - М.: Издательство «Наука», 1965. - 337 с. ^

8. Ефименко Л.А. Исследование свариваемости высокопрочных трубных^ сталей категории прочности Х80 / Л.А. Ефименко, О.Ю. Елагина, О.Е. Капустин,я Е.М. Вышемирский // Сварочное производство. - 2009. - №2. - С. 3-7.

9. Иванов А.Ю. Формирование структуры в зоне термического влияния ий свойства сварных соединений трубных сталей классов прочности Х80, Х90, К70 // А.Ю. Иванов, Р.В. Сулягин, В.В. Орлов, А.А. Круглова // Сталь. - 2007. - №7. - С. 85-90. §

2