Автоматичне аргонодугове зварювання вольфрамовим електродом сплаву ОТ4

/

Реферат

Записка пояснення до дипломного проекту: ____ з., ______рис., _____ табл., ______ приложений, _______ джерел.

Об'єктом дослідження є автоматичне аргонодугове зварювання вольфрамовим електродом сплаву ОТ4.

Мета дипломного проектування - дослідження процесу зварювання вольфрамовим електродом в аргоні з присадним дротом титанового сплаву ОТ4, стосовно проблеми підвищення якості формування швів при зварюванні з підвищеною швидкістю.

Основною перепоною підвищення швидкості аргонодугового зварювання титанових сплавів є незадовільне формування швів, яке виявляється в утворенні підрізів. У роботі показано, що з підвищенням швидкості зварювання щільність струму в металі перед дугою збільшується, що приводить до зростання електромагнітних сил що діють в головній частині ванни, витісненню металу в її хвостову частину і, як наслідок, до утворення підрізів. Встановлено, що зварювання з токопідведеним присадним дротом дозволяє регулювати характер розтікання струму в зоні зварювання і тим самим створити сприятливі умови для якісного формування швів. Вивчений вплив магнітного поля струму присадного дроту на дугу і процес формування швів при зварюванні сплаву ОТ4. Досліджені властивості зварних з'єднань.

Економічний ефект від впровадження проведених розробок складе _________ тис. грн. в рік.

Титановий сплав ОТ4, підрізи, швидкість зварювання, вольфрамовий електрод, аргон, присадний дріт.

Введення

Розвиток машинобудування, хімії, атомної і криогенної техніки вимагає збільшення випуску зварних конструкцій з титану і його сплавів. Одним з поширених способів виробництва таких конструкцій є зварювання вольфрамовим електродом в аргоні. При цьому інтенсифікація процесу зварювання приводить до погіршення формування шва, яке виявляється утворенні протяжних підрізів. Крім погіршення характеристик виробів на міцність, наявність дефектів знижує корозійну стійкість зварених з'єднань. Тому розробка способів, що дозволяють підвищити продуктивність і якість формування швів при зварюванні вольфрамовим електродом в аргоні є одним з актуальних завдань.

Значний внесок в дослідження природи утворення підрізів і розробку процесів зварювання з підвищеною швидкістю внесли Б.Е. Патон, С.Л. Мандельберг, І. М. Ковальов, В.И. Щетініна і багато інших вітчизняних і зарубіжних учених. Проте природа утворень підрізів поки що повністю не вивчена і вимагає додаткових досліджень.

Для управління процесом формування шва значний інтерес представляє дослідження зовнішніх магнітних полів. Магнітне поле служить практично безінерціоним регулятором проплавляющій дії дуги і її силової дії на зварювальну ванну; з його допомогою можна здійснити зварювання електродом, укладеним в оброблення кромок, наплавлення пластинчастим електродом, приварювання труб до трубних грат конічної або циліндрової дуги і т.п. магнітокеровану дугу можна використовувати як джерело нагріву при пресовому зварюванні виробів із замкнутим контуром. У всіх цих випадках процес може бути легко автоматизований або механізований.

Застосування зовнішніх магнітних полів при зварюванні було запропоноване і здійснене винахідником дугової зварки Н.Н. Бернадосом. Вплив магнітних полів на процеси в дузі і зварювальній ванні досліджували Г.М. Тіходєєв, К.К. Хренов, Г.И. Леснов, І. М. Ковальов, В.П. Черниш, В.Д. Ковалів і багато інших учених.

Процеси, що відбуваються в зварювальній ванні, і як наслідок формування шва в значній мірі залежать від магнітного поля зварювального струму, що створюється як струмом дуги, так і струмом, що протікає по ванні і основному металу. Це підтверджується порушенням формування швів при магнітному дутті і збільшенні впливу магнітного поля зварювального контура на утворення підрізів при зварюванні з підвищеною швидкістю. Проте розподіл струму в зоні дугового зварювання досліджений недостатньо точно і вимагає проведення додаткового вивчення.

У роботі приведені результати досліджень розподілу струму в зоні дугового зварювання титанового сплаву ОТ4 вольфрамовим електродом в аргоні. Вивчений вплив присадного дроту і величини струму по ній струму, що протікає на характер розтікання, по ній пластині із сплаву ОТ4. показано, що магнітне поле струму що протікає по присадному дроту, може бути використано для відключення дуги «кутом вперед». Вивчений процес формування шва при зварюванні ОТ4 з підвищеною швидкістю. Видані рекомендації по зварюванню. Приведені властивості зварених з'єднань.

1. Стан питання, мета і завдання дослідження

1.1 Загальна характеристика титанових сплавів

По розповсюдженню в природі серед металів титан займає десяте місце. Його вміст в земній корі складає понад 0,6%.

Атомний номер титану 22, він знаходиться в IV групі періодичної таблиці Менделєєва, розташований в четвертому періоді і належить до перехідних металів з недобудованою d- оболонкою [1,2].

Титан має дві апиотропические модифікації низькотемпературну - б, таку, що існує до 1155К і гексагональную, що має, кристалічну решітку з щільною упаковкою атомів, і високотемпературну - в, що існує при температурах вище 1155К високотемпературна модифікація титану має кубічні об'ємно-центровані структурні грати (а=3,282 A)

Температура апиотропического перетворення титану значною мірою визначається його чистотою. Встановлено [2], що якщо в йодидном титані перетворення починається при 1155К і відбувається у вузькому температурному інтервалі, то для магниетермического титану, що містить велику кількість домішок, перетворення починається при нижчій температурі (1133К) і відбувається в широкому інтервалі температур - 1233К. для гідридно-кальцієвого титану температурний інтервал перетворення ?^>_< ? складає приблизно 110-120°К. Це явище пов'язане з різними впливом домішок на температуру поліморфного перетворення. Зберегти високотемпературну модифікацію в чистому титані при кімнатній температурі не вдається навіть при самому різному гарті унаслідок протікання ?>? перетворення.

Із збільшенням швидкості охолоджування з ?-области температура ?>? переході помітно знижується. Так при зміні швидкості охолоджування від 4 до 10000 град/с температура перетворення знижується від 1155К до 1133К. у роботі [3] наголошується, що залежність температури поліморфного перетворення від швидкості охолоджування носить лінійний характер і може бути виражений наступним рівнянням:

Т?>? = (1.1)

де Т- температура перетворення;

-швидкість охолоджування.

При поліморфному ?>? перетворенні дотримується строга кристаллоградическое відповідність між початковими долями, що утворюються. Вперше внешную орієнтування кристалічних решіток при перетворенні объемноцентрированный кубічної структури в плотноупакованную гексогональную визначив Бюргерс [4] для аналога титану-цирконію.

Електричні властивості титану дуже залежать від його чистоти. За даними роботи [3] питомий електроопір йодистого титану при кімнатній температурі рівний 4,2*103 мком*м, для магниетермического 5,5*103 мком*м. при підвищенні температури до 623-673К електроопір виросте по лінійному закону. При вищих температура воно зменшується і залежність відхиляється від прямої лінії тим вище, чим вище температура ?>?- перетворення наголошується стрибкоподібним зменшенням електроопоу (3,16±0,1)10^-6, а магнітна проникність - 1,00004.

Важливим показником для зварки титану є низьке значення коефіцієнта токопроводимости титану. Тому при зварюванні титану спостерігається вельми концентрований нагрів і менші втрати енергії.

Чистий (йодистий) титан володіє високою пластичністю і по своїх властивостях наближається до міді. Це пояснюється тим, що на відміну від інших металів з гексагональной гратами титан має декілька площин ковзання. Крім того, при кімнатній температурі дедюриция титану може також відбуватися за допомогою двійникування.

Титанові сплави в порівнянні з алюмінієвими і магнієвими мають вищі характеристики міцності. Технічні сорти титану зазвичай містять 0,4-0,5% домішок, які значно змінюють його механічні властивості[1-4].

Титан володіє високою корозійною стійкістю, малою хімічною активністю, що пояснюється, унаслідок освіти на поверхні металу захисної окистной плівки. Це дозволяє використовувати його для роботи в різних агресивних середовищах. Титан стійкий до морської води і мало схильний до корозії кавітації. Технічний титан має таку ж корозійну стійкість в багатьох органічних кислотах, як неіржавіюча сталь.

Комплекс фізичних властивостей різко змінюється при введенні в титан легуючих елементів. Залежно від хімічної природи, розмірів атомних радіусів кристалічної структури і ряду інших чинників легуючі елементи здатні утворювати з титаном різні кристалічні фази - тверді розчини різноманітних типів і неоднаковий физикохимический природи або металеві з'єднання.

Титанові сплави, як стали, кваліфікують по структурі в певному стані. Класифікація титанових сплавів по рівноважній структурі навряд чи доцільна, оскільки перетворення в титанових сплавах, легованих перехідними елементами, протікають так поволі, що рівноважні при кімнатній температурі структури, наступні з діаграми стану, зазвичай не виходять.

Класифікація титанових сплавів по структурі в нормалізованому або загартованому станах цілком можлива [1,2], тим паче, що структури, що виходять після нормалізації або гарту, можна пов'язати з діаграмою ізотермічних і анизотермических перетворень. Клас сплавів в нормалізованому або загартованому стані слід визначати структурою стандартних зразків після охолоджування їх на повітрі або гарті у воді.

Прийнята в даний час класифікація титанових сплавів є по суті класифікацією по структурі в нормалізованому стані. Згідно цієї кваліфікації розрізняють:

?-титановые сплави, структура яких представлена ?-фазой;

?+? - сплави, структура яких представлена ? і ? - фазами;

? - сплави, структура яких представлена стабільною ? - фазой.

Крім цього пропонують [1,2] виділити два перехідні класи: псевдо ?-сплави, структура яких представлена ?- фазой і невеликою кількістю ?-фази (не более5%) і псевдо- ?- сплави, структура яких після нормалізації, хоч і представлена метастабільною в-фазой, але по властивостях вони ближче до (?+?)-сплавам з великою кількістю ?-фази.

?-титанові сплави можна розділити на: термічно незміцнювані сплави і сплави термічно зміцнювані унаслідок дисперстного тверднення.

?+? - сплави розбиваються на дві підгрупи: сплави тверднуть при гарті і сплави м'які після гарту

? - титанові сплави підрозділяють на три підгрупи: сплави з механічно нестабільною ? - фазою; сплави з механічно стабільною ? - фазою і сплави з термодинамічно стабільною ? - фазою.

По гарантованій міцності титанові сплави підрозділяють: на маломіцних високо пластичних

зв<750 МПа; на среднепрочные

зв=750-1000 МПа ; на високоміцних

з в>750 МПа.

1.2 Зварюваність титанових сплавів

Однією з найважливіших властивостей титану і титанових сплавів, призначених для титано, - зварених конструкцій, є зварюваність. Проблеми зварюваності титанових сплавів декілька відрізняються від проблем зварюваності інших конструкційних матеріалів (сталей, алюмінієвих і магнієвих сплавів). Основні труднощі зварювання плавленням багатьох сталей, алюмінієвих і магнієвих сплавів викликані їх схильністю до кристалізації тріщинам. У промислових титанових сплавів така схильність до появлення тріщін практично відсутня, що зв'язане, очевидно, з невеликим інтервалом їх кристалізації в порівнянні із сталлю і алюмінієвими і магнієвими сплавами [7]/

Міцність пластичність зварених з'єднань сталей і алюмінієвих і магнієвих сплавів, як правило, нижче за основний метал, тоді як у титанових сплавів зварені з'єднання рівноміцно основному металу [8]. Основна проблема свариваемости титанових сплавів - отримання зварених з'єднань з гарною пластичністю, залежною від якості захисту, чутливості металу і термічному циклу і ін. помітне насичення металу шва киснем, азотом і воднем в процесі зварки відбувається при температурах вище 623К. це різко знижує пластичність і тривалу міцність зварних конструкцій. Тому зона зварювання, обмежена ізотермою більш 623К повинна бути ретельно захищена від взаємодії з повітрям шляхом зварки в середовищі інертних захисних газів (аргону або гелію) високої частоти, під спеціальними флюсами, у вакуумі (зварка без захисту) можливо при способах зварки тиском, коли завдяки високій швидкості процесу і витісненню продуктів окислення при тиску (контактна зварка) або відсутності високого нагріву (ультразвукова зварка) небезпека активної взаємодії металу в цієї зварки з повітрям зводиться до мінімуму.

При зварюванні в сплавах титану відбуваються суцільні фазові і структурні перетворення. Чутливість до зварювального термічного циклу виражається в протіканні поліморфного перетворення ?^>_< ?, різкому зростанні розмірів зерна ? - фази і підігріві на стадії нагріву, в утворенні крихких фаз при охолоджуванні і старінні, неоднорідності властивостей зварних з'єднань, залежних від хімічного і фазового складу сплавів.

Унаслідок низької теплопровідності і малої об'ємної теплоємності титану час перебування металу при високих температурах значно більше, чим це час для сталі, що є причиною перегріву, різкого збільшення розміру зерен ? - фази і зниження пластичності титану.

Особливості кристалізації і охолоджування зварних швів титанових сплавів сприяють виникнення в них ряду метастабільних фаз, які багато в чому визначають властивості зварних з'єднань. Їх негативний вплив на пластичність і ударну в'язкість до цих пір утрудняє використання багатьох сплавів як конструкційні матеріали.

Метастабільні перетворення характеризуються великою різноманітністю і складністю, особливо в сплавах з перехідними елементами (Мо, V, Cr, Fe і ін.), які найширше застосовуються як легуючі добавки. У цих сплавах можливе виникнення масштабних ?'-, ? - і ? - фаз, а у ряді сплавів - ?''- фази.

Умови зварки характеризуються відносно швидкими швидкостями охолоджування, а також наявністю в металі початкової високотемпературної хімічної неоднорідності. Тому фазові перетворення при зварювальному термодедукційному циклі у багатьох випадках змінюються. зрушується положення концентраційних областей і утворенні метастабільної фази, не відповідне рівноважним умовам при даній температурі і концентрації.

Чинником що ініціює появу і зростання метастабільної фази, є різниця вільних енергій старої і нової фаз. Нова фаза має нижчі значення вільної енергії. У ?- сплавах термодинамічні умови існування фаз такі, що залежно від швидкості охолоджування, концентрації домішок і температури можливе утворення метастабільної пересиченої ?'- фази або рівноважної фази ?- фази. Це характерно для зварних з'єднань технічного титана і ?- сплавів. При легуванні титану перехідними елементами створюються умови для освіти не тільки ?'- або ?- фаз, але і метастабільних ? - і ? - фаз або ? - і

? - фаз. Ці схеми регулюються в середньо і високолегованих сплавах титану.

У металі шва на промислових ?- сплавах, а також на сплавах, які містять перехідні елементи в межах їх розчинності в ?- фазі (ОТ4, ОТ4-1, ОТ4-2 і ін.) або виконанні швів електродом, склад якого аналогічний складу основного металу, незалежно від способів зварки при охолоджуванні швів, відбувається лише ?>?' - перетворення і залишкова ? -фаза при кімнатних температурах не зберігається; ?- фаза, близька до рівноважного стану, спостерігається лише в швах технічного титану після сповільненого охолоджування, відповідного технічному циклу електрошлакової зварки.

Характер формування ?'- фази в швах визначається температурою перетворення і швидкісного охолоджування. При малих швидкостях охолоджування утворюються широкі і довгі пластини ?- фази, що особливо характерний для швів, виконаних електрошлаковою зваркою. Збільшення швидкості охолоджування, навпаки, сприяє утворенню мелкоигольчатой б'- фази (электроннолучевая зварки).

Температурний інтервал ?>?' - перетворення розширюється у міру збільшення в шві кількості ? - стабілізуючих елементів (V, Мо, Mn, Cr і ін.) і зміщується в область нижчих температур. При рівних швидкостях охолоджування шва ?- фази, що утворилася при більш вищих температурах грубіша.

Для швів більш легованих сплавів (ВТС, ВТ14 і ін.) характерне збереження в структурі при охолоджуванні деякої кількості залишкової метастабільної ?- фази. Кількості в- фази в швах визначається складом і швидкістю охолоджування в інтервалі температур ?>?' - перетвореннях. Найбільша кількість зберігається в шві на сплаві ВТ14.

Збільшення легування швів вище певної концентрації сприяє освіті в них метастабільної ?- фази. В даний час ?- фаза розглядається, як метастабільна низькотемпературна модифікація ?- твердого розчину, що утворюється при певній електролітній концентрації. Виникнення її може відбуватися або безпосередньо в процесі охолоджування, або при ізотермічному нагріві. У першому випадку ? - фаза утворюється в швах після зварки в області концентрацій, значення яких визначаються системою і кількістю легуючих елементів. Поповнення концентраційних областей утворення ? - фази змінюється залежно від способу зварки (швидкість охолоджування). Зменшення швидкості охолоджування приводить до виділення ? - фази в тих складах, де при швидших швидкостях утворюється чиста метастабільна ?- фаза, або суміш ? і ?- фаз. Тому щоб уникнути утворення ? - фази в швах легованих сплавів монокритичними складами доцільне застосування способів зварки, що забезпечують підвищену швидкість охолоджування. В цьому відношенні найбільш перспективна электроннолучевая зварка і зварка на малих струмах із застосуванням спеціальних флюсів.

Підвищення пластичності із збереженням високої міцності досягається технологічними прийомами, наприклад шляхом електромагнітного перемішування розплаву і застосування коливань електронного променя, що подрібнює структуру і зменшує внутризернинну неоднорідність. необхідні властивості зварних з'єднань термозміцнюючих ?+? - титанових сплавів отримують після гарту і старіння.

При зварці титанових сплавів у зварних з'єднань спостерігається схильність до сповільненого руйнування, причиною якого є підвищений вміст водню в зварному з'єднанні у поєднанні з розтягуючою напругою першого роду (залишковими зварювальними і від зовнішнього навантаження). Вплив водню на схильність до виникненню тріщин зростає при збільшенні змісту інших домішок (кисню і азоту) і унаслідок загального зниження пластичності при утворенні крихких фаз в процесі охолоджування і старіння. Негативний вплив водню при виникненню тріщин є результатом гідридного перетворення і адсорбційного ефекту зниження міцності. найбільший вплив водень робить на ?- сплави у зв'язку з нікчемною розчинністю в них водню (< 0,001%). Розчинність водню у ? - фазі значно вище, тому сплави, що містять ? - фазу, менш чутливі до водневого окрихчування; разом з тим підвищення розчинності водню у ? - фазі збільшує небезпеку невоздашивания. Схильність до розтріскування збільшується: при підвищеному вмісті водню в початковому матеріалі; при насиченні воднем в процесі зварки (із-за недостатньо ретельної підготовки зварювальних матеріалів, зварюваних кромок і т.д.) при насиченні воднем в процесі технологічної обробки зварних з'єднань і експлуатації.

Радикальними заходами по боротьбі з трещинообразованием є:

а) зниження швів в основному і присадному матеріалі: не менше 0,008 Н₂; менше 0,1-0,12 О₂; менше 0,04 N;

б) дотримання первинної технології зварки для запобігання пари води і шкідливих газів в зону зварки (ретельна підготовка і зачистка зварювальних матеріалів і зварюваного металу, надійний захист металу в зоні зварки і раціональний вибір режимів зварки); для зменшення схильності до сповільненого руйнування доцільно ?- і псевдо ? - сплави титану зварювати на жорстких режимах; ?+? сплави на відносно м'яких (швидкість охолоджування 10-20 к/с);

в) зняття залишкової зварювальної напруги;

г) запобігання можливості неводорешивания зварних з'єднань при експлуатації шляхом вибору сплавів раціональної композиції для роботи в середовищах, де можливе насичення воднем.

При зварних з'єднаннях, які частіше розташовуються у вигляді ланцюжка по зоні сплаву, знижують статичну і динамічну міцність зварних з'єднань. Їх освіта має викликається попаданням водню разом з адсорбованою вологою на присадному дроті, флюсі, кромках зварюваних виробів або з атмосфери при порушенні захисту. Перерозподіл водню в зоні зварки в результаті термодиффузионных процесів при зварці також може привести до подчистости. Розчинність водню в титані зменшується з підвищенням температури. Тому в процесі зварки титану водень дифузує від зон максимальних температур менш нагріті області, від шва до основного металу.

Основними заходами боротьбі з порами, викликаними воднем при якісному початковому матеріалі, є ретельна підготовка зварних матеріалів: прожарення флюсу, застосування захисного газу гарантованої якості, вакуумна дегазація і зачистка перед зваркою зварювального дроту і зварюваних кромок (видалення альфированного шаруючи таким, що труїть і механічною обробкою, зняття адсорбованого шару перед зварною щіткою або шабером, знежирення), дотримання захисту і технології зварки.

У зварному шві пори можуть утворюватися унаслідок:

а) затримання бульбашок інертного газу металом зварювальної ванни, що кристалізується, при зварці титану в захисних газах;

б) «закриття» мікрооб'ємів газової фази, локализованість на кромках стику, при сумісній деформації кромок в процесі зварки:

в) хімічних реакціях між поверхневими забрудненнями і вологою і т.д.

При зварці титану плавленням потрібні концентровані джерела тепла. Проте у зв'язку з нижчими, ніж у сталі, коефіцієнтом теплопровідності (у чотири рази), вищими елементами опором (у п'ять разів) і меншою теплоємністю для зварки плавленням титану витрачатися менше енергії, чим при зварці вуглецевих сталей. Унаслідок низьких коефіцієнтів теплопровідності, лінійного розширення і модуля пружності залишкова напруга в зварних з'єднаннях титану менше межі текучості і складають для більшості титанових сплавів (0,6-0,8)_0,2 основного металу. Найбільш висока залишкова напруга виникає в зварних з'єднаннях однофазных як ? -, так і ? - титанових сплавів або у слабо гетерогенезированных сплавів такого типу.

Високий коефіцієнт поверхневого натягнення титану у поєднанні з малою в'язкістю в розплавленому стані збільшує небезпеку прожогов і викликає необхідність ретельнішої збірки деталей під зварку в порівнянні з деталями із сталей.

Принципово оброблення кромок при зварці титанових сплавів не відрізняється від оброблень, вживаних для сталей. Залежно від товщини зварюваного металу зварку проводять без оброблення, з V-, U-, X- і рюмкоподібними обробленнями, а також застосовують замкові з'єднання.

Зварення деталей з титанових сплавів проводять після того, як знімуть газонасичений (альфированный) шар. Такій обробці повинні бути піддані деталі, виготовлені методом пластичної деформації (поковки, штампування і т.д.), а так само деталі, що пройшли термічну обробку в печах без захисної атмосфери. Видалення альфированного шаруючи із застосуванням із застосуванням травителей передбачає:

а) попереднє спушення альфированного шаруючи дробеструйной або піскоструминною обробкою;

б) труїть в розчині, що містить 40% HF, 40%HNO3, 20%H2O або 50% HF, 50%HNO3; збільшення того, що труїть вище оптимального (більш 25с) приводить до розпушування поверхневих шарів металу, підвищеної сорбції інгредієнтів середовища і збільшення поровиникнення при зварці;

в) подальшу зачистку кромок на ділянці 10^-3-1,5*10^-3 м з кожного боку металевими щітками або шабрением для видалення товстого шару металу, насиченого воднем при тому, що труїть.

Перед початком складальний-зварювальних робіт необхідно очистити деталі від забруднень металевою щіткою і знежирити органічним розчинником. Як органічні розчинники можна використовувати ацетон і бензин. Технологія знежирення рекомендується наступна: промивка зварюваних кромок і прилеглих до них поверхонь на ширину не менше 2*10^-2 м бензином і подальша промивка етиловим спиртом - рентификантом або ацетоном.

При зварюванні конструкцій з титану під зварку необхідно дотримувати наступні особливості:

а) у зв'язку з жидкотекучестью і високим коефіцієнтом поверхневого натягнення розплавленого титану необхідна вища якість зварки;

б) недопустимі правка і підготовка деталей з використанням місцевого нагріву газовим полум'ям;

в) правка і підготовка деталей в холодному стані утруднено у зв'язку із значним пружинением титана;

г) необхідний надійний захист металу шва при зварці плавленням від доступу повітря із зворотного боку шва при виконанні прихвата.

Як присадні матеріали при зварці титану плавленням використовують холоднотянутую проволікатиму і прутки, виготовлені з листового металу. Вибір зварювального дроту визначається умовами зварки і експлуатації конструкцій. Склад дроту повинен бути близький до складу основного металу. Зварювальний дріт з титану і його сплавів виготовляють діаметром 8*10^-4-7*10^-3 м дріт піддають вакуумному відпалу.

При дотриманні розглянутих вимог до якості початкового матеріалу, підготовки під зварку, технології зварки свариваемость сплавів титану можна характеризувати таким чином. Високопластичні маломіцні титанові сплави (_в<700МПа), ОТ4-0, ОТ4-1, АТ2; а також технічний титан ВТ1-00, ВТ1-0, ВТ-1 володіють хорошими свариваемостью всіма прийнятними для титану видами зварки; міцність і пластичність зварних з'єднань близькі до міцності і пластичності основного металу.

Зварюємостьтитанових сплавів середньої міцності (_в=700-1000 МПа)різна. Сплави ОТ4, ВТ5, ВТ5-1, 4201 (в- сплавів) володіють хорошими свариваемостью різними методами; механічні властивості зварних з'єднань також близькі до механічних властивостей основного металу. Сплави АТ3,ВТ4, АТ4, СТ5, ВТ20, ОТ4-2 володіють гіршою свариваемостью, проте міцність і пластичність зварних з'єднань знижується на 5-10% в порівнянні з міцністю і пластичністю основного металу. Сплав ВТ6С володіє задовільною свариваемостью при зварці плавленням і контактній зварці. Межа міцності зварного з'єднання, виконаного зваркою плавленням, не менше 90% межі міцності основного металу.

Більшість високоміцних сплавів володіють задовільною свариваемостью. Сплави ВТ16,ВТ23,ВТ15,ТС6 призначені для застосування в термічно зміцненому стані, сплави ВТ6, ВТ14, ВТ3-1 і ВТ22 - як термічно зміцненому, так і в стані, що відпалює. Оптимальні властивості зварних з'єднань досягаються після термічної обробки.

Для металу і його сплавів, а також зварних з'єднань застосовують в основному наступні види термічної обробки: а) відпал, би) гарт, в) старіння [2]. У конструкціях титанові сплави можна використовувати в змозі після плющення або відпалу або в змозі після зміцнюючої термічної обробки. Зміцнення титанових сплавів за допомогою термічної обробки досягається у відмінності від сплавів на основі сталей переважно за рахунок дисперсного тверднення і старіння.

Відмінність полягає в нагріві до певних температур, витримці і охолоджуванні на повітрі для стабільних сплавів і з піччю для високолегованих.

Термічно стабільні сплави (титани, ?-і псевдо ?- сплавы) і їх зварні з'єднання піддають відпалу першого роду, (до температур вище за температуру рекристалізації сплаву) для зняття залишкової зварювальної напруги (773-873К, вершина 0,5-1,0ч) і для правки тонкостінних конструкцій, які для цієї мети витримують в місцевих пристосуваннях уш 873-923К в перебігу 0,5-1 ч.

Відпал (?+?) сплавів і їх зварних з'єднань поєднує елементи відпалу першого роду, заснованого на рекристализационных процесах і відпалу другого роду, заснованого на фазовій нерекристализации. Для цих сплавів окрім простого застосовують рекристализационный відпал. Він полягає в нагріві сплаву при порівняно високих температурах, достатніх для виготовлення рекристализационных процесів, охолоджування до температур, що забезпечують високу стабільність ?- в- фази (нижче за температуру рекристалізації), і витримці при цій температурі з подальшим охолоджуванням на повітрі.

При зміцнюючій термічній обробці ?+? - сплавов і метастабільних ? -сплавов перед зваркою основний метал цих сплавів піддають гарту або відпалу, а після зварювання - гарту і старінню.

Для зварювання титану в промисловості застосовують, автоматичне, напівавтоматичне і ручне зварювання неплавким електродом, дугою, що безперервно горить і імпульсною, і автоматичне і напівавтоматичне зварювання плавким електродом. Для зварювання титану можуть бути використані стандартне зварювальне устаткування, забезпечене додатковими пристроями для захисту зони зварювання, а також спеціалізовані зварювальні установки. Для захисту зони дуги і розплавленої ванни необхідно використовувати аргон вищого сорту (ГОСТ 10157-79). Для захисту остигаючої частини шва і зворотної сторони шва невідповідальних виробів допускається використання аргону другого сорту. Гелій і його суміші з аргоном доцільно використовувати при дуговій зварці плавким електродом великих (8*10^-3-10^-2). При зварюванні в гелії необхідний для захисту зварювальної ванни витрата газу в два-три рази більше, напруга на дузі в 1,4-1,6 разу вище, а ширина зони розплавлення в 1,4 разу більша, ніж при зварюванні в аргоні [10].

Захист зони зварювання може бути місцевим і загальним. При місцевому захисті захищається зона металу нагрітого до температур початку активного поглинання газів, обмежена ізотермою 623-673К, з лицьового і зворотного боку шва.

Загальний захист звареного з'єднання і виробу в цілому здійснюється при зварюванні в камерах з контрольованою атмосферою і в спеціалізованих боксах із забезпеченням в них умов для роботи зварювачів. Камери вакуумувалися до 10^-2-10^-4 мм рт.ст., після чого їх заповнюють інертним газом з надмірним тиском 0,1-0,3 кгс/см².. основна вимога, що пред'являється до камер з контрольованою атмосферою, - можливість створення і підтримки в процесі зварювання заданої чистоти інертного середовища. Останнє реалізується використанням газового очищення в процесі зварювання по замкнутому циклу: камера-компрессор-система хімічної очистки-камера. За наявності домішок в атмосфері камери не вище за їх вміст в аргоні вищого сорту забезпечуються необхідна пластичність, міцність і корозійна стійкість металу зварених з'єднань.

Місцеві захисні камери використовують з вакуумуванням і без попереднього вакуумування. У останньому випадку для витіснення повітря і якісного захисту необхідне продування камери 5-10 кратним об'ємом інертного газу. поліпшення умов захисту металу, нагрітого до температур активного поглинання газів, досягається застосуванням заходів, що забезпечують інтенсивний теплоотвод із зони зварювання (мідні водоохолоджувані підкладки і накладки, що охолоджують ванни) і застережливих контакт нагрітої поверхні з повітрям (підкладки, накладки, покриття і т.д.).

Аргонодугове зварювання дугою, що безперервно горить, проводять на постійному струмі прямої полярності від стандартних джерел живлення. При товщині металу до 3-4 мм зварювання виконують за один прохід, при більшій товщині потрібно багатопрохідне зварювання. Збільшення глибини проплавлення і продуктивності зварювання досягається при використанні способу зварювання проникаючою (заглибленою) дугою при примусовому зануренні дуги нижче за поверхню зварюваних кромок. У такий спосіб можна зварювати метал завтовшки до 10 мм без застосування оброблення кромок і присадного металу.

Застосування фтористих флюсів при аргонодуговой зварці титанових сплавів дозволяє понизити погонну енергію в порівнянні з аргонодуговим зваренням без флюсу, звузити зону термічного впливу, зменшити пористість швів і поліпшити умови захисту металу від взаємодії з повітрям. використовуються флюси систем АНТІВ, фтористі з'єднання лужних і лужноземельних металів. Флюс розводять етиловим спиртом до отримання рідкої пасти (30г флюсу і 100г спирту), яку наносять на кромки зварюваних деталей. Зварювання проводять після випаровування спирту.

Для тонколистового металу (2,5 мм) доцільно застосовувати імпульсне зварювання без присадного дроту. Розроблено плазмове зварювання листів титану малої (0,025-0,5 мм) і середньої (0,5-12,5 мм) товщини і багатошарове зварювання плоских листів (товщиною св.12 мм). В порівнянні з аргонодуговим зварюванням неплавким електродом плазмове зварювання характеризуються вищою продуктивністю, меншим викривленням (деформація на 1/2 -1/3 менше). Механічні властивості титану при плазмовому зварюванні близькі до властивостей, отриманих при аргонодуговой зварці. Основною трудністю при плазмовому зварюванні в порівнянні з аргонодуговим є жорсткіші вимоги до якості збірки у зв'язку з характерним грибообразным проплавленням [11].

Процес зварювання тонколистового металу краще здійснювати усередині мікрокамер. Завдяки цьому забезпечується надійний захист зони зварювання при малій витраті інертного газу. При високій якості основного і присадного матеріалу, дотриманні умов захисту і оптимальних режимах зварювання вольфрамовим електродом механічні властивості зварених з'єднань титана і його сплавів близькі до властивостей основного металу. Кращі властивості досягаються при автоматизованих методах зварювання.

Про надійність газового захисту в процесі зварювання і при подальшому охолоджуванні звареного з'єднання при всіх видах зварювання в інертних газах можна судити за зовнішнім виглядом шва. Блискуча срібляста поверхня свідчить про хороший захист. Прояв на шві квітів побежалости указує на порушення стабільного захисту, а сірих нальотів - на поганий захист [8]. Достатньо простим критерієм оцінки ступеня забруднення шва домішками впровадження - газами (азотом і киснем) служить твердість металу шва і околошевной зони.

При хорошому захисті твердість металу шва не перевершує початкової твердості основного металу. При цьому зварні з'єднання равноміцні основному металу і має достатньо високі пластичні властивості. Так, стикове з'єднання сплави ВТ1 завтовшки 1-2 мм, виконане зваркою без присадки, має тимчасовий опір 45-56 кгс/мм², кут вигину 180°, а сплаву вт5-75-90 кгс/мм² і 70-90° відповідно.

При зварюванні неплавким електродом технічного титану і низколегированных титанових сплавів завтовшки більше 1,5-2 мм для отримання повномірного шва застосовують присадний матеріал - титановий дріт ВТ1-00, підданий вакуумному відпалу для зниження змісту водню до 0,003-0,004%. стабільнішу якість швів вдається отримати при автоматичній подачі присадного дроту в зону зварки.

Шви, зварені на технічному титані і низколегированных б- сплавах, мають великокристалічну макро- і мікроструктуру. Для металу шва і околошовной зони характерна мікроструктура голчатої ?-фази, утворення якої пов'язане з повним перетворенням високотемпературної в-фазы при швидкому охолодженні. Голкова фази свідчить про мартенситной кінетику перетворення. Структурні ділянки околошовной зони на титані аналогічні таким же ділянкам на сталі. Безпосередньо до металу шва примикають ділянки крупного зерна або перегріву, потім слідують ділянки повної перекристализации із збільшеним розмірами зерен в порівнянні з основним металом. Околошовная зона обкреслена яскраво вираженою межею з основним металом, що не змінив мікроструктуру.

Важливою умовою запобігання окрихчуванню металу шва і околошовной зони з мартенситоподобной голчатою мікроструктурою є забезпечення чистоти металу і вибір режимів зварки з оптимальними термічними циклами.

Термообробку зварних з'єднань з титану і його низколегированных сплавів проводять лише з метою зняття зварювальної напруги. Температуру нагріву приймають до 600-650°С, час витримки 30-40 мін, охолодження з піччю.

Вельми ефективний новий відчизняний спосіб аргоно-дугового зварювання неплавким електродом із застосуванням флюсів паст. Цей спосіб використовує переваги зварювання титану під флюсом, що досягаються введенням в зону зварювання фторидів і хлоридів лужних і лужноземельних металів. спочатку такий спосіб застосовували лише для усунення пористості швів. Це досягалося нанесенням вельми тонкого шару спеціального однокомпанентного реагенту на поверхню зварюваних кромок.

Надалі дослідження, виконані в ИЭС мали Е. О. Патона, показали, що використання спеціальних флюсів при зварюванні неплавким електродом дозволяє помітно понизити витрати погонної енергії, отримати вужчі шви при значному збільшенні глибини проплавения, частково рафінувати і модифікувати метал шва. Для зварювання титану знаходять застосування флюсу-пасти серія АН -ТА (АН-Т17А і ін.). Зварювання з такими флюсами дає можливість виконувати за один прохід без оброблення кромок з'єднання з титану завтовшки до 12 мм вузькими швами на струмах в 2,5 -3 разу менших в порівнянні із струмами при звичайному аргоно-дуговому зварюванні неплавким електродом [8].

Спосіб зварюванні неплавким електродом поглибленою або зануреною дугою також дозволяє за один прохід зварювати метал середньої товщини. Проте до його основних недоліків відноситься надмірна ширина шва і великі розміри околошовной зони [8].

Зварення плавким електродом в середовищі інертних газів проводять постійним струмом зворотної полярності на режимах, що забезпечують мелкокапельный перенесення металу. Відхилення від оптимальних режимів приводить до розбризкування електродного металу, порушення газового захисту зони зварювання, погіршення формування швів. Для зварювання використовують зварювальний дріт діаметром 2-5 мм залежно від товщини основного металу. Застосовують ковзаючі водоохолоджувані захисні пристосування, що забезпечують ізоляцію шва від атмосфери. Стабільніша якість з'єднань виходить при зварюванні плавким електродом в камерах з контрольованою інертною атмосферою [10].

При зварюванні в монтажних умовах з'єднань з титану, розташованих в різних просторових положеннях (наприклад, стиковка труб і колон в хімічному машинобудуванні і ін.), знаходить застосування метод імпульсно-дугового зварювання плавким електродом в середовищі аргону. Напівавтоматичне зварювання титановим дротом діаметром 1,2-2 мм з живленням від генератора імпульсів (наприклад ИИП-2) забезпечує перенесення однієї краплі металу при кожному імпульсі струму.

Примусове, направлене перенесення електродного металу при зварюванні титану значно покращує формування швів, що виконуються напівавтоматом, і робить можливою напівавтоматичну зварювання в середовищі аргону у вертикальному і навіть стельовому положенні.

При зварюванні імпульсів на струмах силою 150-300А електродний метал розбризкується, умови захисту зони зварювання погіршуються, при зварюванні вертикальних швів процес нестабільний. застосування імпульсно-дугової зварювання дозволяє в певних межах управляти перенесенням металу, практично повністю усуває розбризкування, стабілізує проплавлення основного металу, спрощує техніку напівавтоматичного зварення вертикальних швів. Є відмінності в мікроструктурі швів, зварених звичайним аргоно, - дуговим способом і з накладенням імпульсів. Метал шва, виконаного імпульсно-дуговим зваренням відрізняється подрібненою внутризеренной структурою ??- фази.

1.3 Особливості формування швів при зварюванні з підвищеною швидкістю

У загальному об'ємі робіт по виробництву зварних конструкцій з титанових сплавів аргоно-дугове зварювання займає значну частину і відповідальне місце. Підвищення струму і швидкості зварювання в даному випадку, бажано не тільки з погляду продуктивності процесу, але і зниження погонної енергії за рахунок збільшення проплавляющей здатності дуги.

Проте, підвищення струму і швидкості дугового зварювання супроводжується погіршенням формування шва, яке виявляється в збільшенні висоти його провисання, утворенні підрізів і прожогов основного металу. Вказані дефекти мають місце практично при всіх способах дугового зварювання, небезпека виникнення дефектів зростає із збільшенням струму і швидкості зварки.

Суперечність вимог пред'явлених до параметрів режиму зварювання, таких, що забезпечують одночасно високу продуктивність процесу і якість шва, викликає необхідність детального вивчення стану питання формування шва при зварюванні на вазі.

Відомо [33-37], що форма шва, що виконується з повним проплавленням кромок, визначається умовою рівноваги сил, що діють одночасно на ванну розплавленого металу.

Р_д+G=Р_п.н.

де Рд - сила тиску дуги;

G - сила тяжіння рідкого металу ванни;

Рп.н.- результуюча сил поверхні натягнення.

Прийнявши для визначеності, контур зварювальної ванни за Елліс. А. В. Петров [38], виходячи з теорії теплових процесів при зварці Н. Н. Рыкалина і відомого рівняння Лапласа:

Р_п.н.=

де R1, R2 - головні радіуси кривизни даної поверхні;

G - коефіцієнт поверхневого натягнення, показав, що при зварюванні з постійною погонною енергією підвищення швидкості зварювання повинне привести до збільшення ступеня витягнутості ванни і, як наслідок, зниження сил поверхневого натягнення. Сила тиску дуги і вага рідкого металу ванни при цьому збільшуються.

При такій постановці питання порушення рівності (1.2) очевидне, утворення прожогов неминуче.

Розглядаючи можливості отримання якісного формування шва при зваренні тонколистового металу В. К. Лебедев [16] виходить з декілька іншого уявлення в механізмі утворення прожога. З погляду автора, прожог є наслідком нестійкості форми ванни.

Виходячи з енергетичних міркувань, в роботі було отримано нерівність:

4б-2в+в1б/(1-?)₂>0

де ? - розмір прожога уздовж шва, що утворився по яких-небудь причинах;

1 і в - відповідно, довжина і ширина зварювальної ванни. Визначуване як умова стійкості ванни.

Виходячи з останнього витікає, що

<

оскільки 0<1, та нерівність [1.5] завжди задовольняється при <1

При будь-якому співвідношенні нерівність задовольняється, якщо ширина шва в менше або рівна двом товщині зварюваних листів. Якщо ця умова відсутня, тобто <1, то ванна стійка лише при обмеженій її довжині. Зокрема, при дуже широкому шві (<<1), довжина ванни повинна бути менше половини товщини металу б.

Зрозуміло отримані із спрощеної схеми зварювальної ванни співвідношення можна розглядати лише як орієнтування. Проте вони пояснюють деякі спостережувані в практиці явища і дозволяють прийти до наступних виводів:

- для усунення прожогов, супутніх підвищенню швидкості зварювання, необхідно удаватися до прийомів, які дозволяють обмежити найбільшу довжину ванни і силу тиску дуги;

- збільшення концентрації енергії в активній плямі і зменшення в результаті цього ширини шва - ефективний шлях підвищення швидкості зварювання.

Вивченню причин утворення підрізів приділена велика увага [17-32]. Згідно даним [17], формування шва є результатом взаємодії двох сил: тиск дуги Рд і сили тяжіння рідкого металу Рr, витисненого цим тиском. Автори вважають, що дотримання рівності цих сил є необхідною умовою нормального формування шва. При Рд> Рr рідкий метал під впливом надмірного тиску дуги інтенсивно переміщається в хвостову частину ванни. Розривши в часі між проплавленням дугою канавки в основному металі і її заповненням рідким металом збільшуються. Це приводить до утворення протяжних підрізів.

По суті аналогічну схему утворення підрізів приводять і автори робіт.

Так, наприклад, в роботі [18] вважають, що підрізи утворюються в тих випадках, коли рівень рідкого металу в точці максимальної ширини ванни, де починається кристалізація у кромок шва, виявляється нижчим за поверхню основного металу унаслідок значного нахилу ванни і великої швидкості кристалізації. Чим вище сила тиску дуги, тим більше нахилено дзеркало ванни і більше величину підрізу.

Згідно іншій точці зору [23-30], причини утворення підрізів пов'язані з просторовою зміною стовпа дуги. Вважають, що з підвищенням швидкості зварки стовп від дуги відхиляється у бік шва, викликаючи інтенсивніше відкидання металу в хвостову частину ванни. Внаслідок цього стає більше розривши в часі між проплавленням і заповненням створюючої канавки.

У роботі [28] про відхилення дуги судили по куту нахилу фронту плавлення зварної ванни. Експерименти проводилися при зварюванні титану неплавким електродом в середовищі інертних газів. За наслідками експериментів зроблений вивід, що відхилення дуги від нормалі збільшується із зростанням зварювання і не залежить від струму. В той же час дослідження проведені в роботі [39] показують, що за аналогічних умов зварення, кут нахилу фронту плавлення зварювальної ванни із збільшенням струму істотно зменшується.

Дискретний характер переміщення анодної плями, зміна форми і положення стовпа дуги в просторі при зварці неплавким електродом в середовищі інертних газів підтверджують результати роботи [30]. Проте цим же дослідженнями було встановлено, що дискретний характер переміщення анодної плями дуги змінюється від явно виражених стрибків при малих величинах зварювального струму 20А до дуже незначних переміщень при струмах більш 140А.

Вплив швидкості зварювання на положення дуги значної потужності (300-800А) в просторі при зварюванні плавким електродом в середовищі захисних газів досліджувався в роботі [40]. Практично у всіх випадках дуга займала положення співосне з електродом. Незначні середні відхилення від стовпа дуги, на думку авторів, швидше за все викликані не зміною швидкості зварювання, а коливаннями параметрів режиму, зміною умов захисту і іншими важкими для контролю чинниками.

В результаті дослідів, проведених при зварюванні сталевих пластин плавким електродом, в роботі [42] було встановлено, що при напрямі зварювання до токопідводу дуга відхиляється кутом назад, а при зварювання від токопідвода - кутом вперед. Ці відхилення були найбільш помітні при зварюванні порівняно вузьких пластин.

Автори пояснюють це явище взаємодією струму дуги з магнітним полем струму що розтікається по пластині. Магнітне поле струму, поточного по електричному контуру зварювального ланцюга використовують для відхилення дуги кутом вперед. Це дозволяє підвищити швидкість зварювання і якість формування шва.

У роботах [42, 43] встановлено, що характер розподілу струму по виробу в основному визначається тією або іншою тепловою обстановкою, що склалася в нім при зварюванні. При цьому велика частина струму завжди зосереджена перед рухомою дугою.

По існуючих уявленнях [14, 15] одночасне збільшення потужності джерела і швидкості зварювання приводить, в основному, до збільшення довжини ізотерм. Ширина ізотерм також збільшується, але прагне до обмеженого значення.

Зміна температурного поля, пов'язаного з підвищенням швидкості зварювання, повинна привести до перерозподілу питомого опору металу і, як наслідок, струму по області зварюваного виробу. При цьому перед дугою, де ізотерми згущуються, градієнти температур і питомого опору металу зростуть, концентрація струму збільшується, а позаду дуги, через зворотне явище, зменшитися. Ця ситуація близька до випадку зварюванні вузьких смуг у напрямі до токопідводу. Магнітне поле струму, що концентрує перед дугою, може виявитися достатнім для відхилення її кутом назад.

Істотний вплив на формування швів при дуговому зварюванні можуть надавати і об'ємні електромагнітні сили, що виникають в рідкому металі в результаті взаємодії магнітних полів струмів, що протікають по дузі, рідкому металу ванни і деталям, що сполучаються. дослідження, проведені в роботі [41] показали, що при підводі струму безпосередньо під електрод осісимметричне магнітне поле не змінює положення рідкого металу. При зварюванні у напрямі до токопідвода рідкий метал інтенсивно витісняється убік, протилежну токопідводу (у хвостову частину ванни), а при зварюванні від токопідвода - в частину кратера ванни.

Отримані результати свідчать про те, що залежно від напряму зварювання відносно токоподвода об'ємні сили, що утворюються, можуть змінювати розташування зварювальної ванни і, як наслідок, робити істотний вплив на формування шва.

З урахуванням даних робіт [14, 15, 43], одночасне збільшення потужності джерела і швидкості зварювання повинне привести до того, що практично весь струм до дуги поступатиме через передню частину ванни. При цьому рідкий метал буде витиснений в хвостову частину зварювальної ванни, що може привести до утворення підрізів.

Вивчаючи вплив матеріалу і температури попереднього підігріву зварюваного зразка на критичну величину відношення струму до швидкості зварювання, при якій утворюються підрізи. Автори робіт [31] приходять до висновку, що утворення підрізів визначається силою тиск дуги, масою металу зварювальної ванни, фізичними властивостями основного металу і швидкістю його охолоджування. Проте тут же підкреслюється, що загальна форма критичних кривих струм/швидкість зварювання для різних матеріалів наводить на думку, що явище утворення підрізів може бути зв'язане, швидше, з природою дугового зварювання, чим виключно з властивостями зварюваного металу. Тому автори вважають, що найбільш перспективним шляхом ліквідації підрізів є зменшення сили тиску дуги на розплав зварювальної ванни.

Вважають [32], що гранична швидкість зварювання, при якій утворюються підрізи, визначаються шириною шва і діаметром силової плями дуги, обмеженим тиском Рmin, здатним викликати відтиснення металу ванни з бічних стінок. Поява дефектів, з погляду авторів, відповідає рівності діаметру силової плями дуги і ширини ванни. Очевидно при такому розумінні механізму утворення підрізів питання про зниження сили тиску дуги на зварювальну ванну залишається актуальним.

1.4 Мета і завдання дослідження

Метою справжньої роботи є дослідження процесу зварювання вольфрамовим електродом в аргоні з присадним дротом титанового сплаву ОТ4 стосовно проблеми підвищення якості формування швів при зварюванні з підвищеною швидкістю. Для досягнення поставленої мети вирішувалися наступні основні завдання:

- вибір устаткування і матеріалів для зварювання;

- вибір методики і дослідження розподілу струму по пластині в зоні зварювання;

- оцінка впливу магнітного поля струму присадного дроту на зварювальну дугу;

- дослідження процесу формування швів при зварюванні титанового сплаву ОТ4 з підвищеною швидкістю;

- дослідження механічних властивостей зварних з'єднань.

2. Методи дослідження

2.1 Устаткування для зварювання

Зварювання виконуємо на постійному струмі прямої полярності вольфрамовим електродом ЭВЛ-ФУ-150 ГОСТ 23949-80 в аргоні вищого сорту (ГОСТ 10157-79) з присадним дротом від джерела живлення ВСВУ-315 на спеціально виготовленому стенді.

Джерело живлення призначене для автоматичного зварювання виробів із звичайних, корозійний-стійких і жароміцних сталей і титанових сплавів відкритою і стислою дугою в безперервному і імпульсному режимах. Джерела забезпечують стабілізацію встановленого зварювального струму в межах ± 2,5% при змінах напруги живлячій мережі ± 10%, довжини дуги від 0,5 до 0,6 мм і температури навколишнього середовища від +5 до +35°С.

Джерело забезпечує роботу в безперервному і імпульсному режимі; автоматичне, плавне, регульоване в часі наростання струму на початку зварювання від мінімального до заданого значення, завдяки чому відбувається рівномірне розігрівання кінця вольфрамового електроду і підвищує його стійкість; плавне регулювання струму чергової дуги в імпульсному режимі в межах від 2 до 30% номінального зварювального струму; модуляція форми імпульсу від практично прямокутною до трикутної, що дає різні швидкості зміни полярності зварювального струму; плавне, регульоване в часі зниження зварювального струму від робочого до мінімального значення в кінці зварювання при заварюванні кратера.

Незалежність зварювального струму від температури навколишнього середовища досягається приміщенням елементів електричної схеми, чутливих до змін температури, в термостат спеціальної конструкції, що входить в блок регулювання.

Функціональна блок-схема джерело приведена на малюнку 2.1 в схемі:

Т - силовий трифазний трансформатор;

V - силовий випрямний блок тиристора;

ВІП - допоміжне джерело живлення для збудження дуги;

ИЭ - вимірювальний елемент;

L - дросель;

G - осцилятор;

БФИ - блок формування імпульсів управління тиристорами;

БРТ - блок регулювання струму;

ТБ - блок трігера;

РБ - релейний блок.

Силовий трифазний трансформатор Т має одну первинну обмотку ?₁ і дві вторинні обмотки ?₂ і ?_2n (малюнок 2.2).

Фази первинної і вторинних обмоток сполучені зіркою. Напруга від вторинної обмотки ?₂ підводиться до трифазного випрямляча V (основний силовий випрямляч), зібраному по мостовій схемі випрямляння на тиристорах, пологопадающую, що має, зовнішню характеристику. Від вторинної обмотки ?_2n напруга підводиться до трифазного некерованого випрямляча Vв, зібраного також по мостовій схемі, який входить до складу допоміжного джерела живлення ВІП, включеного на дугу паралельно з основним. ВІП має крутопадающую зовнішню характеристику. Така форма характеристики забезпечується дією трьох однофазних некерованих лінійних дроселів L_в з роз'ємними феромагнітними сердечниками. Необхідний струм збудження дуги встановлюється відповідним зазором в роз'ємному сердечнику дроселя.

титановий сплав зварювання присадний дрот

Т - силовий трифазний трансформатор; V - силовий випрямний блок тиристора; ВІП - допоміжне джерело живлення для збудження дуги; ИЭ - вимірювальний елемент; L - дросель; G - осцилятор; БФИ - блок формування імпульсів управління тиристорами; БРТ - блок регулювання струму; ТБ - блок трігера; РБ - релейний блок.

Малюнок 2.1- Функціональна блок-схема джерела живлення

Малюнок 2.2-принципова електрична схема силовому ланцюгу джерела живлення

Цей струм є мінімальним струмом джерела. Дроселі L_в виконують також функції згладжуючих фільтрів на малих струмах і запобігають виникненню автоколивального режиму при глибокому регулюванні.

ВІП забезпечує також необхідну напругу холостого ходу - 200 В для зварювання в середовищі гелію і 100 В для зварювання в середовищі аргону. В процесі зварювання горять одночасно обидві дуги. Малопотужна дуга забезпечує сигнали зворотного зв'язку по струму і напрузі, необхідні для отримання вертикальної ділянки зовнішньої характеристики джерела до запалення зварювальної дуги. Поєднання два істотно різних за формою зовнішніх характеристик, коли малопотужне допоміжне джерело має достатню для надійного збудження дуги напругу, а решту джерела - вертикальної зовнішньої характеристики в діапазоні робочої напруги, дозволяє істотно понизити напругу холостого ходу основного джерела живлення зварювальної дуги, а отже, споживану потужність, масу, габаритні розміри, підвищити ККД і коефіцієнт потужності. Струм збудження складає близько 3% від номінального зварювального струму.

Силовий випрямляч V виконує також функції формування зовнішньої характеристики, стабілізатора і комутатора струму, модулятора імпульсів і регулятора струму чергової дуги при імпульсному зварюванні. Температурний захист тиристорів забезпечується спеціальним релейним блоком РБ. Датчиком температури є терморезистор, встановлений в радіаторі тиристора, який включений останнім в контурі водяного охолоджування і, отже, найсильніше нагрітий. При перевищенні температури охолоджуючої води над заданою спрацьовує реле, що відключає силовий ланцюг і що включає сигнальну лампу. Інші електромагнітні реле блоку визначають порядок роботи елементів схеми при натисненні кнопок і вимикачів, розташованих на панелі управління і дублюючому пульті зварювача.

Вимірювальний елемент ИЭ, включений послідовно в зварювальний ланцюг, видає сигнал зворотного зв'язку по струму. Конструктивно він виконаний у вигляді трубки з корозійний-стійкої сталі з привареними токоподводящими відведеннями. Постійність електричного опору ИЭ в процесі роботи забезпечується малим температурним коефіцієнтом опору матеріалу трубки і охолоджуванням трубки проточною водою.

Блок формування імпульсів БФИ виконаний за принципом «вертикального управління», що полягає у формуванні пилкоподібної напруги, порівнянні його з напругою управління і подальшому формуванні прямокутних імпульсів, положення яких в часі визначається результатом вказаного порівняння і залежить від характеру імпульсу, що підсумовує, поступає на блок БФИ з блоку регулювання струму БРТ. БФИ складається з наступних основних вузлів: вхідного пристрою, що створює багатофазну систему напруги, синхронізовану з напругою живлячої мережі; фазозсувного пристрою, що забезпечує зміни фази управління імпульсів щодо напруги живлячої мережі; вихідного підсилювача, що здійснює посилення і формування імпульсів, що управляють. Робота джерела живлення в перехідному і імпульсному режимах забезпечуються подвійними імпульсами, які генерує БФИ завдяки відповідному з'єднанню трьох каналів управління.

Блок регулювання струму БРТ виконаний по схемі диференціального підсилювача постійного струму на транзисторах. Сигнали, що підсумовують, які поступають на блок V з блоку БРТ через блок БФИ, забезпечують плавне регулювання зварювального струму у всьому робочому діапазоні; плавне наростання струму на початку і плавне зниження в кінці зварювання;

Формування зовнішньої характеристики джерела; стабілізацію робочого струму при змінах довжини дуги і напруги живлячої мережі; імпульсну комутацію струму і модуляцію імпульсу (див.вище).

Блок трігера ТБ служить для завдання імпульсного режиму роботи джерела живлення і забезпечує незалежне регулювання тривалості імпульсів і пауз, яке кратне цілому числу періодів синусоїдальної напруги мережі. Блок трігера забезпечує збудження, що періодично повторюються, регульованих за тривалістю і частотою імпульсів напруга, яка через блоки БРТ і БФИ задає режим роботи блоку V. Регулювання струму чергової дуги при імпульсній зварці здійснюється за допомогою цих же імпульсів, які подаються на проміжний транзистор в блоці регулювання, а з нього - на резистор регулювання чергового струму, встановлений на пульті управління джерелом, і вихідний транзистор блоку БРТ. На малюнку 2.3. приведені зовнішні характеристики джерела живлення.

1-зовнішні характеристики силового блоку V;

2- зовнішня характеристика блоку ВІП.

Малюнок 2.3 - Зовнішні характеристики джерела живлення

Технічні характеристика джерела живлення наступні: кліматичне випробування, категорія розміщення УЗ; нижня течія температури навколишнього повітря +5°; номінальний зварювальний струм 315А; межі регулювання струму чергової дуги 8-120А; режим роботи ПН 60% тривалість циклу зварки 60 мін; номінальна робоча напруга 30В; номінальна напруга живлячої сітки 380В; габаритні розміри 520х700х1195 мм; маса не більше 380 кг

Вольфрамовий електрод підключений до негативного полюса джерела живлення, зварюваний виріб і присадний дріт - до позитивного полюса (малюнок 2.4). шунтуванні токоподвода до виробу присадним дротом через неї протікає частина загального струму джерела живлення. Відповідно до першого закону Кирхгофа загальний струм при цьому зберігається незмінним, а струм в токопідводі до виробу зменшується на величину струму In, що протікає в дроті.

1 - вольфрамовий електрод; 2 - присадний дріт; 3 - зварювальна ванна; 4 - зварювальна дуга; 5 - виріб; 6 - джерело живлення

Малюнок 2.4 - Схема процесу зварювання

Дріт вводимо у ванну позаду дуги поблизу анодної плями на регульованій відстані від вольфрамового катода в цьому випадку отримання дуги надає теплова дія на дріт, а іонізація простору, що оточує дугу, обумовлює протікання струму через дріт з ванною. Таким чином нагріваючи і плавлення дроту походить від дії трьох джерел теплоти: теплового випромінювання дуги q_u, теплоти зварювальної ванни q_в, а також теплоти джоуля q_дж, що виділяється в дроті при проходженні через неї струму I_n..

Струм In, що протікає через присадний дріт, в довільній крапці А зварювальної дуги (малюнок 2.5) створює магнітне поле

В = (2.1)

де - магнітна постійна;

- відносна магнітна постійна проникність магнітика.

r0 - відстань від присадного дроту до довільної крапки А дуги;

?₁ і ?₂ - кути,образованные радіус векторами, проведеними в крапку А з початку і кінця токоведущей частини присадного дроту.

Малюнок 2.5 - До визначення магнітної індукції в довільній точці зварювальної дуги

Це поле впливаючи на дугу як на провідник із струмом, відключає її «кутом вперед» [28]. Чим більше I_n, тим більше індукція магнітного поля і кут відключення дуги. Очевидно, максимального значення останній досягає при

I_n = I_св.

2.2 Апаратура і методика дослідження розподіли струму в зоні зварки

Про можливість визначення характеру розтікання струму по виробу, для випадку зварки встык порівняно тонких листів дугою, що безперервно діє, відомо [43]. Теоретично таке завдання зводиться до рішення диференціального рівняння в приватних похідних еліптичного типу:

(2.2)

де - коефіцієнт електропровідності матеріалу, що є в загальному випадку функцією координат ;

- потенціал електричного поля.

Нехтуючи неоднорідністю металу в роботі [43] електропровідність зварюваних пластин визначалася як функція температури і обчислювалося за формулою Лоренца:

(2.3)

де - коефіцієнт теплопровідності;

- коефіцієнт пропорційності.

Температурне Т (х,y) приймалося плоскопараллельными і для граничного сталого стану будувалося згідно рівнянню:

(2.4)

де - ефективна теплова потужність дуги;

- товщина пластини;

-швидкість зварки;

-коефіцієнт температуропроводности;

- функція Бесселя від уявного аргументу другого роду нульового порядку;

- відстань від центру джерела тепла до крапки, що цікавить нас;

- коефіцієнт температуроотдачи;

- коефіцієнт тепловіддачі;

-питома теплоємність;

-щільність.

При прийнятих допущеннях рівняння (2.2) вирішувалося за допомогою електричних аналогій шляхом моделювання на електропровідному папері. При цьому область зварювальної ванни на моделі зворотного завдання вирізувалося.

Таким чином, в роботі [43] вирішено конкретне завдання розподілу струму по пластині при зварюванні дугою, що безперервно діє, проте не розглядається картина розтікання струму в зварювальній ванні, хоча магнітні поля саме цих струмів роблять істотний вплив на положення зварювальної дуги і розплавленого металу в об'ємі зварювальної ванни. Більш того, без розгляду розтікання струмів в зоні зварювання не можна отримати достовірну картину розподілу струму і в прилеглих ділянках основного металу.

У наших дослідженнях вивчення характеру розподілу струму в зоні зварювання проводилося шляхом реєстрації інтенсивності магнітного поля зондуючого струму в різних ділянках високотемпературної області. Необхідність створення в зоні зварювання зондуючого струму була викликана тим, що при сталих значеннях зварювального реєстрація інтенсивності його магнітного поля пов'язана з поряд технічних труднощів.

Зондуючий струм змінювався по синусоїдальному закону, де -амплитуда зондуючого струму з циклічною частотою, що дозволяє отримувати необхідну інформацію про розподіл його магнітного поля по досліджуваній області. При цьому полярності зварювального і зондуючого струмів співпадали.

Уявлення про розподіл магнітного поля зондуючого струму отримували за допомогою реєстрації амплітуди, наведеною э.д.с. на обмотці магнітної головки, в різних ділянках досліджуваної області.

Функціональна схема установки для дослідження характеру розподілу струму в зоні зварки приведена на малюнку 2.6.

1-звуковий генератор; підсилювач, 2-погоджуючий підсилювач; 3 магнітна головка;4- електродвигун; 5- підсилювача потужності; 6 шлейфовый осцилограф; 7- джерела зварювального струму.

Малюнок 2.6 - Функціональна схема установки для дослідження розподілу струму в зоні зварювання

У її склад входить генератор зондуючого струму 1; погоджуючий підсилювач 2; магнітна головка 3; електродвигун 4; підсилювач потужності 5; шлейфовый осцилограф 6; джерело зварювального струму 7.

Вихідний сигнал блоку 7 служив безпосередньо для зварювання. Джерелом зондуючого сигналу був генератор 1. частота і амплетуда сигналу генератора встановлювалися органами регулювання.

Величина останнього параметра вибиралася такій, щоб сигнал магнітної головки 3 мав достатню амплетуду для подальшої якісної обробки. Частота сигналу генератора не перевищувала 500Гц.

Вихідний сигнал генератора 1 посилювався погоджуючим підсилювачем 2 і потім поступав в зону зварювання. Тут зондуючий струм розподілявся аналогічно зварювальному, відповідно до значень провідності в різних крапках.

Реєстрація інтенсивності магнітного поля зондуючого струму здійснювалася за допомогою магнітної головки 3, яка встановлювалася на торці валу електродвигуна 4 так, щоб при його обертанні один кінець робочого зазору головки співпадав з віссю електроду, а інший описував коло в площині, розташованій паралельно площини зварюваного зразка.

Схема розташування магнітної головки приведена на малюнку 2.7. при такому положенні робочого зазору, через магнітопровід головки замикався магнітний потік, відповідний величині зондуючого струму, що протікає в області визначуваним кутом повороту валу електродвигуна.

1-зварювальна ванна; 2-магнітна головка; 3-магнитопровод головки; 4- робочий зазор головки

Малюнок 2.7 - Схема розташування магнітної головки

Вихідний сигнал магнітної головки, з амплітудою, пропорційній величині зондуючого струму, поступав на вхід підсилювача потужності 5. останній необхідний для запису сигналу магнітної головки за допомогою шлейфового осцилографа 6.

Експерименти проводилися при зварюванні пластин 500х300х2 мм із сплаву ОТ4 вольфрамовим електродом в аргоні дугою прямої полярності з постійною погонною енергією. Токопідвод до зварюваної пластини здійснюється за допомогою мідних смуг по всій довжині її найбільших сторін. Характер розподілу струму вивчали при квазісталому процесі зварювання, що виконується уздовж струмопровідних смуг по осі пластини.

В ході експериментів магнітна головка встановлювалася в початкове положення, відповідне значенню кута її повороту, де з настанням квазісталого процесу зварки вихідний сигнал підсилювача потужності 5 реєструвався осцилографом. Потім, в перебігу процесу зварювання головка поверталася на кут, де реєстрація сигналу поновлювалася. При цикл вимірювань завершувався. осцилограми отримані і, зіставлялися. При цьому, розкид результатів вимірювань не перевищував 4%.

2.3 Методика дослідження відхилення дуги магнітним полем

Експериментальне дослідження відхилення зварювальної дуги в магнітному полі струму , що протікає по присадному дроту, проводили методом фотографування дуги з подальшим фотометрировании плівок на мікрометрі МФ-2 по напрямах, перпендикулярних осі електроду.

Експерименти проводили для дуги прямої полярності завдовжки

Використовували фотоапарат «Зеніт». Режим фотографування: світлофільтр мазкі Э-2; витримка 1:125; діафрагма 5.6; світлочутливість фотоплівки 130 ед.

Дугу запалювали на мідній водоохолоджуваній пластині, токопідвод до якої здійснювали через мідний стержень, що імітує присадний дріт (малюнок 2.4) і власне токопідвод через опір R, величина якого в ході експериментів змінювалася.

Отримані після фотографування негативні кадри дуги на фотоплівці фонтометрировали по лініях тих, що знаходяться на відстані 0,5 мм від підстави дуги (анодної плями). Схема фотометрирования представлена на малюнку 2.8.

Малюнок 2.8 - Схема фотометрирування плівок.

За одиницю інтенсивності засвічення негативу приймали величину, звану відносною інтенсивністю засвічення

(2.5)

де А₀ - відлік за шкалою микрофонтомера для незасвіченої плівки;

А - те ж, тільки для засвічених плівок на негативі.

Оптимальний розмір щілини lщ микрофонтомера забезпечує достатню чутливість вимірів, знаходиться в межах 3 мм. інтервал фонтометрирования приймаємо, виходячи з можливостей приладу МФ-2, рівний 0,5 мм.

Залежність від струму визначили з відношення:

(2.6)

де х - відстань від максимальних фонтоночернений дуги, що нормально горить, і дуги в магнітному полі струму ;

- довжина дуги.

3. Результати досліджень

3.1 Розподіл струму в зоні зварювання

Залежності розподілу струму по пластині в зоні зварки, що характеризуються відношенням

де А(?) - амплітуда наведеної э.д.с. на обмотці магнітної головки при її повороті на кут ?; ||А(?)|| = max |А(?)|, 0???2?, від швидкості зварки V_св і величини струму I_n в присадному дроті приведені відповідно, на малюнках 3.1, 3.2 і 3.3.

Малюнок 3.1 - Вплив швидкості зварки на розподіл струму по пластині в зоні зварювання

Малюнок 3.2 - Вплив присадного дроту на розподіл струму по пластині в зоні зварювання

Малюнок 3.3 - Вплив струму в присадному дроті на розподіл струму по пластині в зоні зварювання

Як випливає з малюнка 3.1, у міру підвищення швидкості зварки, розподіл струму по пластині в зоні зварки збільшується. Так, збільшення швидкості зварки з 40 до 60 м/ч призводить до зниження величини

від 0,73 до 0,6; з 60 до 80м/ч від 0,6 до 0,48; з 80 до 100м/ч від 0,48 до 0,32.

Перерозподіл струму по пластині з підвищенням швидкості зварювання, при незмінному місці токопідвода, пов'язано із зміною температурних полів в зоні зварки [14, 15]. При цьому, геометрія зварної ванни, описувана ізотермою плавлення, очевидно, грає істотну роль.

Вже в ранніх дослідженнях питомого опору розплавлених металів було показано, що тип провідності в рідких металах не відрізняється від типу провідності в твердому стані і обумовлений наявністю колективізованих електронів. Проте перехід металу з твердого стану в рідке супроводжується деякою зміною електричних властивостей: при плавленні питомий опір більшості металів збільшується в 1,5 - 3 рази; як правило, температурний коефіцієнт питомого опору металів в рідкому поляганні менше ніж в твердому. Тільки у міді, срібла, золота і алюмінію величина dс/dt приблизно однакова в твердому і рідкому стані [44].

Стрибкоподібне підвищення питомого опору металів при плавленні говорить про те, що розподіл струму по зварювальній ванні в значній мірі визначається її геометрією. Крім того, без розгляду розтікання струмів по ванні не можна отримати достовірну картинку розподілу струму і в прилеглих до неї ділянках зварюваного металу.

Користуючись розрахунками теплових процесів при зварці Н.Н. Рикаліна [14], оцінимо ступінь вытянутости ванни залежно від швидкості зварки, при = const. Для цього скористаємося рівнянням граничного стану процесу розповсюдження тепла при нагріві пластин без тепловіддачі могутнім быстродвижущимся лінійним джерелом

Т(у,t)= ехр(-) (3.1)

де q - ефективна теплова потужність дуги;

? - тощина пластини;

а - коефіцієнт температуропроводности;

? - коефіцієнт теплопровідності;

с - питома теплоємність;

? - щільність

Відповідно до формули (3.1) температура крапок, розташованих на осі шва, виразиться співвідношенням

T(0,t)= (3.2)

З виразу ( 3.2 ) можна визначити теоретичну тривалість tв перебування в рідкому стані частинок матеріалу, розташованих в площині переміщення джерела, вважаючи Т( 0,t )= Т _пл

t_в = (3.3)

Тоді довжина зварювальної ванни L_в = V_св•t_в визначиться таким чином

L_в = (3.4)

Ширину В зварювальної ванни, згідно [8] можна виразити таким чином

В = (3.5)

Відповідно до (3.4) і (3.5) ступінь вытянутости зварювальної ванни, визначувана відношенням її довжини L до ширини В, виражається співвідношенням

= * (3.6)

або, вважаючи

= (3.7)

З виразу (3.7) виходить, що ступінь витягнутості ванни при заданій товщині металу д і = const пропорційна швидкості зварювання.

Збільшення ступеня витягнутості ванни, пов'язане з підвищенням швидкості зварки, повинне привести до того, що перед дугою, де рідкий прошарок металу зменшується, концентрація струму збільшується, а позаду дуги, через зворотне явище - зменшується, що і відображене на малюнку 3.1.

Введення в хвостову частину зварювальної ванни забезпеченого присадного дроту приводить до зменшення її довжини і незначного перерозподілу струму в зоні зварки (малюнок 3.2). Так, при V_св = 40 м/ч величина

зростає від 0,6 до 0,72; при V_св = 80 м/ч від 0,48 до 0,63 і при V_св =100 м/ч від 0,32 до 0,46.

Обстановка радикальним чином змінюється коли по присадному дроту протікає частина зварювального струму (малюнок 3.3). Так, при I_n = 0,2Iсв величина

зменшується від 1 до 0,97 при I_n = 0,4Iсв від 1 до 0,78, при I_n = 0,6Iсв від 1 до 0,6 і при I_n = 0,8Iсв від 1 до 0,5

3.2 Формування швів при зварюванні з присадним дротом

Згідно даним роботи [15], швидкість газу в катодному струмені дуги з вольфрамовим електродом може мати порядок 10²мс^-1, що відповідає числам Маху від 0,1 до 0,2. тому гідродинаміку цього струменя можна досліджувати за допомогою теорії перебігу нестискуваної рідини.

На підставі висунутих положень [15], розглянемо взаємодію плазмового струменя із зварювальною ванною до моменту утворення кратера під дугою (малюнок 3.4)

Малюнок 3.4 - Схема взаємодії плазмового потоку з пластиною до утворення кратера під дугою

Для вільного струменя тиск на її поверхні рівний тиску в газовому просторі, куди вона витікає. Отже, згідно рівнянню Бернуллі, швидкості останньої U₀, U₁, U₂, рівні між собою. Нехтуючи силами тяжіння, складемо рівняння кількості руху для відсіку струменя, обмеженого контрольною поверхнею, що складається з перетину S₀, вільної поверхні струменя, перетинів S₁ і S₂ і поверхні ванни:

(3.8)

де Q₀, Q₁ і Q₂ - витрати через перетини S₀, S₁ и S₂;

р - щільність плазми.

Вибравши осі координат, як показано на малюнку 3.4, проектуємо на них це рівняння. Враховуючи, що перешкода симетрична, тобто

Q₁= Q₂=1/2Q₀, отримаємо вираз для проекцій і величини результуючої сили

F_x = 0 (3.9)

F_x = F = pQ₀U₀ (3.10)

З утворенням кратера під дугою характер взаємодії плазмового потоку з ванною змінюється (малюнок 3.5). проектуючи рівняння (3.8) на осі координат, отримаємо

F_x = 0 (3.11)

F_x = F = pQ₀U₀(1-cos?) (3.12)

де ? - кут розвороту плазмового потоку.

З виразів (3.10) і (3.12) виходить, що сила дії плазмового потоку на осесимметричную зварювальну ванну, у міру утворення кратера під дугою, зростає. Максимальне значення сили досягається при.

Подальше проплавлення основного металу пов'язане з утворенням розвиненої порожнини кратера і накопиченням рідкого металу в хвостовій частині ванни. Симетрія ванни в діаметральній площині порушується. Дуга зміщується на передню стінку плавлення. Газо і гідродинамічна обстановка в зоні зварювання все більш відповідає квазісталому процесу формування шва.

Малюнок 3.5 - Схема взаємодії плазмового потоку з ванною після утворення кратера під дугою

При зустрічі дуги з передньою стінкою плавлення плазмовий потік розділяється (малюнок 3.6). Закономірність ділення витрати можна знайти з проекції рівняння (3.8) на напрям швидкості U₂

Q₂sin?=Q₁-Q₂ (3.13)

де ? - кут нахилу передньої стінки плавлення в області критичної крапки до горизонтальної площини і очевидної рівності

Q₀=Q₁+Q₂ (3.14)

Вирішуючи спільно (3.13) і (3.14) отримаємо

(3.15)

(3.16)

Малюнок 3.6 - Схема взаємодії плазмового потоку з передньою стінкою плавлення

Плазмовий потік, оточуючий порожнина кратера, є напівобмеженій поверхні. Силова дія цього потоку залежатиме від зміни кількості руху, визначуваного кутом розвороту вектора швидкості перебігу плазми на даній ділянці. Складемо рівняння кількості руху для відсіку струменя, обмеженого контрольною поверхнею, що складається з перетинів S₃ ,S₄, вільній поверхні струменя на ділянці її розвороту в хвостовій частині ванни і поверхні порожнини кратера. Згідно (3.8) і (3.16) отримаємо вираз для сили, з якою плазмовий потік впливає на рідкий метал, що знаходиться в хвостовій частині зварювальної ванни

(3.17)

Вибравши осі координат, як показано на (малюнку 3.7), проектуємо на них це рівняння. Приймаючи U₂=U₃=U₀, отримаємо вирази для проекцій і величини результуючої сили.

(3.18)

(3.19)

(3.20)

де - кут розвороту потоку плазми в хвостовій частині ванни.

Малюнок 3.7 - Схема взаємодії плазмового потоку з рідким металом хвостової частини зварювальної ванни

Аналіз приведених рівнянь (3.18) -(3.20) показує, що силова дія плазмового потоку на ділянці його розвороту в хвостовій частині зварювальної ванни визначається розподілом потоку на передній стінці плавлення, його потужністю і кутом розвороту.

Вивчення подовжніх макрошліфів кінцевого кратера показало, що кут нахилу передньої стінки плавлення у в інтервалі швидкостей зварювання 0,5-1,2х10^-2мс^-1изменяется трохи, а потім у міру її збільшення до 1,6-1,2х10^-2мс^-1, оголення поверхні плавлення і розвитку порожнини кратера, помітно зменшується (малюнок 3.8).

При заданій глибині проплавлення основного металу, підвищення швидкості зварки повинне супроводжуватися збільшенням потужності дуги. Із зростанням останньої, потужність плазмового потоку збільшується.

Відповідно до (3.15) і (3.16), зменшення кута ? повинно супроводжуватися перерозподілом плазмових потоків на передній стінці плавлення. Приріст потужності плазмового потоку, оточуючого порожнина кратера в хвостовій частині зварювальної ванни, декілька зменшується.

При інтервалі швидкостей 1,2х10^-2мс^-1 - 1,6х10^-2мс^-1наблюдалось значний зсув рідкого металу в хвостову частину ванни і його нависання над порожниною кратера (>90°). У момент закінчення дії зварювального струму положення динамічної рівноваги у ванні порушується. Рідкий метал під дією масових сил прагнути зайняти своє рівноважне положення, що може супроводжуватися закриттям деякого об'єму, що знаходиться в порожнині кратера.

З подальшим збільшенням швидкості зварки (V_св >2,3 х10^-2мс^-1) і потужності дуги, кут нахилу передньої стінки плавленем практично не міняється і складає 8-12?.

Перерозподіл плазмових потоків на передній стінці плавлення припиняється. Потужність потоку плазми оточуючого порожнина кратера в хвостовій частині зварювальної ванни, визначається лише потужністю дуги. Із зростанням останньою аеродинамічна дія плазмового потоку вже не може урівноважитися силами з боку рідкого металу. Кут розвороту різко зменшується. Рідкий метал практично повністю переміщається в хвостову частину зварювальну ванни, що приводить до утворення протяжних підрізів.

Малюнок 3.8 - Залежність кута нахилу передньої стінки плавлення від швидкості варива

Щоб запобігти утворенню газових порожнин і понизити внесок газодинамічної складової силової дії дуги в процесі переміщення рідкого металу і утворення підрізів, згідно (3.18) - (3.20), необхідно зменшити потужність потоку плазми на ділянці його розвороту в хвостовій частині ванни. Очевидно без зміни потужності дуги цього можна досягти шляхом розвороту дуги «кутом вперед» шляхом дії на неї магнітного поля струму що протікає по присадному дроту.

У загальному випадку, сила діє на ділянку провідника завдовжки із струмом з боку промислового провідника із струмом, розташованого паралельно першому на відстані d від нього, рівна:

(3.21)

Проте, в електричній дузі крім направленого руху заряджених частинок, обумовленого наявністю електричного поля, існує газодинамічний рух нейтральних частинок, викликаний різницею тиску. Зовнішнє магнітне поле впливає на рух заряджених частинок і прагнути відключити їх від первинного напряму. Нейтральні потоки, навпаки, прагнуть зберегти свою форму і напрям. Вони перешкоджають вказаній дії електромагнітних сил. Результуюче переміщення або зміни форми дуги як єдиної освіти залежить від співвідношення цих двох сил.

Просторова стабілізація електричної дуги у багатьох випадках виявляється зв'язаною з її энергитической стійкості. До питань просторової стабілізації і енергетичної стійкості дуги в різних областях її використання підходять по разному. Для отримання керованих термоядерних реакцій необхідна наявність просторово стабілізованого і енергетично стійкого плазмового шнура. Стійкий напрям горіння дуги необхідний і при її використанні в технологічних цілях при зварюванні.

Для кількісної оцінки процесів, що відбуваються тут, можна прийняти, що на одиницю довжини дуги необхідно і при її використанні в технологічних цілях при зварюванні.

Для кількісної оцінки процесів, що відбуваються тут, можна прийняти, що на одиницю довжини дуги діють три різні по своєму характеру сили (малюнок 3.3).

Сила F_м взаємодії струму в дузі із зовнішнім магнітним полем пропорційна струму:

(3.22)

Електромагнітна сила F2, що перешкоджає деформації дуги і зміні її енергетичного стану, пропорційна квадрату струму:

(3.23)

де - коефіцієнт пропорційності.

Газодинамічна сила F₂, що виникає в результаті наявності потоків плазми і інерції руху газових частинок, визначається на підставі законів газодинаміки, як відцентрова сила.

Малюнок 3.9 - Схема дуги в поперечному магнітному полі

(3.24)

де - щільність потоку плазми;

S - площа перетину дуги;

V - швидкість частинок;

R - радіус кривизни цієї траєкторії, на яку прагнути перевести прямолінійний рух частинок.

Сила F₂ з'являється тільки при прагненні змінити прямолінійний рух частинок. Величина цієї сили росте із збільшенням швидкості частинок V і із зменшенням радіусу кривизни R. Швидкість частинок плазми V, що входить у вираз для сили F_2, залежить від величини струму I. максимальне значення цієї швидкості визначається рівнянням.

(3.25)

де - щільність струму;

- магнітна постійна.

Підставляючи це значення в рівняння (3.27), отримуємо:

(3.26)

Сила F_м деформує дугу, сили F₁ і F₂ перешкоджають цій деформації. Склавши відношення деформуючих сил і сил сопротивоения, отримуємо:

(3.27)

Співвідношення сил, що входять в рівняння (3.26) і (3.27), досліджувалося експериментально [45]. При заданому вугіллі і відстані (малюнок 3.9) визначалася залежність між струмом і магнітною індукцією В. Виявилось, що пропорційний відношенню, тобто відношенню деформуючих сил до сил опору

(3.28)

З останнього рівняння виходить, що із збільшенням струму при незмінній величині В, зменшується і кут відхилення дуги . Це означає, що із збільшенням струму сили, що стабілізують дугу, ростуть швидше, ніж сили, що її відключають, і що стабілізують дію потоків плазми зростають.

Результати отримані в представленій роботі показали, що зварювальна дуга добре управляється магнітним полем, струмом присадного дроту, що генерується, в межах кута відхилення 0-40°(малюнок 3.10), що забезпечує якісне формування швів при істотному підвищенні швидкості зварки (малюнок 3.11).

Малюнок 3.10 - Залежність кута відхилення дуги від струму в присадному дроті

Iсв=240А

Малюнок 3.11 - Залежність величини підрізу від швидкості зварки

3.3 Властивості зварних з'єднань

За базовою технологією прийнятою на підприємстві, зварку великогабаритних виробів з титанового сплаву ОТ4, завтовшки до 4 мм виконували вольфрамовим електродом з присадним дротом того ж складу, що і основний метал в аргоні. Спроби підвищення продуктивності зварювальних робіт, шляхом підвищення швидкості зварки приводили до утворення протяжних підрізів.

Результати досліджень, представлених в попередніх розділах роботи, говорять про те, що швидкість аргонодугового зварювання може бути істотно підвищена шляхом введення в хвостову частину зварювальної ванни токоподводящей присадного дроту.

Вибір режимів зварювання виробів з товщиною стінки до 4 мм, при яких би одночасно досягалася висока продуктивність і якість формування швів, здійснювали експериментальним шляхом з урахуванням раніше накопиченого досвіду. В ході експериментів змінювалися наступні параметри режиму зварювання: зварювальний струм I_{св ;} струм в присадному дроті I_n; швидкість подачі присадного дроту V_n, її діаметр d_n і витрата захисного газу Q. Орієнтовні режими зварювання великогабаритних виробів з титанового сплаву ОТ4 приведені в таблиці 3.1.

При вибраних режимах зварки відбувається формування симетричного шва з плавним переходом від посилення до основного металу, без підрізів і прожогов основного металу.

Таблиця 3.1 - Орієнтовні режими аргонодугового зварювання вольфрамовим електродом сплаву ОТ4

Структура металу швів складається з мартенсиной ?' - фази (малюнок 3.12). У околошовной зоні зварного з'єднання спостерігається три характерних ділянках (3.13): ділянка крупного зерна (перегріву), де температура нагріву змінюється від температури плавлення до 1300°С; ділянка повної перекристаллизации, де при охолоджуванні, структури аналогічні тим, які виникають на ділянці крупного зерна; ділянка неповної перекристаллизации, де структурні зміни в металі в порівнянні з іншими ділянками околошовной зони робить менш негативний вплив на властивості зварних з'єднань. Очевидно, [10-13] з даних структурних ділянок найбільш небезпечна ділянка максимального перегріву.

Механічні властивості зварних з'єднань приведені в таблиці 3.2. Як випливає з приведених результатів, межа міцності зварного з'єднань складає більше 90% міцності основного металу; кут загину, залежно від зварюваної товщини, складає ~ 60-70% від кута загину основного металу. Ці результати дозволяють говорити про те, що механічні властивості зварних з'єднань, виконаних з токоподводящей присадним дротом, не поступаються механічним властивостям зварних з'єднань що виготовляються на підприємстві. При цьому швидкість зварювання зросла більш ніж в два рази.

Таблиця 3.2 - Механічні властивості основного металу і зварних з'єднань

На підставі отриманих результатів можна зробити наступні виводи:

- з питання утворення підрізів немає істотних суперечностей, оскільки одні автори робіт, присвячених цій проблемі, розглядають умови формування шва на основі загального закону рівноваги тієї, що діє і протидіючих сил, а інші акцентують увагу на особливостях утворення дефектів у зв'язку з порушеннями цієї рівноваги, просторовими змінами джерела нагріву і перерозподілу нагріву, що викликаються, і перерозподілами щільності Лоренцевих сил по рідкому металу зварювальної ванни;

- збільшення швидкості дугового зварювання приводить до концентрації струму в головній частині зварювальної ванни, що сприяє утворенню протяжних підрізів;

- введення знеструмленого присадного дроту в хвостову частину зварювальної ванни зменшує її протяжність, що очевидно, призводить до деякого зниження концентрації струму перед дугою що рухається;

- застосування токопідводного присадного дроту дозволяє в широких межах регулювати розподіл струму в зоні дугового зварювання, що може розширити можливості формування швів без підрізів при зварюванні з підвищеною швидкістю;

- зварювальна дуга з вольфрамовим катодом в аргоні добре управляється магнітним полем струму в присадному дроті в межах кута її відхилення 0-40°;

- розворот дуги «кутом вперед» магнітним полем струму присадного дроту дозволяє формувати шви без підрізів при збільшенні швидкості зварки більш ніж в два рази;

- механічні властивості зварних з'єднань із сплаву ОТ4, виконаних з токопідводним присадним дротом, не поступаються аналогічним з'єднанням, виконаним звичайним аргонодуговим зваренням.

Висновок

Застосування струмопідводного присадного дроту дозволяє в широких межах регулювати розподіл струму в зоні дугового зварювання, що може розширити можливості формування швів без підрізів при зварюванні з підвищеною швидкістю;

Зварювальна дуга з вольфрамовим катодом в аргоні добре управляється магнітним полем струму в присадному дроті в межах кута її відхилення 0-40°;

Розворот дуги «кутом вперед» магнітним полем струму присадного дроту дозволяє формувати шви без підрізів при збільшенні швидкості зварки більш ніж в два рази;

Механічні властивості зварних з'єднань із сплаву ОТ4, виконаних з струмопідводним присадним дротом, не поступаються аналогічним з'єднанням, виконаним звичайним аргонодуговим зваренням.

В розділі охорона праці й навколишнього середовища, розглянуті заходи з охорони праці, протипожежної безпеки, а також вимоги до гігієни праці й виробничої санітарії. Проведений розрахунок струму, що проходить через тіло людини при різних дотиках.

Розрахунок проведений в економічній частині дипломного проекту показав, що економічний ефект від пропонованого нами варіанту, складає 51,4% рентабельності.

Малюнок 3.12 - Структура металу шва х300

Малюнок 3.13 - Характерні структурні ділянки зварних з'єднань

Література

1. Гуляев А.П. Металознавство. - М.: Металургія, 1986.-544с.

2. Калачев Б.А., Ливанов В.А., Гиагин В.И. Металознавство і термічна обробка цінних металів і сплавів.- М.: Металургія, 1972 - 480с.

3. Пульцин Н.М. Титанові сплави і їх застосування в машинобудуванні. - М.: Машиностроение,1982.-214с.

4. Носова Г.И. Фазові перетворення в сплавах титану. - М.: Металургія, 1978 - 154с.

5. Rosenthal I.A. Mod. Metals. - 1974 - N20, s. 4-8

6. Smit J. Metallwerking. -1976 - N31. - s.25-28

7. Прохоров Н.Н. Технологічна міцність зварних швів в процесі кристалізації. - М.: Металургія, 1979.-248с.

8. Пантон Б.Е. Технологія електричної зварки металів і сплавів плавленням. М.: Машинобудування, 1974. - 768с.

9. Орлов Б.Д. Технологія і устаткування контактної зварки. - М.: Машинобудування, 1986. - 352с.

10. Третьяков В.Ф. Зварка плавленням титану і його сплавів.- М.: Машинобудування, 1977.-144с.

11. Петров А.В. Зварка закритою сталевою дугою. Зварювальне виробництво.-1972. - N4 - с.15-17

12. Гуревич С.М. Зварка високоміцних титанових сплавів. - М.: Машинобудування, 1975.-150с.

13. Хореев А.И. Основні принципи розробки високоміцних зварюваних титанових сплавів. Зварювальне виробництво.-1975. - N10.-c.4-7.

14. Рыкалин Н.Н. Розрахунки теплових процесів при зварці. - М.: Машгиз, 1951.- 296с.

15. Фролов В.В. Теоретичні основи зварки. - М.: Вища школа, 1970.-592с.

16. Лебедев В.К. Стійкість металевої ванни при зварці тонкого металу. - Автоматична зварки, 1975, N6, с.71.

17. Пантон Б.Е., Мандельберг С.Л. Деякі особливості формування швів при зварці з підвищеною скоростью//Автоматическая зварка. - 1971.- №8.- С.1-6.

18. Ерохин А.А., Букаров В.А., Ищенко Ю.С. Вплив кута заточування вольфрамового катода на утворення підрізів і газових порожнин при зварці. - Зварювальне виробництво, 1972, N5, с.20-21.

19. Robinson J.B. High - Speed Gas Tungsten - Answelding of Aluminium Sheet Welding Journal, 1968, N1.

20. Hicken G.K. and Jackson C.E. The Effect of applied magnetic filds on welding arcs. Welding Journal, 1966, N11.

21. Ando K.et.ol. A Consideration the mechanism of penetration in the arc welding. Journal of the Japan welding society, 1968, N4.

22. Wealleans. J. W. Adams B. Undarcutting and Weld Bead in T.J.G. Welding/ Welding and Metal. Fabrication, 1969, N6.

23. Ковалев И.М. Просторова стійкість рухомої дуги з неплавким катодом. - Зварювальне виробництво, 1972, N8, з. 1-3.

24. Ковалев И.М. Деякі особливості формування зварних з'єднань при зварці з неплавким катодом. - Зварювальне виробництво, 1974, N10, з. 3-5.

25. Ковалев И.М. Вивчення потоків рідкого металу при аргонодуговой зварці неплавким електродом. - Зварювальне виробництво, 1974, N9, з. 10-12.

26. Ковалев И.М. Вплив руху металу в зварювальній ванні на стійкість дуги і формування шва. - Зварювальне виробництво, 1974, N11, з. 5-7.

27. Ковалев И.М., Кричевский Е.М., Львов В.Н. Аргоно-дугова зварка труб із сталі 1Х18Н10Т неплавким електродом з формуванням шва в поперечному магнітному полі. - Зварювальне виробництво, 1975, N5, з. 15-17.

28. Кудояров Б.В., Руссо В.Л.. Суздалев И.В. Про взаємозв'язок між відхиленням зварювальної дуги і утворенням газових порожнин в зварному шві. - Зварювальне виробництво, 1972, N4, с.9-10.

29. Руссо В.Л., Кудояров Б.В., Суздалев И.В. і ін. Утворення газових порожнин в металі шва при автоматичній зварці титану стислою дугою. - Зварювальне виробництво, 1972, N9, з. 48-50.

30. Суздалев И.В., Руссо В.Л., Кудояров Б.В., і ін. Вплив кута нахилу електроду на утворення газових порожнин в корені шва при аргоно-дуговій зварці титану. Зварювальне виробництво, 1972, N11, з. 5-7.

31. Жуковский В.Д., Зильберштейн Л.Н., Петрунин Е.П. Вплив попереднього підігріву на швидкість аргоно -дуговой зварки труб. - Зварювальне виробництво, 1968, N9, з. 11-13.

32. Чернышов Г.Г., Ковтун В.Л. Вплив теплового потоку і тиск дуги на граничну швидкість зварки. - Зварювальне виробництво, 1985, N2, з. 14-15.

33. Ерохин А.А., Букаров В.А., Іщенко Ю. С. Расчет режимів автоматичної зварки стикових з'єднань із заданою величиной проплавлення. - Зварювальне виробництво, 1971, N2, з. 22-25.

34. Таран В.Д., Чудинов М.С. Визначення поверхневого натягнення ванни розплавленого металу в умовах зварки.- Зварювальне виробництво, 1972, N1, з. 7-8.

35. Данилов В.А., Чернышов Г.Г. Про механізм дії імпульсу струму на ванну. Зварювальне виробництво, 1974, N1, з. 54-56.

36. Гладков Э.А., Гуслитов И.А., Сас А.В. Динамічні процеси в зварювальній ванні при варіації сил, що діють. - Зварювальне виробництво, 1974, N4, з. 5 6.

37. Ищенко Ю.С., Букаров В.А. Методика оцінки статичної рівноваги рідкої ванни при У-образной оброблення кромок. - Зварювальне виробництво, 1978, N10, з. 9-13

38. Петров А. В. Вопросы дугової зварки в середовищі захисних газів тонколистових матеріалів: Діс. д-ра техн. Наук: 05.04.05.- Захищена 29.06.69; Утв. 11.05.72 - М., 1969.-338с.

39. Демянцевич В.П., Матюхин В.Л. Особливості руху рідкого металу в зварювальній ванні при зварці неплавким електродом. - Зварювального виробництво, 1972, N10, з. 1-3.

40. Мендельсберг С.Л., Сидоренко Б.Г., Лопата В.Е. Вплив швидкості зварки на положення стовпа дуги. - Автоматична зварка, 1975, N6, з. 41-44.

41. Мендельсберг С.Л., Сидоренко Б.Г., Лопата В.Е. Вплив розташування токоподвода на формування швів при однодуговой зварці. - Автоматична зварка, 1976, N8, з. 11-15.

42. Ситников В.В. Розподіл щільності струму в провідному середовищі при імпульсно-дуговій зварці. - В сб.: Молоді учені і фахівці Харкова - ХIХ з'їзду ВЛКСМ. - Харків: 1982, с.20.

43. Райчук Ю.М. Розподіл струму по пластині при дуговій зварці. - Автоматична зварка, 1967, N4, з. 19-22.

44. Харьков Е.И., Лысов В.И., Федоров Р.Е. Фізика рідких металів. - Київ: Вища школа, 1979. - 246 з.

45. Леснов Г. И. Электрическая зварювальна дуга. - М.: Машинобудування, 1970.- 335 з.