Сварка алюминиевых трубных конструкций дугой с регулируемыми разнополярными прямоугольными импульсами тока тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 00.00.00, кандидат наук Советкин Дмитрий Эдуардович

• Советкин Дмитрий Эдуардович
• кандидат наук
• 2025

Оглавление диссертации кандидат наук Советкин Дмитрий Эдуардович

ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА 1. АНАЛИЗ ХАРАКТЕРИСТИК КАЧЕСТВА СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ, ОПРЕДЕЛЯЮЩИХ ЕГО ПРИ СВАРКЕ АЛЮМИНИЯ

1.1 Проблема обеспечения качества сварных соединений алюминиевых труб на ПАО КуйбышевАзот

1.2 Анализ технологических параметров и условий, определяющих размеры шва при аргонодуговой сварке неплавящимся электродом

1.3 Анализ тепловых характеристик свободно горящей дуги от источника питания с функцией регулирования разнополярных прямоугольных импульсов тока

1.4 Анализ тепловых характеристик однофазной сжатой дуги в аргоне

1.5 Анализ тепловых характеристик сжатой дуги питаемой регулируемыми разнополярными прямоугольными импульсами тока

1.6 Анализ стойкости неплавящихся электродов при сварке с регулируемыми разнополярными прямоугольными импульсами тока

ГЛАВА 2. ИССЛЕДОВАНИЕ ЭФФЕКТИВНОЙ МОЩНОСТИ СВОБОДНОЙ И СЖАТОЙ ДУГИ С РЕГУЛИРУЕМЫМИ РАЗНОПОЛЯРНЫМИ ПРЯМОУГОЛЬНЫМИ ИМПУЛЬСАМИ ТОКА ПРИ СВАРКЕ АЛЮМИНИЯ В АРГОНЕ

2.1 Методика экспериментального определения эффективной мощности сварочной дуги с регулируемыми разнополярными прямоугольными импульсами тока

2.2 Исследование выделяемой мощности дугой в алюминиевый плавящийся электрод

2.3 Исследование эффективной мощности дуги при сварке током обратной полярности плавящимся электродом

2.4. Исследование эффективной мощности свободной дуги с регулируемыми разнополярными прямоугольными импульсами тока при равных величинах их амплитуд

2.5. Оценка эффективной мощности свободной дуги с регулируемыми разнополярными прямоугольными импульсами тока при различных величинах их амплитуд

2.6. Расчетно-экспериментальная методика оценки размеров сварного шва при сварке с регулируемыми разнополярными прямоугольными импульсами тока

2.7. Исследование эффективной мощности сжатой дуги с регулируемыми разнополярными прямоугольными импульсами тока при равных величинах их амплитуд

2.8. Оценка эффективной мощности сжатой дуги с регулируемыми разнополярными прямоугольными импульсами тока при различных величинах

их амплитуд

ВЫВОДЫ К ГЛАВЕ

ГЛАВА 3. ИССЛЕДОВАНИЕ СТОЙКОСТИ ВОЛЬФРАМОВОГО ЭЛЕКТРОДА В ДУГЕ С РЕГУЛИРУЕМЫМИ РАЗНОПОЛЯРНЫМИ ПРЯМОУГОЛЬНЫМИ ИМПУЛЬСАМИ ТОКА

3.1 Оценка рекомендуемых допустимых величин тока на вольфрамовые электроды

3.2 Методика расчета допустимой величины тока на вольфрамовые электроды при горении дуги с регулируемыми разнополярными прямоугольными импульсами тока

3.3 Исследование стойкости и распределения температуры в вольфрамовом электроде при горении дуги с регулируемыми разнополярными прямоугольными импульсами тока

ВЫВОДЫ К ГЛАВЕ

ГЛАВА 4. ОБОРУДОВАНИЕ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ПРИЕМЫ ОБЕСПЕЧИВАЮЩИЕ ТРЕБУЕМЫЕ РАЗМЕРЫ СВАРНОГО ШВА ПРИ СВАРКЕ АЛЮМИНИЕВЫХ ТРУБНЫХ КОНСТРУКЦИЙ СЖАТОЙ ДУГОЙ С

РЕГУЛИРУЕМЫМИ РАЗНОПОЛЯРНЫМИ ПРЯМОУГОЛЬНЫМИ ИМПУЛЬСАМИ ТОКА

4.1 Определение возможности повышения токовых нагрузок на вольфрамовый электрод при сварке на токе обратной полярности

4.2 Разработка конструкции неплавящегося электрода с жидкостным охлаждением

4.3 Оборудование для сварки сжатой дугой с регулируемыми разнополярными прямоугольными импульсами тока

4.4 Управление размерами сварочной ванны при сварке алюминиевых сплавов сжатой дугой с регулируемыми разнополярными прямоугольными импульсами

тока

ВЫВОДЫ К ГЛАВЕ

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ПРИЛОЖЕНИЯ

161

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Сварка алюминиевых трубных конструкций дугой с регулируемыми разнополярными прямоугольными импульсами тока»

ВВЕДЕНИЕ

Мировое потребление алюминиевых сплавов ежегодно увеличивается в среднем на 4-6 %. Наибольшее их количество расходуется при изготовлении конструкций в транспортной и строительной отраслях, на которые приходится порядка 25-27 % [1,2]. Согласно стратегическим целям РФ, потребление алюминиевых сплавов на внутреннем рынке должно вырасти более чем на 400-500 тыс. т. и к 2026 году ежегодно составить 1,5 млн т.. Правительством принят план по стимулированию спроса на продукцию алюминиевой промышленности до 2025 с перспективой до 2030 года [3]. Алюминиевые сплавы востребованы при изготовлении промышленных сосудов и аппаратов для транспортировки химических веществ (ОСТ-26-11-01-1183), к размерам сварных швов которых предъявляются требования в соответствии с (ГОСТ 14806-80).

По данным [4,5], распространенными способами сварки алюминиевых сплавов и в настоящее время остаются электродуговые. При оценке применяемости дуговых способов сварки для конкретного сплава на первый план выдвигаются технологические свойства дуги. Зная основные закономерности влияния электрофизических параметров дуги на ее технологические возможности, можно целенаправленно и эффективно воздействовать на процесс сварки, оптимизируя его для достижения требований, предъявляемых к сварным соединениям в нормативно-технической документации.

Для изготовления алюминиевых трубных конструкций на ПАО КуйбышевАзот, применяется способ аргонодуговой сварки неплавящимся электродом от источников питания с функцией регулирования разнополярных прямоугольных импульсов тока (РПИ) [6,7]. Переменный ток с регулируемыми РПИ тока увеличивает проплавляющую способность дуги, по отношению к синусоидальной форме, а регулировка длительности и амплитуды прямоугольных импульсов позволяет выбирать баланс между стойкостью неплавящегося электрода, качеством катодной очистки сварочной ванны и скоростью расплавления электродного металла [8].

Регулировка РПИ тока, с целью обеспечения катодной очистки сварочной ванны и стойкости неплавящегося электрода, неизбежно приводит к изменению размеров сварочной ванны, что является одним из показателей качества сварного соединения. Аналогичное явление отмечено для способов сварки: сжатой дугой и механизированным плавящимся электродом в аргоне. [9-11].

В процессе производства, ремонта и обслуживания алюминиевых конструкций на предприятиях химической промышленности способом аргонодуговой сварки неплавящимся электродом, несоответствие размеров сварного шва c требованиями (ГОСТ 14806-80) приводит к вынужденному исправлению данного дефекта, в результате чего, повышается трудоемкость, нарушается ритмичность изготовления, что для предприятия, производящего сварочные работы, приносит экономические убытки. В связи с этим, возникает потребность в обоснованном выборе параметров режима регулировки РПИ тока и способа сварки, обеспечивающих требования (ГОСТ 14806-80).

Среди электродуговых способов сварки сжатая дуга, отличающаяся пространственной устойчивостью, возможностью контролировать ширину шва, величиной теплового и силового воздействия на сварочную ванну, представляется наиболее подходящими инструментом для получения качественных сварных соединений конструкций из алюминиевых сплавов.

Вопросами повышения качества и стабильности формирования сварных соединений из алюминиевых сплавов, выполненных переменным токе с регулируемыми РПИ тока, посвящены работы Киселева А.С., Коротковой Г.М., Лапина И.Е., Потапова А.Н., Савинова А.В., Сидорова В.П., Cho J., Jeong H., Jiang F., Wang L.L., Yarmuch R. и др..

В этих работах, формирование размеров сварного шва напрямую связывают с тепловой эффективностью дуги, оценку которой принято производить с помощью эффективного коэффициента полезного действия пИ. Однако, исследования направленные на уточнение пИ [12.. .14], для дуг c регулируемыми РПИ тока носят несколько противоречивый характер, т.к. увеличение ширины и глубины сварного шва отмечается с одновременным снижением пИ и мощности дуги [15. 18]. Более

того, отсутствует методика расчета параметров балансировки длительности импульсов тока прямой и обратной полярностей, которая бы позволила оператору в процессе сварки обеспечить заданную ширину сварочной ванны, и одновременно не нарушать стойкость неплавящегося электрода.

Указанные недостатки вызывают необходимость проведения дополнительных исследований влияния регулируемых РПИ тока на тепловые характеристики электрической дуги в аргоне, и более четко определить в технологии сварки алюминиевых конструкций место и значимость этого нового технологического параметра, влияющего на качество сварного шва.

Целью работы является повышение качества сварных соединений алюминиевых конструкций путем разработки технологии сварки сжатой дугой в аргоне с применением регулируемых разнополярных прямоугольных импульсов тока.

ГЛАВА 1. АНАЛИЗ ХАРАКТЕРИСТИК КАЧЕСТВА СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ, ОПРЕДЕЛЯЮЩИХ ЕГО ПРИ СВАРКЕ АЛЮМИНИЯ

1.1 Проблема обеспечения качества сварных соединений алюминиевых

труб на ПАО КуйбышевАзот

По объемам производства аммиак занимает одно из первых мест в мире среди синтезируемых химических соединений. В 2020 году Россия произвела 19,6 млн тонн аммиака. За последние 5 лет, за счет реконструкции и ввода новых мощностей, производственные мощности в России по аммиаку выросли более чем на 20%, к 2030 году производство может вырасти до 25 млн тонн в год [19].

Промышленный способ производства аммиака из азотоводородной смеси не претерпевает принципиальных изменений. В настоящее время аммиачные установки в Российской Федерации задействованы на АО "Тольяттиазот", АО "Новомосковская АК ''Азот'', ОАО ''Невинномысский Азот", ОАО Череповецкий ''Азот'', АО ''Минеральные удобрения", КАО ''Азот'', ПАО "Акрон", ПАО "КуйбышевАзот'', ОАО "Газпром нефтехим Салават", АО ''Минудобрения'', ОАО «ОХК «УРАЛХИМ», АО «Щекиноазот».

На ПАО «КуйбышевАзот» аммиак используются для производства азотной кислоты. Производство азотной кислоты заключается в окисление аммиака кислородом. Воздух на территории химических заводов часто загрязнен фосфористым водородом и другими ядовитыми примесями. Если трубопроводы для поступающих в контактный аппарат изготовить из углеродистой стали, то на внутренних стенках возможно образование ржавчины, увлекаемой потоком газа. Поэтому применяются алюминиевые трубопроводы из алюминия марок АД1, АД1М, а воздух предпочитают забирать вне территории завода (рисунок 1.1).

Рисунок 1.1 - Внешний вид трубопроводов для транспортировки аммиачно-воздушной смеси на ПАО КуйбышевАзот

При ремонте и изготовлении сварных алюминиевых трубных конструкций d = 630 и 820 мм толщиной стенки 5 мм предназначенных для транспортировки аммиачно-воздушной смеси между промышленными аппаратами II категории, применяется ручная аргонодуговая сварка неплавящимся электродом от источников питания с функцией регулирования разнополярных прямоугольных импульсов тока (РПИ), Brima TIG 200P AC/DC, ANDELI TIG 250AC, AuroraPRO INTER TIG 200 AC/DC и другие аналоги. Общий объем выполняемых работ по сварке алюминиевых трубопроводов в год оценивается в количестве от 2500 до 5000 м сварного шва.

Аммиачная смесь, транспортируемая по трубопроводам при определенных условиях взрывоопасна, поэтому объекты трубопроводов химической аппаратуры относятся к опасно-производственным, а сварные швы подвергаются 100% визуально измерительному, ультразвуковому, радиографическому контролю с механическими испытаниями в соответствии с требованиями контроля качества (ОСТ-26-11-01-1183).

В технических условиях (ТУ М23.05-029.00.00) ПАО «КуйбышевАзот» при изготовлении алюминиевых труб предъявляются следующие требования: - трубы должны быть не более чем с двумя продольными швами;

- трубы должны вальцеваться из листов или карт, сваренных в плоском состоянии из нескольких листов;

- ширина листов между швами, должны быть не менее 800 мм, а ширина замыкающей вставки - не менее 400 мм.

- для изготовления труб разрешается применять промышленные способы сварки алюминия, обеспечивающие получение соединений высокого качества и эксплуатационной надежности.

В выполненных сварных швах не допускаются следующие дефекты:

наружные

- трещины всех видов и направлений, рыхлоты;

- пористость наружной поверхности шва, непровары, подрезы, наплывы, прожоги и незаваренные кратеры;

- непровары (несплавления) в сечении шва, подрезы;

- смещение и совместный увод кромок свариваемых элементов свыше норм.

- несоответствие форм и размеров швов требований стандартов и технологической документации.

внутренние

- трещины всех видов и направлений, рыхлоты;

- свищи;

- непровары (несплавления) в сечении шва, подрезы;

- поры, полости, шлаковые и вольфрамовые включения, превышающие параметры, установленные классами дефектности сварных швов по (ГОСТ 23055) в соответствии с таблицей 1.1.

Таблица 1.1 - класс дефектности сварных швов в ГОСТ 23055

Вид сварных соединений Классификация дефектности по ГОСТ 23055

группы 1 группы 2 группы 3

Стыковые 3 5 6

Угловые, тавровые 4 5 6

Нахлесточные 5 6 7

В сварных соединениях трубопроводов, транспортирующих аммиачно-воздушную смесь между промышленными аппаратами II категории не допускаются дефекты в виде пор и включений диаметром больших 0.8 мм и скопление длиной более 2.5 мм.

В соответствии с (ГОСТ 14806-80) и (ТУ М23.05-029.00.00) при сборке сварке алюминиевой обечайки в трубу, к размерам соединения предъявляются следующие требования (рисунок 1.2).

но не менее 1,5 м

Рисунок 1.2 - Требования к размерам сварного шва согласно ГОСТ 14806-80 сварное соединение С21 в соответствии с толщиной свариваемых листов

На ПАО КуйбышевАзот при изготовлении и обслуживании алюминиевых труб в процессе радиографического контроля, бракуется каждое второе сварное соединение по причине несоответствия требуемым размерам, а также количеству и размеру пор, включений.

На рисунке 1.3, представлены радиографические снимки дефектных участков сварного соединения на примере отвода й= 820х5 мм. Оценку, количества дефектов и их размеров производили путем обработки радиографических снимков в программе Дисофт64. Линейные размеры программа получает путем калибровки по известным размерам эталонного образца, позиция 1 рисунок 1.3. Размер эталонного образца с канавками при радиографическом контроле выбирается в соответствии с (ГОСТ 7512-82).

Рисунок 1.3 - Радиографический снимок сварного шва алюминиевого отвода й = 820х5 мм: 1 - эталонный образец; 2 - скопление вольфрамовых включений; 3 - размер включений; 4 - отметки ширины сварного соединения

Статистические данные собранные в аттестованной лаборатории предприятия (см. приложения) в период с 05.05.2023 по 10.11.23 г, на основании радиографического контроля, сведены на рисунке 1.4, где отражена протяженность ремонтных участков за анализируемый период в метрах и их процент от общей длины сварных швов.

—■—Процент от общей длины швов

Рисунок 1.4 - Протяженность ремонтных участков по месяцам и процентное отношение от общей протяженности сварных швов

Процентное соотношение распределения видов дефектов и длина ремонтных участков приведены в таблице 1.2.

Таблица 1.2 - Процентное выражение дефектов различных видов относительно общего числа выявленных дефектов и их общая длина ремонта

Вид дефекта Объем, % Длина ремонтных участков, м

Несоответствие форм и размеров сварного шва 35% 82

Пористость шва 30% 8

Вольфрамовые включения 15% 6

Непровар корня шва 8% 2

Несплавления 5% 4

Трещины 2% 3

Прочие Не более 5% 3

Выявлено, что наиболее протяженным и часто встречающимися дефектом является отклонение размеров сварного соединения от требуемых в (ГОСТ 1480680). В случае если ширина шва меньше заданной, ремонт осуществляется выборкой дефектов и повторной сваркой. Превышение допустимых размеров ширины шва в большую сторону требует браковки всего стыка. Учитывая, что трубопровод изготавливается из технического чистого алюминия, то в соответствии с (ГОСТ 14806-80) допускается увеличение размеров шва на 20%, а ширина шва варьируется от 10 мм до 16.8 мм, как показано на рисунке 1.5. Однако, ширина шва, превышающая допустимую величину в большую сторону, выявлялась чаще, на рисунке 1.5 указано количество забракованных соединений.

Рисунок 1.5 - Области допустимых отклонений ширины шва: синим - допустимая ширина шва, серым - допустимая для технически чистого алюминия

Для кольцевых швов труб превышение допустимой величины ширины шва решается путем выреза сварного соединение и повторной сварки. Для продольных швов, изделие бракуется полностью, так как длина окружности трубы при вырезе соединения становится меньше. Забракованную трубу разрезают в двух местах, далее разрезанную обечайку используют в качестве изготовления труб со вставкой с двумя продольными швами, что увеличивает трудоемкость и повышает риск появления дефектов (рисунок 1.6).

Рисунок 1.6 - Трубопровод с несколькими продольными швами

Сварные соединения, в которых обнаружены недопустимые размеры пор или вольфрамовых включений, ремонтируются местным удалением дефектного участка и ремонтной сваркой. Ремонт сварных соединений приводит к увеличению ширины шва, на рисунке 1.7 а выделена ширина сварного шва до ремонта, на рисунке 1.7 б ширина сварного шва после ремонта.

Рисунок 1.7 - Рентгенография ремонтного участка отвода d = 820х5 мм а) ширина шва до ремонта, б) ширина шва после ремонта

К ширине шва при местном ремонте, предъявляются такие же требования (ГОСТ 14806-80), в случае превышения ширины шва, сварное соединение

бракуется и вырезается по описанной выше схеме, именно поэтому несоответствие ширины шва имеет протяженность ремонта в 82 м, (таблица 1.2). Общая стоимость ремонтных работ в указанный период оценивается в 1.3-1.5 миллиона рублей, что составляется примерно 8-10 % от общей стоимости изготовленных конструкций в год.

Таким образом, обеспечение требуемых размеров сварного соединения при сварке алюминиевых сплавов является актуальной задачей в производстве. Обеспечить требуемую размерность в соответствии с нормативной документацией, возможно путем анализа действующих факторов, определяющих форму сварного шва.

1.2 Анализ технологических параметров и условий, определяющих размеры шва при аргонодуговой сварке неплавящимся электродом

Основываясь на вышеизложенном, за основные контролируемые параметры, определяющие качество сварного соединения приняли ширину выпуклости е сварного шва и е1 - ширину выпуклости обратного валика (рисунок 1.8).

е

Рисунок 1.8 - Контролируемые размеры сварного соединения е, е1

Рассмотрим аргонодуговую сварку неплавящимся электродом, как систему «источник питания - дуга - сварочная ванна» [20]. Данная система состоит из двух основных контуров:

- энергетического (система «источник питания - дуга»)

- теплового (система «дуга - сварочная ванна»)

е

Энергетический контур состоит из источника питания, преобразующего электроэнергию промышленной частоты в электрическую дугу, которая в системе теплового контура осуществляет термическое воздействие на сварочную ванну. При этом на каждый контур этой системы обязательно действует минимум один фактор воздействий. Результирующим действием этой системы является сформированное сварное соединение, а конечный размер сварного шва является характеристикой всех действующих факторов воздействий.

В процессе сварки, воздействия на контуры системы, делятся на контролируемые или неконтролируемые. Рассматривая аргонодуговую сварку неплавящимся электродом, выделим следующие контролируемые и не контролируемые на нее воздействия (рисунок 1.9).

Параметры условий сварки Рисунок 1.9 - Анализ факторов воздействий, определяющих параметры шва при аргонодуговой сварке неплавящимся электродом

На рисунке 1.9, отражен анализ воздействий в процессе аргонодуговой сварки в виде векторов X и ^ где X - вектор контролируемых входных воздействий, F - вектор внешних не контролируемых воздействий. Вектор X контролируемых воздействий, содержит параметры условий и режимов сварки. К контролируемым параметрам режимам воздействий, при аргонодуговой сварке неплавящимся электродом отнесем: ток сварки 1СВ, напряжение на дуге П/д, расход защитного газа GЗ, скорость подачи проволоки КПП, скорость сварки УСВ, длину дуги /д,

регулируемые разнополярные прямоугольные импульсы тока (РПИ). К контролируемым параметрам условий воздействий отнесем: йЭ - диаметра электрода, а - угол заточки электрода, dп - диаметр притупление электрода, dПП -диаметр присадочной проволоки, dc - диаметр сопла, 1в - длина вылета электрода, Т0 - начальная температура изделия.

К вектору внешних не контролируемых воздействий F отнесем: -возмущения по параметрам режима сварки, ^д - возмущения по форме и расположению дуги, - конструкционные возмущения, ГТ - технологические возмущения.

Результирующие воздействия контролируемых и не контролируемых входных воздействий определяется вектором 2 к которому отнесем: Т -распределение температур в изделие, е - ширину выпуклости сварного шва, q -выпуклость сварного шва, е1 - ширину выпуклости обратного валика, q1 -выпуклость обратного валика, а - прочность сварного шва, КС - ударную вязкость сварного шва.

Учитывая, что механические и физико-химические свойства сварного шва в процессе сварки являются не контролируемыми, а их величины известны в результате разрушающего контроля, то параметрами, определяющими стабильность и качество сварного шва в процессе сварки являются его размеры е, е1, q, ql и распределение температур Т в изделии.

Контролировать, параметры сварного шва е, е1, возможно путем регулировки входных режимов воздействий вектора X. Для аргонодуговой сварки неплавящимся электродом степень влияния входных параметров режимов воздействий на ширину сварного шва известна [21.23]. Однако, с развитием источников питания предназначенных для сварки алюминиевых сплавов, перешедших с синусоидальной формы тока на прямоугольную и от трансформаторных источников питания к сварочным инверторам, позволил задействовать новые входные режимы воздействия определяющие параметры сварного соединения.

К такому входному параметру режима воздействия следует отнести регулируемые разнополярные прямоугольные импульсы тока (РПИ) [15]. Сущность данной регулировки заключается в том, чтобы контролировать степень катодной очистки сварочной ванны и стойкость неплавящегося электрода, путем изменения амплитуды и длительности прямоугольных импульсов тока прямой полярности (далее 1111) и обратной полярности (далее ОП) в периоде переменного тока (рисунок 1.10).

ОП (Обратная полярность) ПП (Прямая полярность) Рисунок 1.10 - Принцип регулирования РПИ тока по длительности и амплитуде в периоде переменного тока tc.

Регулирование РПИ тока, с целью обеспечения качественной катодной очистки, одновременно изменяет и тепловое состояния неплавящегося электрода. Увеличение % длительности тока ОП в периоде повышает тепловую нагрузку на неплавящийся электрод, что способствует повышению вольфрамовых включений в металле шва. Рентгеновским контролем сварного шва выявлено, что, вольфрамовые включения составляют 15% от объема выявленных всех дефектов (таблица 1.2).

На рисунке 1.11 представлены допустимые величины тока сварки в зависимости от диаметров вольфрамовых электродов для токов ПП и ОП и их процентного соотношения за период переменного прямоугольного тока (ГОСТ ИСО 6848-2020).

^

ев И О

н

8 о К сг о л

ев И о ев К К сг к ч

и

т

700 600 500 400 300 200 100 0

• 1111 - прямая полярность

■ ОП - обратная полярность

а 50%/50% ОП/ПП

♦ 30%/70% ОП/ПП

1 2 3 4 5 6

Диаметр электрода, мм

Рисунок 1.11 - Допустимые величины сварочного тока для различных диаметров вольфрамовых электродов, полярностей тока и их процентного соотношения за период переменного прямоугольного тока (ГОСТ ИСО 6848-2020)

Кроме того, изменение % длительности тока ОП влияет на размеры сварочной ванны. В работах [9... 11], представлены тенденции влияния зависимости % длительности тока ОП на ширину сварочной ванны для автоматической аргонодуговой сварки, сварки под слоем флюса и автоматической аргонодуговой сварки плавящимся электродом (рисунок 1.12).

16

14

,а 12

и

« 10 н и а 8

и

а

6 4

1 ■ II

■2/ ■

1 ▲

--- 1 3 \

0 20 40 60 80 % ОП

Рисунок 1.12 - Изменения ширины шва от % длительности тока ОП в периоде переменного прямоугольного тока для различных способов сварки: 1 - ААД: 1СВ = 180 А, йЬл=4мм, /=50 Гц, материал А1 [9]; 2 - АФ: /св=400 А, Цд=29 В, Ксв=30м/ч, ^пп=4мм, /=60 Гц материал Ст3 [11]; 3 - ААДП: /св=135-148 А, Ксв=10 мм/с, Кпп=5.5 м/мин, ^ПП=1.2 мм, СЗ=21л/мин, материал А1 [10].

Больший % длительности тока ОП при аргонодуговой сварке способствует увеличению ширины шва (рисунок 1.12). В работах [9,10,16] показаны зависимости % длительности тока ОП на ширину и глубину проплавления, в среднем при увеличении % длительности тока ОП ширина шва имеет тенденцию на увеличение, при этом глубина изменяется не существенно на 0.5- 1 мм.

Авторами [8] определено, что изменение % длительности тока ОП в периоде переменного тока оказывает влияние не только на размеры сварного шва, но и на скорость плавления электродной проволоки.

На рисунке 1.13, представлен анализ влияния % длительности тока ОП при сварке алюминиевых сплавов по данным работ [16,17]. Определено, что длительность тока ОП меньше 20 % снижает качество катодной очистки сварочной ванны, повышается вероятность появления пор и окисных включений в металле шва, увеличение длительности тока ОП более 60% снижает стойкость неплавящегося электрода уменьшая допустимый ток прямой полярности в 2 и более раза.

Изменение ширины шва при регулировке длительности тока ОП в периоде от 20 до 80%, может достигать до 2 раз как это показано на рисунке 1.13. При условии соблюдения данной тенденции, рекомендованная ширина шва по (ГОСТ 14806-80) равная 12 мм для алюминиевого листа толщиной 5 мм выходит за рамки допустимых уже при изменении длительности тока ОП с 20 до 50%.

ОП < 20% снижение качества ОП > 60 % /св < в 2 раза и более катодной очистки

18 16 14

12 11 10

8 6 4 2

0 20 40 60 80 % ОП Рисунок 1.13 - Анализ влияния диапазона регулировок % длительности тока ОП:

1 - изменение ширины шва в [16]; 2 - изменение ширины шва в [17]; 3 -изменение рекомендуемой ширины шва по (ГОСТ 14806-80) в 1.5 раза; 4 -изменение рекомендуемой ширины шва по (ГОСТ 14806-80) в 2 раза.

Из рисунков 1.12-1.13 видно, что исследуемый диапазон % длительности тока ОП лежит от 5% до 60%, данные о влиянии преобладающей длительности тока ОП не приводятся, что по-видимому связано с низкой стойкость электродов. Кроме того, из рисунка 1.12 следует, что независимо от способа сварки, регулировка балансов токов полярностей сказывается на размерах сварного шва. В нормативно технической документации при сварке алюминиевых конструкций величина % длительности тока ОП не регламентируется. Расчетных методик и математических моделей, определяющих размеры сварочной ванны от % длительности тока ОП в литературе не известно. Возникает проблема в обеспечение заданных размеров сварного шва в соответствии с нормативно-технической документацией, при сварке алюминиевых конструкций от источников питания с регулируемыми РПИ тока.

Одним из возможных способов, компенсировать влияние регулировки баланса полярностей на сварочную ванну является способ сварки сжатой дугой [24]. Сжатая дуга отличается от свободной, эффективностью тепловложения, пространственной устойчивостью дуги, а также возможностью контролировать ширину шва, степенью теплового и силового воздействия на сварочную ванну [25,26]. По данным работ [27.29] сварка сжатой дугой обеспечивает лучшие прочностные характеристики сварного шва, снижает его пористость и практически полностью исключает вольфрамовые включения. Однако в работе [30] отмечено, что размеры сварочной ванны для сжатой дуги зависят от % длительности тока ОП.

Решение известной проблемы достигается путем разработки методик и математических моделей, учитывающих зависимости % длительности тока ОП в периоде переменного прямоугольного тока.

Разработка методик и математических моделей, определяющих размеры сварного шва и регламентирующие выбор режима сварки, осуществлялась путем изучения литературных данных и экспериментальных исследований тепловых характеристик дуг в аргоне, питаемых от источников переменного тока прямоугольной формы с регулируемыми РПИ.

1.3 Анализ тепловых характеристик свободно горящей дуги от источника питания с функцией регулирования разнополярных прямоугольных

импульсов тока

Источники питания с возможностью регулирования РПИ тока в пределах 4055% появились в начале 1980-х. Впоследствии появились установки, позволяющие регулировать % длительности тока ОП в пределах от 1 до 70 % периода на частотах от 20 до 240 Гц. Считалось, что ток ОП, обеспечивает качественную очистку алюминия от окисной пленки, а провар обеспечивает ток ПП.

Эффективность нагрева изделия оценивается с помощью эффективного пИ, теплового Пт и полного пП КПД. Для расчетного определения эффективной мощности дИ используемой в математических моделях принято использовать эффективный КПД пИ, что основано на предположении о его слабой зависимости от параметров дуги. При этом необходимо также знать напряжение дуги, которое, в свою очередь, подвержено влиянию тех же параметров.

В работе [15] отмечается, что с увеличением относительной длительности импульсов тока ОП в диапазоне 1.25-11.25 мс от периода тока частотой 50 Гц, уменьшает величину эффективного пИ с 0.62 до 0.5 и зависит от тока сварки. Увеличение тока, снижает эффективный пИ по линейной зависимости пИ=0.69-5.6-10-4-/св.

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Советкин Дмитрий Эдуардович, 2025 год

/ /

85 88 55 8, 86 8,8 65 8, 87 8,8 75 8, 88 8,8 85 8,8 9 8,8

^ев, С

Баланс длительностей токов на источнике 50 %

^св, с

Баланс длительностей токов на источнике 80%

tсв, с

а)

/

22 8 1 27 8 1 32 8 1 37 8 1 42 8 1 47 8 1 52 8 57 8 1 ос (N ЧС

б)

/ /

06 8 1 11 8 1 16 8 1 21 8 1 2 8 1 31 8 1 56 8 1 41 8 1 46 8 1

в)

Рисунок 2.3 - Осциллограммы регулируемых РПИ тока от источника питания

Brima TIG 200P AC/DC: а - баланс длительностей токов полярностей на источнике 20%, далее в работе ПП/ОП 90/10%; б - баланс длительностей токов полярностей на источнике 50 %, далее в работе ПП/ОП 75/25%; в - баланс длительностей токов полярностей на источнике 80% далее в работе ПП/ОП

60/40%

Примечание: для балансов ПП/ОП 40/60%, ПП/ОП 25/75%, ПП/ОП 10/90% клеммы менялись

местами

При работе источника питания Brima TIG 200P AC/DC в режиме переменного тока следует соблюдать полярность клемм, при необходимости расширения

диапазона регулирования баланса длительностей токов полярностей менять их местами. Для удобства обозначений балансов длительностей токов принят следующий порядок обозначения длительностей полярностей в периоде переменного прямоугольного тока ПП/ОП. Например, 80/20 %, где 80% - прямая полярность тока и 20% обратная.

Внешняя характеристика (ВХ) Brima TIG 200P AC/DC имеет вид, представленный на рисунке 2.4. Рабочей областью являются вертикальные участки ВХ. Характеристика является оптимальной с точки зрения стабилизации сварочного тока при отклонениях напряжения дуги.

ил, в 60 50 40 30 20 10

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 /сн, А Рисунок 2.4 - Внешняя характеристика источника питания Brima TIG 200P AC/DC

Определение эффективной мощности дИ производили в специально изготовленном, запатентованном калориметре [66] по разработанной методике определения энергии при сварке.

Конструкция калориметра представляла собой сосуд из двух плотно входящих друг в друга частей, одна из которых имела цилиндрическую форму, а другая цилиндрический и конический участок. В цилиндрическую часть сосуда помещалась вода и сваренный образец, в его придонной части находилась термопара алюмель-хромель диаметром не более 0,2 мм, предварительно проверенная в кипящей воде. Стенки частей калориметра изготавливались из прозрачного полиэтилентерефталата толщиной 0,2-0,4 мм, с известной

теплоемкостью с=1,0 Дж/(г-°С) (ГОСТ Р 51695-2000). При этом в конической части калориметра выполнялось узкое отверстие для погружения сваренного образца. Верхняя часть сосуда имела возможность перемещения, что позволило регулировать общий объем калориметра. На нижней цилиндрической части наносились риски, указывающие объем заливаемой воды (рисунок 2.5).

к XX :

—А X < 1

7

< 1 1 ^

2ТРМ0

Рисунок 2.5 - Схема сварочного калориметра: 1 - герметичный сосуд; 2 -цилиндрическая часть сосуда; 3 - конусная часть сосуда; 4 - образец со сварным швом; 5 - отверстие для погружения образца; 6 - поворотная заслонка для закрытия отверстия; 7 - спай термопары; 8 - многоканальный микропроцессорный прибор 2ТРМ0

Использование при изготовлении калориметра легкого, тонкого и прозрачного материала с известной теплоемкостью обеспечивало небольшую массу сосуда калориметра и минимальное поглощение им тепловой энергии при измерениях. Таким образом, обеспечивалась быстрая передача теплоты от воды к стенке и выравнивание температуры стенок калориметра с температурой воды.

Средняя температура остальной части сосуда, не соприкасающаяся с водой, с достаточной точностью определялась расчетным путем. Это позволило при известной массе и теплоемкости материала стенок сосуда с высокой точностью определять теплоту, поглощенное сосудом по разности начальной температуры стенки (начальной температуры воды) и температуры окружающего воздуха помещения.

Предложенная конструкция позволила с высокой точностью учитывать потери тепловой энергии с поверхности калориметра на теплоотдачу конвекцией и излучением за небольшое время перемешивания воды и выравнивания температуры в процессе калориметрирования.

Достоинством предложенной конструкции калориметра является возможность быстрого и точного измерения массы остающейся воды после вынимания сварочного образца путем взвешивания калориметра с водой перед серией опытов и после каждого опыта. Высокая точность обеспечивалась малой массой сосуда по отношению к массе воды. В том числе существовала возможность точного определения массы воды в калориметре путем взвешивания ее вместе с мерным сосудом и мерного сосуда после переливания воды в калориметр, и при необходимости ее дополнения в необходимом количестве.

Измерение массы образцов, калориметра с жидкостью и без производили на лабораторных весах ВМ 313.

Определение температуры калориметрической жидкости осуществляли с помощью многоканального микропроцессорного прибора 2ТРМ0 подключенного к термопаре.

Общее количество теплоты Q (Дж), полученного сварочным образцом за время действия дуги, определяли по формуле (2.1) теплового баланса на момент выравнивания температуры воды в калориметре:

Q = qиt = Qw + Qo + Qs +Qд + Qп + Ql, (2.1)

где Qw - приращение количества тепловой энергии воды; Qo - аналогичное приращение для образца; Qs - аналогичное приращение для элементов конструкции калориметра; Qд - потери энергии образцом за время горения дуги; QП - аналогичные потери за время переноса образца; QI - потери энергии от калориметра в окружающую среду за время выравнивания температуры воды.

Qw определяли по формуле:

Qw = • — Тууо)-, (2.2)

где MW - масса воды в калориметре, г; cW - удельная теплоемкость воды, Дж/(г-°С); Twk - температура воды в момент выравнивания, °С; Two - температура воды перед помещением сварочного образца в калориметр, °С.

Удельную теплоемкость воды учитывали в зависимости от ее температуры, зависимость приведена в таблице 2.1 [67].

Таблица 2.1 - Удельная теплоемкость дистиллированной воды сш, при температурах 10-90 °С [67]

Т, °С 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Cw, Дж/(г°-С) 4,194 4,182 4,178 4,179 4,181 4,182 4,190 4,196 4,205

Удельная теплоемкость питьевой воды отличается от теплоемкости дистиллированной в третьем знаке.

Выбор сш в таблице 2.1 выполняли по средней величине температур Тшк и Тш0 методом линейной интерполяции с округлением результата к большей величине. Чтобы обеспечить достаточную точность измерений, энергию Qw выбирали таким образом, чтобы она существенно превышала другие слагаемые по формуле (2.1), что обеспечивалось преобладанием массы воды. В таком случае общая точность измерений определялась, в основном, погрешностями множителей в формуле (2.2). Из них наибольшую погрешность дает определение разности температур воды, которую оценили в ±2%. Масса воды в калориметре варьировалась в пределах 200250 г.

Приращение энергии в образце QО определяли по формуле:

Яо = Мо^Со(ТууК1-Т00), (2.3)

где Мо - масса образца, г; со - удельная теплоемкость металла, Дж/(г-°С); Т00 - средняя температура образца до опыта, °С.

При проведении опытов образцы длительно выдерживали в помещении, чтобы можно было принять Т00 равной его температуре.

Удельная теплоемкость марок металла обычно известна с достаточной точностью и выбиралась по справочнику [68]. Для расчетов сО вычисляли среднюю величину температур по формуле (2.3) методом линейной интерполяции. Разность температур в измерениях составляла примерно 10-20 °С, при этом погрешность при использовании усредненной сО очень мала. Масса алюминиевых образцов, помещаемых в калориметр, составляла около 70 г.

Приращение энергии Qs калориметром определяли по формуле:

Qs = Ms•cs(Tws-Two), (2.4)

где Мs - масса сосуда с датчиком температуры и разъемом, заслонкой, г; сs -средняя удельная теплоемкость материалов сосуда, Дж/(г-°С); Тws -среднемассовая температура калориметра к моменту выравнивания температуры воды, °С.

Из формулы (2.4) видно, что начальную температуру калориметра можно принять равной начальной температуре воды.

Принятие средней теплоемкости массы калориметра равной теплоемкости стенок сосуда вносила весьма малую погрешность, что обусловлено близкими величинами теплоемкости используемых материалов и малой долей массы элементов конструкции калориметра к его общей массе. Общая масса конструкции калориметра варьировалась в пределах 35-40 г.

Определение температуры Тws калориметра к моменту выравнивания температуры воды представляло определенную проблему, так как неизвестно распределение температуры в материале стенок по толщине и высоте. На участке высоты стенок с водой эту температуру принимали равной полусумме температур воды и температуры помещения. На остальной части калориметра определяли перепад температур, который приняли равным половине от перепада на участке с водой. В любом случае погрешность в определении температуры калориметра очень мало влияла на конечный результат определения Q.

Таким образом, общая погрешность определения средней температуры стенок составила 3%. Учитывая, что масса стенок не более 10% от общей массы воды и образца, это дает вклад в общую погрешность измерений порядка 0,3%.

Удельная теплоемкость материала стенки сосуда cS, также выбиралась по справочной литературе, которая мало изменяется в небольшом интервале температур воды порядка 20-50 °С, при которой происходило калориметрирование сваренных образцов. При выборе cS можно учитывать доли массы и теплоемкости элементов калориметра из других материалов - датчика температуры воды, соединительных проводов и т.д.

Потери тепловой энергии на теплоотдачу с поверхности калориметра QI в процессе выравнивания температуры воды в калориметре определяли по формуле:

Qi = (Mwcw + Moco + Mscs)(TW0 - TWK), (2.5)

где Two - средняя начальная температура массы калориметра с водой и образцом в момент помещения образца в калориметр, °С.

Температуру Two определяли с помощью эксперимента, основанного на законе Ньютона для поверхностной теплоотдачи [69]. Зависимость средней температуры тела от времени в процессе охлаждения описывали экспоненциальной функцией:

Т = (TWo - Тс) • exp(-B • t), (2.6)

где Two - средняя начальная температура тела, в нашем случае температура воды, °С; ТС - температура окружающей среды в процессе теплоотдачи, °С; В -эмпирический коэффициент, учитывающий общую поверхностную теплоотдачу в конкретных условиях и имеющий размерность с-1.

Для точного определения В несколько раз измеряли температуру тела (воды) при охлаждении с определенным интервалом времени, начиная с какой-то начальной температуры, далее с помощью логарифмирования определяли В, а затем усредняли результаты по количеству опытов. Шаг по времени для измерения температуры воды выбирали достаточно большим, порядка 10 с.

При проведении опыта калориметр наполнялся водой в объеме, используемом при измерениях, то есть примерно на 1/3 от объема цилиндрической части при температуре, соответствующей диапазону измерений, например 50 °С. За температуру калориметра принимали температуру воды в нем. Среднюю

температуру воды в сосуде при помещении образца Тш0 определяли по формуле (2.6), подставив вместо Т= Тшк, а вместо ^ время выравнивания температуры

Тшк = (Тыо - Тс) • ехр(-В • ¿в), (2.7)

Таким образом, по результатам опытов по определенному заранее В производили интерполяцию средней температуры в калориметре на момент погружения образца Тш0. Решение уравнения производили с помощью логарифмирования выражения (2.7) по формуле:

1п , Л =-В^В ; (2.8)

кттмо-тс)! В ' 4 7

Для решения нелинейных уравнений по формуле (2.8) имеются готовые компьютерные программы [70]. Эти программы легко могут быть переведены на другие языки программирования. Решение по формуле (2.8) также возможно графоаналитическим методом путем построения графиков правой и левой частей формулы (2.8).

Для определения коэффициента В в формуле (2.6) производили несколько серий опытов для диапазона используемых температур и массы воды. Тогда величина В может впоследствии выбираться с помощью интерполяции.

Таким образом, главным отличием предложенной методики калориметрирования является определение потерь энергии в процессе перемешивания воды в калориметре и определение поглощения энергии небольшой массой калориметра.

Потери образцом на теплоотдачу при наплавке Qд производили на основе использования формулы (2.6) после определения основного количества выделенной энергии и расчета средней температуры образца к моменту окончания опыта. Предварительно с образцами производили опыт по определению для него коэффициента В. За начальную температуру образца при расчете его потерь во время горения дуги использовали его среднюю температуру за время горения дуги. При расчете аналогичных потерь при переносе образца в калориметр QП в качестве начальной уже использовали среднюю конечную температуру образца.

2.2 Исследование выделяемой мощности дугой в алюминиевый плавящийся

электрод

Анализ литературных данных показал, что вопросы тепловой эффективности дуги тока ОП и дуги переменного тока в аргоне, для алюминиевых сплавов противоречивы (см. главу 1). В связи с расширением применения дуги с регулируемыми РПИ тока возникает необходимость в уточнении представлений о передаче энергии катодной областью путем установления составляющих ее эффективной мощности в изделие.

Сварка алюминиевых сплавов дугой на токе ПП в аргоне не применяется из-за того, что не обеспечивается разрушение окисной пленки на свариваемых элементах. В то же время, если плавящийся электрод является катодом, можно получить важную информацию о выделяемой в него мощности. Эта информация полезна для оценки процессов передачи энергии изделию в дуге током ОП. Поэтому были проведены исследование скорости плавления электродной проволоки на токе ПП и ОП.

Скорость плавления алюминиевой электродной проволоки анализировали с помощью коэффициента расплавления аР [г/(Ас)], представленного в виде:

^ =(ъ+в) (2.9)

и } АН у '

где р - плотность проволоки, г/см3, для алюминия р=2,7 г/см3; у - плотность тока на электродной проволоке, А/см2; дУ - удельная на 1 А тока мощность от действия дуги, Вт/А; дВ - аналогичная мощность от подогрева вылета электрода, Вт/А; АН - приращение энтальпии проволоки по отношению к ее начальной энтальпии, Дж/г.

В левой части формулы (2.9) расположены измеряемые параметры, а в правой те параметры, которые можно определить только с помощью специальных экспериментов. Поэтому по изменению параметров левой части формулы (2.9) можно судить о комплексном изменении отношения выделяемой в электроде мощности и теплосодержания капель электродного металла. Если приращение

скорости расплавления опережает приращение плотности тока, то это означает, что правая часть возрастает и энергия дуги расходуется более эффективно.

Сравнивали скорости плавления алюминиевой электродной проволоки на токе дуги ПП и ОП. Наплавку проводили на сварочной установке фирмы Kemppi, включающей источник питания постоянного тока Kemppi KMS-50 и полуавтомат FastMigMXF 65, проволокой марки Al 99,7 по EN 18273 S фирмы FIDAT (Италия) диаметром 1,2 мм.

Наплавка производилась на пластины из сплава АМц толщиной 6 мм. Расход аргона оставался постоянным и составлял 8 л/мин. Результаты расчетов коэффициентов расплавления арпп и ароп приведены в таблице 2.2.

Таблица 2.2 - Коэффициенты расплавления алюминиевой электродной проволоки на различных токах прямой и обратной полярностях

Прямая полярность Величина тока, А 106 164 179 198

арпп, г/(А-ч) 20,73 20,1 19,44 18,5

Обратная полярность Величина тока, А 97 137 168 200

ароп, г/(А-ч) 9,96 9,06 8,72 7,69

Статистическая обработка данных опытов по двум критериям, приведенным [71], установила, что разброс величин носит случайный характер и подчиняется закону нормального распределения. Одним из критериев являлось условие среднего абсолютного отклонения (САО), а вторым - условие для диапазона варьирования R. Средняя величина по опытам аРПП=19,33 г/(А-ч), аРОП=8,86 г/(А-ч), среднее относительное отклонение от него по абсолютной величине составило для тока ПП САО=4,84 %, для тока ОП САО=10,4 %. На рисунке 2.6 представлены зависимости коэффициентов расплавления электродной алюминиевой проволоки на токе ПП и ОП.

20

<

15

ем

а

10

5

1

2

90 110 130 150 170 190 /св, А

Рисунок 2.6 - Изменение коэффициента расплавления алюминиевого электрода: 1 - на токе прямой полярности; 2 - на токе обратной полярности

Из рисунка 2.6, отношение средней величины коэффициента расплавления аР полученного для тока ПП и ОП, составило арпп/ароп=19,33/8,86=2,2.

Полученные зависимости коэффециентов расплавления алюминиевой проволоки на токе ПП и ОП, использовали для определения по формуле (2.9), удельной мощности выделяемой дугой в электродную алюминиевую проволоку. При этом потребовалось уточнить данные об энтальпии капель алюминиевой проволоки.

В работе [72] приводится зависимость роста энтальпии капель алюминия от тока сварки. При росте тока дуги ОП в диапазоне от 100 до 200 А получили приращение энтальпии с 2326 Дж/г до 2830 Дж/г для проволоки диаметром 1,6 мм и при вылете электрода 10-15 мм. При этом коэффициент расплавления электрода ар уменьшился с 9,1 до 8,5 г/(А-ч).

При сварке на токе ПП энтальпия капель, по данным [73], в большинстве случаев меньше, чем энтальпия при сварке на токе ОП. В работе [74] проанализированы совместно данные о скоростях расплавления алюминиевой проволоки диаметром 1,6 мм и ее энтальпии при сварке на токе ОП.

По мнению большинства исследователей, анодное падение напряжения не зависит от материала анода [75]. Поэтому сравнивали скорость плавления алюминиевой проволоки и ее энтальпии на токе ОП со скоростью плавления

стальной проволоки и ее энтальпии на токе ОП, обработав данные, приведенные в работе [75], результаты представлены в таблице 2.3.

Таблица 2.3 - Сравнение отношения иЭ/ДН для алюминиевой и стальной проволок [75]

Величина тока, А Скорость подачи электрода, Уэ, см/с иэ/ДН, г/(А-ч)

А1 Бе А1 Бе

150 6,0 3,76 7,78 14,08

200 8,54 5,27 8,30 14,80

Примечание: Диаметр проволоки 1,6 мм

Данные по теплосодержанию капель электродного металла стальной и алюминиевой проволок сопоставляли в соответствии с формулой (2.9) при нулевом вылете электрода, когда отсутствует второе слагаемого в виде дв. Это обусловлено тем, что удельные сопротивления сплавов и их термические коэффициенты отличаются в несколько раз. Вклад нагрева вылета при сварке алюминиевыми проволоками в скорость ее расплавления значительно меньше, чем при сварке стальными проволоками.

В работах [76,77] выведена формула для расчета скорости плавления анода из стальной кремниево-марганцевой проволоки:

КЭ = 0,23 •} + 8,0 • 10-5 • 1в • }2 , (2.10)

где у - плотность тока, А/мм2; /В- вылет, мм; УЭ - скорость расплавления электрода, мм/с.

По формуле (2.10) определяли скорость расплавления стальной проволоки при нулевом вылете 1В = 0, которая зависит только от плотности тока на электроде.

Формулу (2.10) можно использовать для алюминиевых проволок, определяя другие коэффициенты. С учетом формулы (2.9) можно записать:

]^ = А] + В]2=^ = А + В], (2.11)

где А и В - эмпирические коэффициенты для алюминиевой проволоки.

Произведение Ар представляет собой коэффициент расплавления при нулевом вылете в соответствии с формулами (2.10) и (2.11).

Для определения коэффициентов Ар и Вр в формуле (2.11) использовали данные по коэффициентам расплавления алюминиевых проволок на рисунке 2.7 [75].

10 9

г/ ^ 8

7

100 150 200 250 300 350 /св, А Рисунок 2.7 - Изменение коэффициента расплавления алюминиевого электрода от тока дуги обратной полярности для различных диаметров: 1 - ^ЭЛ =1,6 мм; 2 - dЭЛ =2 мм [75]

По трем плотностям тока для каждого графика с помощью стандартной компьютерной программы линейной регрессии получили коэффициенты, приведенные в таблице 2.4.

Таблица 2.4 - Величины коэффициентов в формуле (2.11)

Марка проволоки Диаметр проволоки, мм А-р, г/(А-ч) САО, % В-р, (г-см2)/(А2-ч)

СвАМц 1,6 6,5 0,8 1,710-4

СвАМг6 2,0 6,0 0,5 3,210-4

Таким образом необходимость в определении коэффициента расплавления в зависимости от длины вылета и интерполяции такой зависимости на нулевой вылет отсутствует. Коэффициент В в формуле (2.11) зависит от диаметра и вылета проволоки, но коэффициент А будет иметь единственную величину. Главное, при

К 2

определении зависимости ар от тока, сохранять вылет постоянным, что не представляет большой трудности.

Коэффициент расплавления стальной проволоки диаметром 1,6 мм при нулевом вылете составляет в аргоне 8,0 г/(Ач) [72], что на 23 % больше, чем у алюминиевой проволоки (таблица 2.4). В соответствии с формулой (2.11) это означает, что теплосодержание алюминиевых капель больше, чем стальных.

Начальный коэффициент расплавления для алюминиевой проволоки dЭЛ=2 мм на 9,2 % меньше, чем для dЭЛ =1,6 мм, т. е. при увеличении сечения проволоки на 57 %, можно принять, что уменьшение сечения дает в 6,2 раза менее интенсивное увеличение коэффициента расплавления. При уменьшении диаметра с dЭЛ =1,6 до dЭЛ =1,2 мм в эксперименте сечение уменьшится на 77 %. Следовательно, ар при нулевом вылете должен увеличиться еще на 77/6,2 - 12,4 %, т. е. составить 7,3 г/(Ач) (таблица 2.4). При наплавке в диапазоне токов 100 - 200 А при вылете 20 мм получили средний коэффициент ар=8,86 г/(Ач). Таким образом за счет нагрева вылета производительность расплавления алюминиевой проволоки-анода увеличивается на 23 %.

Поскольку в работе [75] приводятся данные об энтальпии капель электродного металла стальной проволоки на токе ОП 2167 Дж/г, то в соответствии с формулой (2.9) энтальпия капель алюминиевой проволоки 2167-1,23=2665 Дж/г, что близко к данным прямых измерений энтальпии алюминиевой проволоки [72].

В интервале токов 80 -200 А удельную эффективную мощность катода

можно оценить если принять, что энтальпия капель алюминия, как и у стали [75],

на токе ПП в среднем от скорости подачи проволоки на 10 % меньше, чем на токе

ОП, то для алюминия получим среднюю величину энтальпии Нж=2400 Дж/г, а

удельная мощность, поглощаемая электродным металлом, будет равна:

„ 2400Л9.33 /о юч

аКП = Нж • аР =-= 12,9—; (2.12)

и 3600 а'

Мощность дКп не содержит мощности, передаваемой плазменными потоками, которые, очевидно, малы для стержневого электрода, но содержит мощность нагрева электрода в вылете, которую оценили в #В=1,2 Вт/А, в таком

случае среднюю мощность, передаваемую катодной областью дуги в электрод, можно оценить в 11,7 Вт/А в диапазоне токов 100-200 А.

В таблице 2.5 приведены величины удельной мощности, выделенные дугой на токе 1111 и ОП в электрод, которые получили по формуле (2.9) с учетом данных об энтальпии алюминиевой проволоки.

Полученную экспериментальным путем величину удельной мощности дуги на токе ПП и ОП сравнивали с расчетной удельной мощностью, выделяемой приэлектродной анодной и катодной областями дуги (таблица 2.5).

Из теории электрической сварочной дуги [78] известно, что удельные мощности приэлектродных областей свободной дуги можно приближенно определить по формулам:

ЧуА^(иА + ив), Чук^(ик-ив); (2.13)

где иА и иК - соответственно анодное и катодное падение напряжения; иВ -напряжение, численно эквивалентное работе выхода электрона из материала, для алюминия иВ =3,74 В [78].

В работе [79] были получены эмпирические зависимости (2.14), (2.15) для определения величины иА и иК свободной дуги от тока при сварке в аргоне алюминиевых деталей:

иА = 1,12 + 1,15 • 10-2 • /, (2.14)

иК = 11,68 + 2,38 • 10-2 • I; (2.15)

где первые слагаемые - условные падения напряжения дуги в Вольтах в соответствующих активных пятнах дуги на катоде и аноде; - второе слагаемые сопротивление соответствующего участка электрической цепи в Омах.

С учетом иВ из формул (2.9) и (2.14), (2.15) получены зависимости для удельных приэлектродных мощностей, выделяемых в катодной и анодной областях дуги в аргоне на алюминии:

дУА = 4,86 + 1,15 • 10-2 • /, (2.16)

Чук = 7,94 + 2,38 •Ю-2 • /; (2.17)

где дУА - удельная мощность, выделяемая анодной областью дуги Вт/А дУК - удельная мощность, выделяемая катодной областью дуги Вт/А

Оценку мощности выделяемой в электродную проволоку на токе ОП производили с учетом известной зависимости изменения энтальпии капель по формуле (2.9), для тока ПП зависимость энтальпии ориентировочно приняли равной как для тока ОП, но на 10% меньше, это следует из сравнения энтальпии капель стальной и алюминиевой проволоки (таблица 2.5).

Таблица 2.5 - Расчет удельной мощности, выделяемой током ПП и ОП по данным об энтальпии алюминиевых капель [72] по формуле (2.9) и удельной мощности катодной и анодной области дуги по формулам (2.16), (2.17), в электродную алюминиевую проволоку

Ток дуги, А арии, г/(А-ч) Яоп, Дж/г [72] дуОП, Вт/А дуА, Вт/А

97 9,96 2326 6,44 5,97

137 9,06 2594 6,53 6,43

168 8,72 2736 6,63 6,79

200 7,69 2830 6,04 7,16

Ток дуги, А арОП, г/(А-ч) #пп, Дж/г дуии, Вт/А дук, Вт/А

106 20,73 -2093 12,0 10,46

164 20,1 -2335 13,0 11,84

179 19,44 -2462 13,3 12,2

198 18,5 -2547 13,1 12,65

Из таблицы 2.5 следует, что средняя выделяемая мощность в электродную алюминиевую проволоку на токе ПП выше в 2 раза чем на токе ОП. При этом средняя удельная мощность электрода-катода по формуле (2.17) составляет 11,8 Вт/А, для электрода анода по формуле (2.16) - 6,6 Вт/А, а их отношение ЧУК/ЧУА=11,8/6,6=1,79. Это достаточно близко совпадает с отношением коэффициентов расплавления арПл/арОП=19,33/8,86=2,2, учитывая, что в литературе приводятся данные о разном теплосодержание капель при сварке током ПП и ОП.

На рисунке 2.8 представлены зависимости величин удельной эффективной мощности выделяемой в алюминиевую проволоку током ПП, ОП и приэлектродными областями дуг.

15

13

11

и 9

7

5

3

Чуа

_ ■ -

У •

Чуоп

90

110

130

150

170

190 /св, А

Рисунок 2.8 - Зависимости удельной мощности, выделяемой током ПП и ОП, и катодной дУК и анодной дУА областями дуги в электродную алюминиевую

проволоку

Из рисунка 2.8 следует, что с ростом тока ОП удельная мощность в электрод анод снижается, по-видимо это связано с тем, что электродный металл перегривается и отдает мощность на излучение и испарение [72]. Поэтому представляется интересным, оценить мощность передаваемую плазменными потоками в изделие при сварке плавящимся электродом на токе ОП.

При прочих равных условиях применение тока ПП способствует повышению скорости расплавления электрода. Поэтому действительная разница отношений коэффициентов расплавления алюминиевых электродов и удельных приэлектродных мощностей дУК/дУА меньше. Точность оценки мощностей в алюминиевые анод и катод с помощью формул (2.16) и (2.17) оценивается в ±10 %. Алюминиевая электродная проволока, несмотря на низкую температуру плавления, имеет значительно более высокие величины удельной энтальпии капель (на 1 г) по сравнению со стальной. При передаче мощности от дуги к электроду оказывает влияние, как более высокая теплопроводность алюминия, так и его низкая температура плавления и плотность. В комплексе получается, что происходит большее поглощение энергии алюминиевой проволокой. В связи с этим коэффицент расплавления алюминиевой проволоки меньше, чем стальной (таблица 2.3).

2.3 Исследование эффективной мощности дуги при сварке током обратной

полярности плавящимся электродом

При оценке мощности выделяемой током ОП в электродную алюминиевую проволоку, получили что с его ростом, удельная мощность снижается (рисунок 2.8). Для расчетов эффективной мощности дИ дуги с регулируемыми РПИ тока необходимо рассмотреть ее структуру в свободной дуге на токе ОП для режима струйного переноса. В работе [80] приведены данные, что при сварке в аргоне 20 % энергии, выделяемой в стальном электроде, теряется на испарение, а 30 % расходуется на перегрев капли. Однако, затраты энергии на перегрев капель не всегда, следует относить к потерям эффективной мощности (рисунок 2.8), часть испарившегося с поверхности капель металла может переноситься к изделию вместе с плазменными потоками. Поэтому сравнивали результаты по удельной мощности ду выделяемой дугой в пластину посредством калориметрирования и в электродную алюминиевую проволоку (см. раздел 2.2). Калориметрирование образцов производили с помощью калориметра и методики, которые приведены в разделе 2.1.

Наплавку на токе ОП проводили от источника питания Kemppi KMS-50 с подающим механизмом Kemppi МХБ 65. Массу калориметра и сварочных

образцов до и после сварки определяли на лабораторных весах ВМ 313.

Для калориметрирования использовали пластины из алюминиевого сплава АМц размерами 127x39x6,0 мм, проволокой диаметром 1,2 мм, содержащей 99,7 % алюминия. Расход защитного аргона составлял 20 л/мин. Процесс наплавки фиксировался видеосъемкой 120 кадр./с, а энергетические параметры записывались регистратором [65]. Образцы располагались на решетчатом сварочном столе без прижатия, что обеспечивало небольшие потери тепловой энергии во время наплавки в сварочную оснастку. Время наплавки в зависимости от тока дуги варьировалось от 3 до 10 с. На каждом из токов дуги производили по три опыта с некоторым изменением времени горения дуги I.

Наплавку валика осуществляли вдоль прямоугольной пластины по ее середине и погружали в воду стороной с более холодной частью, что сводило к минимуму испарение. Температуру образца до сварки принимали равной температуре помещения, в котором образцы выдерживались длительное время. При повторном использовании образца после его остывания его температура уточнялась с помощью термопары. После помещения образца в калориметр воду в нем перемешивали до момента выравнивания ее температуры.

За величину эффективной мощности принимали ее среднюю величину по данным трех опытов на одной установке тока, расчет дИ вели по формуле (2.1). Аналогично среднюю производительность наплавки рассчитывали, как среднюю величину по опытам. Далее рассчитывали среднее алгебраическое отклонение (САО) производительности наплавки аН-/ и эффективную мощность.

Струйный перенос металла удалось получить на токе 200 А, осциллограмма этого процесса представлена на рисунке 2.9.

270 ———————————|————————————

, 1

о" о" о" о" о" о" о" о" о" ^ ^ ^ ^ ^ ^ ^ ^ ^ ci ci S с.

Рисунок 2.9 - Осциллограмма при сварке в аргоне со струйным переносом электродного металла: 1 - тока сварки, А; 2 - напряжения дуги, В

При меньших токах имел место крупнокапельный перенос металла рисунок 2.10.

1

2 /1

500 450 400 350 300 250 200 150 100 50 0

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5 6 6,5 7 7,5 8 8,5 9 г, с

Рисунок 2.10 - Осциллограмма при сварке в аргоне с крупнокапельным переносом электродного металла: 1 - тока сварки, А; 2 - напряжения дуги, В

Для оценки величины тока дуги с учетом ее крупнокапельного переноса металла использовали зависимость коэффициента наплавки алюминиевой проволоки от тока дуги в предположении, что он не зависит от тока. По массе наплавленного металла рассчитывали коэффициент наплавки при струйном переносе и пропорционально определили токи на других режимах определяя удельную эффективную мощность дУ дуги на 1 А тока (таблица 2.6).

Таблица 2.6 - Результаты измерений и расчета мощностей и САО

Режим Результаты измерений и расчетов

I, А UB Уэ, см/с Пн, г/с САО, % q^ Вт САО, % Пи qy, Вт/А

97 14,1 8,8 0,210 10,1 980 6,7 0,72 10,1

137 17,5 11,3 0,296 2,1 2257 1,4 0,80 16,5

200 23,5 14,0 0,432 1,1 3770 0,57 0,80 18,8

Из таблицы 2.6, с увеличением тока стабильность процесса повышается и отклонения в измерениях производительности наплавки и qy, оценку которых дает САО, снижаются в одинаковой пропорции, примерно в 10 раз. Обращает на себя

внимание интенсивный рост удельной эффективной мощности дУ. При этом эффективный КПД дуги пи изменился незначительно.

Полная эффективная мощность ди дуги при сварке плавящимся электродом представленная в виде суммы мощностей передаваемой каплями электродного металла, плазменным потоком и катодной областью дуги, позволяет оценить роль плазменных потоков по формуле:

Чи = Чк + Чэ + Чп, (2.18)

где дП - мощность, передаваемая изделию плазменным потоком.

Первые два слагаемых можно оценить по формуле:

Чпэ = [(Цк - ив) + КиА + ив)], (2.19)

где р - коэффициент передачи мощности капель электродного металла изделию.

Для оценки тепловой мощности, передаваемой изделию электродным металлом, уточняли теплосодержание капель. В разделе 2.2 энтальпию капель алюминиевой проволоки на токе ОП оценили в 2665 Дж/г, с учетом потерь каплями электродного металла на испарение и излучение, которые составляют примерно 25 %, энтальпию капель алюминия, достигших сварочной ванны, принимали равной Н=2000 Дж/г. Рассчитали составляющие баланса эффективной мощности в изделии (таблица 2.7).

Таблица 2.7 - Суммарные удельные мощности дж+дуп катодной области и плазменных потоков

Ток дуги, А Пн, г/с qу, Вт/А qук+qуп, Вт/А qуп, Вт/А

97,0 0,210 10,1 5,9 -5,8

137,0 0,296 16,5 12,3 -0,6

200 0,432 18,8 14,6 2,9

Удельная мощность на 1 А тока, передаваемая каплями, составляет в среднем 4,2 Вт/А. Если принять полученную по данным работы [81] величину дУК равную 11,7 Вт/А, то получим оценку вклада плазменных потоков в удельную

эффективную мощность нагрева изделия. Отрицательная величина qn указывает, что при малых токах при крупнокапельном переносе электродного металла плазменные потоки направлены от изделия к электроду, а при струйном наоборот, схожий процесс описан в работе [82]. По величине доля мощности от плазменных потоков сопоставима с мощностью, передаваемой каплями электродного металла нагрева изделия.

Полученная удельная мощность, выделяемая катодной областью дуги на алюминии, рекомендована для расчетов теплового баланса неплавящегося электрода и распределения температур в алюминиевой пластине при сварке с применением регулируемых РПИ тока.

2.4. Исследование эффективной мощности свободной дуги с регулируемыми разнополярными прямоугольными импульсами тока при равных величинах

их амплитуд

При сварке алюминиевой электродной проволокой в аргоне определено, что мощность, выделяемая в алюминиевый электрод и изделие катодной областью дуги вдвое больше, чем анодной областью дуги и от тока сварки подчиняется зависимостям, полученным в формулах (2.16, 2.17). Поэтому проверяли справедливость полученных выкладок, при сварке неплавящимся электродом.

Сущность методики заключалась в калориметрировании алюминиевых образцов при различных величинах длительности токов 1111 и ОП.

Калориметрировали пластины из сплава АМц толщиной 4 мм размером 100^50x4,0 мм. Для наплавки неподвижной дугой использовалась сварочная горелка с электродом марки WT-20 диаметром 3 мм. Торец электрода оставался плоским. В качестве защитного газа служил аргон марки А. Источник питания Brima TIG 200P AC/DC.

Вылет вольфрамового электрода из цанги составлял 15 мм, из сопла - 6 мм. Расстояние от торца электрода до пластины устанавливалось 1,9 мм. Расход аргона

во всех опытах был постоянным - 8 л/мин.. Диаметр выходного сечения сопла горелки составлял 12 мм.

Время наплавки и переноса образца и время перемешивания фиксировалось посредством регистратора и видеосъемки со скоростью 120 кадр./с. Токи импульсов обеих полярностей были одинаковыми. Время наплавки около 15 с точно определялось видеофиксацией. При токе дуги 98 А использовали три величины баланса полярностей (таблица 2.8). На каждом балансе повторяли три опыта. Затем рассчитывали удельную эффективную мощность на 1 А тока дУ и среднее алгебраическое отклонение (САО) дУ по данным трех опытов от средней величины.

Сравнивали полученные величины удельной эффективной мощности в эксперименте, с расчетными величинами удельной мощности дуги выделяемыми приэлектродными областями дуги в изделие по формулам (2.16), (2.17). Расчетная удельная мощность, выделяемая катодной и анодной областями дуги, в зависимости от длительности тока ОП будет равна:

Чу расч. = ЧУКФ + ЧУА(1 - Ф), (2.20)

где ф - относительная длительность тока обратной полярности к длительности периода переменного тока.

Для двух серий опытов на разных балансах составлялась система уравнений для полных удельных эффективных мощностей:

ЧУ1 = ЧУПП^1 + ЧУОП(1 — ПО, (2.21)

ЧУ2 = ЧУПП^2 + ЧУОП(1 — П2), (2.22)

где дУПП, дУоп - удельная эффективная мощность дуги в процессе действия импульсов тока прямой и обратной полярностей соответственно, Вт/А;

П1, П2 - относительная длительность в периоде импульсов тока прямой полярности в первой и второй сериях опытов.

Таким образом, для серии из трех балансов полярностей составили три пары уравнений, подобных уравнениям (2.21) и (2.22), получили по ним величины дУПП, дУОП и усреднили их. Разброс полученных величин свидетельствует об адекватности результатов (таблица 2.8).

Таблица 2.8 - Величины удельной эффективности дуги при различной

относительной длительности ПП

Номер серии опыта Q Прямой полярности qy, Вт/А САО, %

1 0,90 6,33 0,9

2 0,75 7,12 4,3

3 0,60 7,96 2,3

Из таблицы 2.8, следует, что средняя величина САО для трех серий опытов составляет 2,5 %, в то время как относительное отклонение величины qy составляет ±11,4 %. Это показывает, что точность калориметрирования достаточна для дифференциации удельной эффективной мощности полярностей. Как видно из таблицы 2.8, удельная эффективность дуги растет с увеличением % длительности тока ОП. Для повышения точности определения зависимостей qynn и qyon от баланса полярностей величину qy из таблицы 2.8 аппроксимировали линейной функцией по методу наименьших квадратов с помощью стандартной компьютерной программы [70]. В результате получили зависимость для qy, Вт/А:

qy = 5,79 + 5,43(1 - П), (2.23)

где Q - относительная длительность тока прямой полярности к длительности периода переменного тока

САО расчетных величин qy по формуле (2.23) по отношению к данным таблицы 2.8 всего 0,23 %. Для расчета величин qynn и qyon с помощью уравнений (2.21) и (2.22) использовали расчетные величины по формуле (2.23). Результаты расчета сведены в таблицу 2.9.

Таблица 2.9 - Расчетные величины удельной эффективной мощности различных полярностей

Система для серии 1,2 2,3 1,3 Средняя величина САО, %

Прямая полярность, Вт/А 5,78 5,9 5,78 5,82 0,91

Обратная полярность, Вт/А 13,61 11,03 11,21 11,95 9,23

Определено, что САО средней удельной эффективности тока ПП почти в 10 раз меньше, чем САО тока ОП. Это позволяет расчетным путем определять вклад тока ПП в опытах по определению влияния баланса полярностей. Средняя величина qy на токе ОП в 2,0 раза выше, чем на токе ПП. Это хорошо согласуется с данными из раздела 2.2 в котором получено, что скорость расплавления алюминиевой электродной проволоки на токе ПП в 2,2 раза больше, чем на токе ОП.

На рисунке 2.11 представлены расчетные зависимости изменения полной удельной эффективной мощности дуги в эксперименте по формуле (2.23) и удельной мощности выделяемой приэлектродными областями дуги по формуле (2.20).

12

11

10

< 9

m

8

Çq

7

6

5

2v

1

0 20 40 60 80 % ОП

Рисунок 2.11 - Изменение расчетной (1) и экспериментальной (2) удельной мощности дУ, при аргонодуговой сварке алюминиевых сплавов, от длительности тока обратной полярности в периоде переменного тока прямоугольной формы:

/св=100А.

Увеличение длительности тока ОП более 50% в эксперименте, производилось с одновременным снижением тока сварки до 74 А, время горения дуги составляло около 10 с. Проведенные расчеты показали хорошую среднюю сходимость величины дУОП = 10,86 Вт/А для величины длительности ОП при 75% и 60% от периода.

При переходе на режим сварки ПП/ОП = 10/90 % вольфрамовый электрод оплавился и его торец принял полусферическую форму. Повторный эксперимент на данном режиме, способствовал большему расплавлению электрода, его длина уменьшилась, а дУ дуги снизилась с 10,5 до 9,25 Вт/А. Подобный процесс описан в работе [59], при применении вольфрамового электрода диаметром 3 мм с остро заточенным торцом. На токе сварки в 180 А оплавление произошло при длительности импульса = 6,25 с. При частоте импульсов 50 Гц это дает величину действующего тока ОП /ОП = 56 А. В нашем эксперименте, получили действующую величину тока еще больше - /ОП = 67 А. При действующем токе /ОП = 44 А электрод в опытах еще сохранял плоскую форму. Полученные величины действующего тока, при которых оплавляется электрод, использованы для проверки математической модели распространения теплоты в неплавящемся электроде.

2.5. Оценка эффективной мощности свободной дуги с регулируемыми разнополярными прямоугольными импульсами тока при различных

величинах их амплитуд

Полученные данные дИ при калориметрирования (см. раздел 2.4) сравнивали с результатами экспериментальных исследования, приведенными в работе [83] при сварке швов из алюминиевого сплава с регулируемыми РПИ тока. Рассчитывали действующую величину напряжения дуг за период ис, удельную эффективную мощность дУ, эффективный КПД для каждого режима. Исходные и расчетные данные по [83] приведены в таблице 2.10.

Таблица 2.10 - Анализ расчетных данных по работе [83]

Параметр режима сварки Номер режима

1 2 3

% ОП 20 25 30

1пп, А 150 175 200

Цпп, В 13 13,5 14

Топ, А 250 155 100

Цоп, В 26,6 22,4 20

дм, Вт 2080 1901 1843

Продолжение таблицы 2.10

Расчетные параметры

ду, Вт/А 12,24 11,18 10,84

ис, В 15,72 15,73 15,8

Пи 0,779 0,711 0,686

Не 0,725

/опс, А 50 38,75 30

/ппс, А 120 131,25 140

/опс//ппс, % 29,4 22,8 17,6

Примечание: /опс, /ппс - действующие за период токи полярностей.

При сохранении эффективного тока дуги 170 А, действующий ток ОП за период снизился с 50 до 30 А, а действующий ток 1111 увеличился с 120 до 140 А. Уменьшение длительности импульса тока ОП привело к снижению эффективной мощности на 11,4%. Отсюда следует, что об эффективной мощности дуги с регулируемыми РПИ тока следует судить не по доле времени тока ОП - ф, а по доле ее действующего тока за период по отношению к эффективному току дуги в целом.

Оценку эффективной мощности дуги при раздельном регулировании амплитуд тока и балансов полярностей производили по формулам (2.16, 2.17, 2.23). Расчет дук и дуА проводился с учетом величины амплитудного тока для режимов сварки по данным таблицы 2.10. Расчетные мощности передаваемой приэлектродными областями дуги дпп, доп определяли как произведение дук и дуА на /опс, /ппс (таблица 2.11), полученные величины использовали для определения мощности передаваемой плазменным потоком, которую рассчитывали, как разность между полной эффективной мощностью полученной в работе [83] и расчетной мощностью выделяемой приэлектродными областями дуги дПП+дОП.

Таблица 2.11 - Расчет мощности от приэлектродных областей дуг с различной величиной амплитуд и длительности полярностей тока

Параметр Номер режима

1 2 3

% ОП 20 25 30

дуА, Вт/А (2.16) 6,59 6,87 7,16

дук, Вт/А (2.17) 13,89 11,63 10,32

Продолжение таблицы 2.11

#пп, Вт 791 902 1002

qoп, Вт 695 451 310

qпп + qoп, Вт 1486 1353 1312

qп, Вт 594 548 529

qyп, Вт/А 3,49 3,22 3,11

qпc 557

А, % +6,6 -1,6 -5,0

САО 4,4

Поп 0,534 0,519 0,516

П 0,523 (САО = 5,2 %)

Ппп 0,507 0,509 0,511

П 0,509 (САО = 1 %)

Примечание: ^пп, qoп - расчетные приэлектродные мощности за период от действующих токов.

Из таблицы 2.11, получены зависимости изменения удельной приэлектродной мощности импульсов тока 1111 и ОП, представленные на рисунке 2.12.

Рисунок 2.12 - Изменения удельной мощности выделяемой приэлектродными областями дуги от длительности тока ОП и амплитуд импульсов тока: 1 - 1111 от

150 - 200 А; 2 - ОП от 250 до 100 А

Зависимости на рисунке 2.12 фактически представляют зависимости дУ полярностей от тока дуги. Согласно результатам работы [83], разность полных эффективных мощностей составляет 237 Вт (таблица 2.10), а по формулам (2.16,

2.17) и (2.23) разность 174 Вт (таблица 2.11). При этом необходимо учитывать, что это не абсолютные величины, а разности. Некоторое влияние на разность мощностей можно объяснить различием в мощности плазменных потоков с активных пятен при столь различных токах дуг.

На рисунке 2.13, представлены доли мощности выделяемой приэлектродными областями дуги токами 1111 и ОП в изделие, при раздельном регулирование амплитуд и длительности прямоугольных импульсов.

д, Вт

1400 1200 1000 800 600 400 200 0

20% 25% 30% ОП

■ 1111 - прямая полярность □ ОП - обратная полярность

Рисунок 2.13 - Общий вклад приэлектродных мощностей токами 1111 и ОП при различной длительности тока обратной полярности и амплитуд: 1111 - 80-70%, I -

150-200 А; ОП - 20-30%, I -250-100 А

Из рисунка 2.13, следует что, при 20 % длительности тока ОП вклад приэлектродными областями дуги на токах 1111 и ОП сопоставим, при этом величина тока 1111 составила 150 А, а величина тока ОП - 250 А. Снижение величины импульсов тока ОП с 250 А, до 100 А и увеличение % длительности тока ОП на 10% дает только 30 % выделяемой приэлектродными областями мощности при общем ее снижении.

Сумма расчетных мощностей выделенных приэлектродными областями дуги примерно на 1/3 меньше полных эффективных мощностей, полученных в работе [84]. Разница объясняется ролью мощности, передаваемой изделию плазменными потоками с активных пятен, поскольку формулы (2.16, 2.17) и (2.23) не учитывают

■ 1 У///А

Щ

такие мощности. Ввиду этого КПД приэлектродных мощностей по отношению к полной мощности близок для обеих дуг к величине 0.5, для обоих импульсов, несмотря на значительную разницу их напряжений. Эта разница на первом режиме составляет 13,6 В, а на третьем 6 В (таблица 2.10). Коэффициент пропорциональности для напряжения дуги для импульсов тока ПП по трем величинам в таблице 2.10 (dU/dI) = +0,02 В/А, для импульсов тока ОП - (dU/dI) = +0,04 В/А. По этой причине в однофазной дуге переменного тока постоянная составляющая тока должна снижаться с его увеличением, что и имеет место по данным работы [85]. Данные по qyon = 13,89 Вт/А на первом режиме хорошо согласуются с данными работы см. раздел 2.3 по эффективной мощности при наплавке алюминиевого сплава дугой на токе ОП, которая составила 13,5 Вт/А [86]. Удельная приэлектродная мощность для тока ОП уменьшается с большей интенсивностью, чем растет для тока 1111 (рисунок 2.12).