Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Применение магнитных полей при дуговой сварке 10
1.1. Воздействие продольным магнитным полем на сварочную дугу 10
1.2. Воздействие продольным магнитным полем на сварочную ванну 13
1.3. Воздействие поперечным магнитным полем на сварочную дугу 15
1.4. Воздействие поперечным магнитным полем на сварочную ванну
1.4.1 Формирование сварного шва в переменном магнитном поле 19
1.4.2 Формирование сварного шва в постоянном магнитном поле 24
1.5. Воздействие квадрупольным магнитным полем на сварочную ванну и дугу 27
Глава 2. Исследование области, чувствительной к внешним магнитным полям при дуговой сварке плавящимся электродом 45
2.1. Область, чувствительная к магнитным полям, при сварке в С02 46
2.2. Область, чувствительная к магнитным полям, при сварке в аргоне и смесях 56
Выводы по главе 2 62
Глава 3. Исследование конфигурации магнитных полей комбинированной магнитной системы в трехмерном пространстве 63
3.1. Обоснование выбора конструктивных особенностей комбинированной магнитной системы
3.2. Экспериментальное исследование конфигурации магнитных полей комбинированной магнитной системы 69
3.3. Расчет индукции магнитного поля комбинированной магнитной системы численным методом 82
Выводы по главе 3 95
Глава 4. Дуговая сварка с применением комбинированной магнитной системы 97
4.1. Деформация дуги в магнитном поле комбинированной магнитной системы 97
4.2. Технологические особенности сварки с комбинированной магнитной системой 101
4.3. Формирование шва при сварке плавящимся электродом 103
Выводы по главе 4 106
Общие выводы 107
Список литературы 1
- Воздействие продольным магнитным полем на сварочную ванну
- Область, чувствительная к магнитным полям, при сварке в аргоне и смесях
- Экспериментальное исследование конфигурации магнитных полей комбинированной магнитной системы
- Технологические особенности сварки с комбинированной магнитной системой
Воздействие продольным магнитным полем на сварочную ванну
При создании в зоне сварки низкочастотных (10...30 Гц) продольных магнитных полей в передовой части ванны формируются потоки расплава, которые перемещаются в направлении ее хвостовой части поочередно вдоль каждого из боковых фронтов кристаллизации с частотой изменения полярности магнитного поля. Происходящие при этом периодические изменения градиента температур вблизи межфазной поверхности фронта кристаллизации приводит к соответствующим изменениям ширины зоны концентрационного переохлаждения, чем авторы работ [13-15] объясняют достигаемый эффект измельчения первичной структуры швов.
Существуют иные точки зрения касательно принципа влияния данных магнитных полей на процессы кристаллизации. В работах [16, 17] говорится о существовании эффекта механического отделения фрагментов сформированных кристаллов с образованием дополнительных центров кристаллизации. Авторы работы [18] объясняют измельчение структуры швов разветвлением выступающих частей твердой фазы в период импульсного роста. При сварке технически чистых металлов с малой шириной двухфазной зоны измельчение структуры связывают с изменениями условий образования вторичных границ [16]. Однако опубликованных данных, достаточных для подтверждения существования указанных эффектов, не обнаружено.
Эффективность влияния продольных магнитных полей на процессы кристаллизации зависит от физико-химических свойств свариваемых материалов. При сварке сплавов с широким температурным интервалом кристаллизации в случае оптимальных параметров продольного магнитного поля эффект измельчения структуры наблюдали во всем сечении шва [15,19], а с узким - только вблизи его продольной оси. Это объясняется малой шириной двухфазной зоны и неразвитостью осей дендритов второго порядка [17]. Эффект измельчения структуры фиксировали и в околошовной зоне, что связано с повышением скорости охлаждения металла зоны термического влияния [19]. Схемы кристаллизации характеризуются большим изгибом кристаллов по мере их роста к центру швов. Это обеспечивает наиболее благоприятную ориентацию стыка фронтов кристаллизации по отношению к растягивающим нагрузкам [12].
Измельчение структуры швов сопровождается увеличением суммарной протяженности и снижением степени ориентированности границ зерен и незначительным количеством межкристаллитных выделений [20, 21]. При этом отсутствие блочности и сглаженность рельефа элементов микроструктуры швов свидетельствует о незначительном уровне внутризернистой неоднородности. Этот эффект объясняется повышением и выравниванием мгновенных скоростей кристаллизации возле линии сплавления и оси швов [22]. Снижение химической микронеоднородности и равномерное распределение легирующих элементов во всем сечении швов характерно для сварки легированных сталей и сплавов.
Положительными изменениями в процессах кристаллизации так же объясняется замедление скорости общей коррозии швов, повышение их стойкости против межкристаллитной коррозии [23], улучшение механических свойств [24, 25]. Повышение пластических свойств сварных швов и сокращение температурного интервала хрупкости, происходящее в результате повышения температуры его нижней границы [26,27], служит причиной улучшения сопротивляемости швов образованию горячих трещин при сварке изделий из алюминиевых [15, 20], магниевых [19], средне- и высоколегированных сталей и сплавов.
Периодические перемещения расплава из головной в хвостовую часть ванны способствуют увеличению площади ее поверхности, выравниванию температуры в ее периферийных и центральных областях, снижению перепада концентрации примесей и газов в расплаве, а так же стабилизации плоского фронта кристаллизации [15]. Понижение перегрева жидкой фазы перед фронтом кристаллизации содействует уменьшению термодиффузионного потока водорода в направлении линии сплавления. Данные факторы способствуют уменьшению растворимости газов в расплаве и создают благоприятные условия для отрыва и легкого всплытия на поверхность ванны пор. Благодаря применению продольных магнитных полей зафиксировано снижение почти в 5 раз пористости швов при сварке не плавящимся электродов титановых и алюминиевых сплавов [24, 28] и в 2,5 раза при мокрой подводной сварке конструкционных сталей [29].
В работах [30, 31] исследуется влияние комбинированных магнитных полей (продольного и поперечного) на сварочную ванну. Использование шести полюсной магнитной системы [32] воздействующей на сварочную ванну как продольным, так и поперечным магнитным полем позволяет измельчать структуру шва и увеличить глубину проплавлення.
Введение внешнего продольного магнитного поля позволяет компенсировать гравитационное влияние на сварочную ванну при сварке швов горизонтальном положении. В [33] для увеличения плотности тока в сварочной ванне используются две присадочные проволоки, подводящие постоянный ток разной полярности. В результате появления сил Лоренца, направленных противоположно гравитационным силам, появляется возможность уменьшения вероятности образования подрезов и несплавлений с кромкой при автоматической сварке швов в горизонтальном положении.
Область, чувствительная к магнитным полям, при сварке в аргоне и смесях
При дуговой сварке плавящимся электродом перенос капель электродного металла к изделию происходит в объёме пространства, занимаемом дугой. При использовании внешних магнитных полей для измельчения структуры металла шва или с целью получения требуемой формы шва необходимо вводить магнитное поле в область хвостовой части сварочной ванны. При этом магнитное поле неизбежно взаимодействует со сварочной дугой и каплями электродного металла, которые пролетают в дуге, и сквозь которых протекает сварочный ток. Воздействие магнитного поля на дугу и капли приводит при величине индукции магнитного поля, недостаточной для получения нужного эффекта, к увеличенному разбрызгиванию.
Например, при использовании симметричного относительно оси электрода магнитного поля, созданного четырёх полюсной магнитной системой, для удержания сварочной ванны (Рис. 1.11), можно применять значительные по величине магнитные поля, достаточные для получения плоского или вогнутого обратного валика при сварке неплавящимся вольфрамовым электродом [68]. В этом случае, катод на вольфрамовом электроде точно зафиксирован на конце заточенного вольфрама и остается практически неподвижным в процессе сварки. Дуга горит стабильно, деформируясь симметрично.
При сварке плавящимся электродом активное пятно может перемещаться как по поверхности капли, так и вместе с перемещениями капли. В результате, на дугу и капли будут действовать окружающие их магнитные поля (Рис. 1.11). Электромагнитная сила, воздействующая на каплю, будет зависеть от поперечного смещения капли и градиента магнитного поля в направлении смещения. Поэтому при сварке плавящимся электродом может иметь место усиленное разбрызгивание или обрыв дуги, когда индукция магнитного поля в области сварочной ванны ещё недостаточна для её удержания.
В работе [78] исследована возможность удержания сварочной ванны поперечным магнитным полем, при сварке плавящимся электродом в среде углекислого газа. Было установлено, что при использовании четырёх полюсного магнитного поля можно предотвратить прожоги, но получить плоский обратный валик не удалось из-за усиленного разбрызгивания при увеличении магнитного поля. Для исследованного диапазона режимов сварки существует предельный градиент индукции магнитного поля вдоль оси сварочной ванны, равный 0,01-0,012 Т/мм, при котором нарушается стабильность горения дуги.
Для более полного использования магнитных полей с целью управления качеством шва необходимо при применении магнитных полей обеспечить отсутствие магнитного поля в области горения дуги и переноса капель электродного металла. Размеры этой области разные по величине при различных способах дуговой сварки. Кроме этого они зависят от параметров режима сварки (диаметра электродной проволоки, сварочного тока, напряжения дуги, состава защитного газа и др.) и способа управления переносом электродного металла.
Для создания оптимальной конструкции магнитной системы необходимо изучение размеров этой области при изменении параметров режима сварки при использовании конкретного способа сварки.
Размер области, в которой магнитное поле оказывает влияние на дугу и каплю, ограничен по высоте сверху - фронтом плавления электродной проволоки, а снизу - изотермой плавления сварочной ванны (Рис. 2.1). Для определения верхней границы области использовали данные киносъёмки процесса сварки. Нижнюю границу определяли по данным глубины проплавлення. Во время переноса капля электродного металла колеблется относительно оси электрода в объёме цилиндра с радиусом, равным наружной поверхности отклонённой капли. В результате за область переноса принят цилиндр с размерами, показанными на Рис. 2.1 [81].
Экспериментальное исследование конфигурации магнитных полей комбинированной магнитной системы
Экспериментальные зависимости By=f(x) и Bx=f(y) (рис.3.5) подтверждают, что в области «А» Ву и Вх являются линейными функциями координат [67, С 101].
По определению «магнитная яма» существует при равенстве градиентов индукции магнитного поля РМС и ФМС. Вблизи полюсов, т.е. во «Б» - «Г» областях распределение магнитного поля сильно зависит от геометрических особенностей полюсов магнитных систем, поэтому добиться равенства градиентов индукции магнитного поля РМС и ФМС в этих областях практически невозможно. Следовательно «магнитная яма» может существовать только в области «А», т.е. в центральной части магнитных систем. Т.к. в области «А» индукция магнитного поля изменяется по линейному закону, то ее градиент имеет постоянное значение. В случае равенства градиентов индукции магнитного поля РМС и ФМС «магнитная яма» будет существовать во всей области «А». С целью исследования конфигурации магнитных полей, создаваемых КМС, проводились измерения составляющих Ву и Вх индукции магнитного поля вдоль осей ОХ и OF соответственно на разных координатах Z. Измерения проводились цифровым Гауссметром GM2, оснащенным поперечным ST щупом размерами 66x3,6x0,8 мм с установленным на конце датчиком Холла размерами 0,2x0,2 мм. Схема измерений представлена на Рис. 3.6. Датчик Холла перемещался вдоль осей OX, OY, OZ по средствам перемещения КМС с помощью суппортов с погрешностью ±0,05мм. Погрешность измерения индукции магнитного поля Гауссметром GM2 составляла не более 1%.
Т.к. размеры «магнитной ямы» совпадают с размерами области «А», а размеры области «А» зависят от геометрических параметров четырехполюсной магнитной системы (зазоры 2Ь и 2b ), размеры «магнитной ямы» в КМС совпадают с размерами области «А» РМС, т.к. она меньше ФМС и находится внутри нее. На Рис. 3.7. представлено распределение составляющих Ву и Вх индукции магнитного поля вдоль осей ОХ и OY соответственно на разных координатах Z РМС, работающей отдельно от ФМС при значении 1000 ампер витков в катушках электромагнитов РМС. На рис. 3.7 видно, что значения Lx и L - протяженности I области по осям ОХ и OY соответственно равны 4,5 и 2,5 мм соответственно в независимости от координаты Z. От сюда можно сделать вывод, что в плоскости «магнитная яма» имеет форму эллипса размерами, равными приблизительно «рабочему» и «боковому» зазорам РМС по соответствующим осям. Форма «магнитной ямы» в плоскости представлена на Рис. 3.8.
С целью определения положения и формы «магнитной ямы» в пространстве проводились измерения составляющих Ву и Вх индукции магнитного поля вдоль осей ОХ и OY на различных координатах Z РМС и ФМС работающих вместе при значении ампер-витков 2500 и 1800 соответственно. При значении ампер-витков в РМС равном 2500 происходит ее насыщение, а при значении 1800 ампер-витков в ФМС Ву составляющая индукции магнитного поля на расстоянии 4 мм от поверхности полюсов равнялась 0,1 Т, что необходимо для формирования нулевого обратного валика при сварке пластин толщиной 3 мм [68]. Результаты измерений представлены на Рис. 3.9. By, T
Из Рис. 3.9. видно, что распределение составляющих индукции магнитного поля, подобное Рис. 3.4, при котором существует «магнитная яма», присутствует только при координате Z равной 0 (кривая 3). Ниже плоскости свариваемых изделий (кривые 1 и 2 при Z равном -4 и -2 мм соответственно) индукция магнитного поля положительная, что говорит о преобладании градиента индукции магнитного поля ФМС. Выше плоскости свариваемых изделий (кривые 4 и 5 при Z равном 2 и 4 мм соответственно) индукция магнитного поля отрицательная, что говорит о преобладании градиента индукции магнитного поля РМС. Т.е. можно сделать вывод, что при одних определенных значениях ампер-витков в катушках магнитных систем «магнитная яма» может находиться только в одной плоскости, ниже этой плоскости преобладает поле ФМС, выше - поле РМС. При удержании расплавленного металла сварочной ванны поперечным магнитным полем взаимодействие поля ФМС с плотностью тока в сварочной дуге и каплях электродного металла будет создавать электромагнитные силы, способствующие вылету капель вдоль направления сварки (Рис. 3.10 а), а взаимодействие поля РМС - поперек направлению сварки (Рис. 3.10 б).
Схема силового воздействия при преобладании градиента индукции магнитного поля ФМС (а) и РМС (б) Для определения влияния электрических параметров на размеры и положение «магнитной ямы» необходимо проанализировать распределение градиентов индукции магнитного поля КМС вдоль оси OZ. Значение градиента индукции магнитного поля четырехполюсной магнитной системы в I области, согласно уравнению 3.3, зависит от значения ампер-витков и от расстояния от центра системы до поверхности полюса («рабочего» и «бокового» зазоров). На Рис. 3.11 представлена схема КМС со стороны «рабочего» зазора 2Ъ (Рис. 3.11 а) и со стороны «бокового» зазора 2Ъ (Рис. 3.11 б).
Максимальное значение градиентов составляющих Ву и Вх индукции магнитного поля по соответствующим осям РМС находится на координате Z, равной 4 мм, то есть на уровне плоскости полюсов РМС. При удалении от плоскости полюсов градиент будет уменьшаться (Рис. 3.14. кривые 1 и 2). Градиенты Ву и Вх составляющих индукции магнитного поля по соответствующим осям ФМС изменяются по аналогичному принципу, только плоскость полюсов ФМС находится на координате Z равной 0 мм и минимальное значение «рабочего» зазора находится там же. Минимальное значение «рабочего» зазора соответствует наибольшему значению градиента индукции магнитного поля, поэтому значение градиента максимально на координате Z равной 0 мм и убывает при изменении координаты в положительном и отрицательном направлениях (Рис. 3.12, кривые 3 и 4).
Технологические особенности сварки с комбинированной магнитной системой
При сварке плавящимся электродом в среде защитных газов формирование нулевой выпуклости с обратной стороны шва затруднено из-за возможного вылета капель за пределы зоны сварки при наличии в зоне переноса градиента внешнего магнитного поля выше предельного и увеличенного веса жидкой сварочной ванны за счет дополнительного присадочного металла по сравнению со сваркой неплавящимся электродом [78]. Для преодоления данной сложности исследовались конфигурации магнитных полей в КМС при различных электрических параметрах, а также определялись размеры области, чувствительной к внешним магнитным полям при различных типах переноса электродного металла. Т.к. «магнитная яма» имеет плоскою форму, то полностью убрать магнитные поля из всей области, чувствительной к магнитным полям, с применением КМС не удастся. В работе [102] показано, что плотность тока в капле - максимальна во время ее отрыва и уменьшается при полете через сварочную дугу. Следовательно, для уменьшения вероятности вылета капель под действием электромагнитных сил, вызванных взаимодействием внешнего поперечного магнитного поля и плотности тока в капле, необходимо выбрать такие электрические параметры РМС и ФМС, при которых «магнитная яма» находится на уровне формирования капли, т.е. около верхней границы области, чувствительной к магнитным полям, определенной во 2й главе.
С целью определения возможности получения швов с нулевой выпуклостью с обратной стороны при сварке плавящимся электродом при формировании шва поперечным магнитным полем проводились эксперименты по сварки пластин толщиной Змм из аустенитной стали 08X18Н10. Сварка проводилась проволокой, диаметром 1 мм при сварочном токе 180 А, напряжении 21В, скорости сварки 21 м/ч в смеси защитных газов АГ + 25%С02.
Из Рис. 4.7, б видно, что даже при 6120 А в в ФМС, при которых составляющая Ву индукции магнитного поля в «рабочем зазоре» на расстоянии 4 мм от поверхности полюсов ФМС равна 1,9 Т высоту выпуклости с обратной стороны удалось уменьшить, но не удалось получить нулевой валик. Далее скорость сварки были снижена до 15 м/ч с целью изменения распределения плотности тока в сварочной ванне, но нулевой валик с обратной стороны так и не удалось получить (Рис. 4.7, в). Интересен тот факт, что даже при таких больших значениях индукции магнитного поля не наблюдалось вылета капель за пределы зоны сварки в направлении растяжки дуги. Прежде всего, это связанно с недостаточной величиной плотности тока в сварочной ванне, чтобы создать массовые электромагнитные силы под действием внешнего поперечного магнитного поля, которые компенсируют гравитационные силы в сварочной ванне. Следовательно, можно сделать вывод, что для получения нулевой выпуклости корня при сварке плавящимся электродом необходимо выбирать режимы с большими значениями сварочного тока и скорости сварки.
Далее проводились эксперименты по сварке проволокой диаметром 1,2 мм при сварочном токе 235 А, напряжении 22 В, скорости сварки 37 м/ч. Сварка также проводилась в смеси газов Аг+25%СОг пластин толщиной 3 мм, выполненных из аустенитной стали 08X18Н10.
При увеличении тока, питающего ФМС, до значения при котором составляющая Ву индукции магнитного поля в «рабочем» зазоре на расстоянии 4 мм от поверхности полюсов ФМС равна 1,2 Т, наблюдался интенсивный вылет капель в направлении сварки, после чего происходило погасание дуги из-за приварки проволоки к сварочному мундштуку. Это явление сигнализирует о значении градиента индукции магнитного поля в области переноса капель электродного металла выше предельного. Согласно Рис. 2.3, в высота области, чувствительной к магнитным полям, выше плоскости свариваемых изделий при данных режимах приблизительно равна 3 мм. Используя номограмму (Рис. 3.20) подбирали такие значения токов РМС и ФМС, при которых «магнитная яма» находилась на уровне 3 мм. В итоге, при уменьшении магнитного поля в области переноса капель электродного металла за счет поля РМС удалось получить нулевой обратный валик при сохранении стабильного переноса электродного металла (Рис. 4.8, в). Результаты проведенных экспериментов подтверждают возможность получения швов без нулевого обратного валика.