Анализ дуговых процессов при контактной стыковой сварке оплавлением

Размещено на http://www.allbest.ru/

Анализ дуговых процессов при контактной стыковой сварке оплавлением

Ерофеев Владимир Александрович, канд. техн. наук, доц., проф. каф., Россия, Тула, Тульский государственный университет,

Страхова Елена Александровна, канд. техн. наук, ассист. каф., Россия, Тула, Тульский государственный университет,

Пьянков Игорь Борисович, заведующий лабораторией, Россия, Москва, ООО «Силкон МАТИ».

В процессе контактной стыковой сварки оплавлением при большой плотности тока в стыке одновременно имеется несколько перемычек жидкого металла, замыкающих стык. Но возможны режимы, когда стык замыкается единичными перемычками. В моменты разрушения единичных перемычек в стыке вследствие самоиндукции возникает электрическая дуга. Выполнен теоретический анализ энергетических процессов на основе численного решения уравнений, определяющих мгновенные значения тока, напряжения самоиндукции и температуры жидкой перемычки. Установлено, что при малых скоростях оплавления сплавов с высокой электропроводностью, теплота, выделяемая дугами, может составлять до 90% от всей мощности процесса.

Ключевые слова: стыковая сварка оплавлением, перемычки жидкого металла, численное решение.

In the contact flash butt welding process with a large current density in the joint there are several jumpers of the liquid metal that closing the joint at the same time. But there are possible modes when the joint is closed with single jumpers. At the moments of destruction of the single jumpers in the joint due to the self-induction electrical arc occurs. The theoretical analysis of energy processes is performed on the basis of numerical solution of equations determining the instant values of current, voltage of self-induction and temperature of the liquid jumper. It has been established that at low speeds of melting of the alloys with a high conductivity the heat emitted by arcs can be up to 90% of all power of the process.

Keywords: flash butt welding, jumpers of the liquid metal, numerical solution.

Контактная стыковая сварка оплавлением (КССО) широко используется при изготовлении конструкций из различных сплавов [1…7]. При сварке сплавов с высокими значениями электропроводности и теплопроводности в стыке возникают электродуговые разряды, существенно изменяющие энергетический баланс процесса. Эти дуговые разряды возникают при параметрах сварки, при которых стык замыкается единичными перемычками жидкого металла, существующими в течение небольшого времени, так как при одновременном существовании нескольких перемычек возникновение дуги невозможно из-за взаимного шунтирования перемычек и низкого напряжения на стыке.

Это явление не учитывается в известные методики расчёта режима КССО [1…4], а теоретические расчёты энергетических процессов [6…11] базируются на классических понятиях активного и индуктивного сопротивления сварочной цепи, которые в данном случае нельзя использовать для определения характеристик импульсного дугового процесса в стыке, являющегося источником теплоты при этом способе сварки.

Задачей данной работы является оценка вклада дуговых разрядов в мощность тепловыделения в стыке при контактной сварке оплавлением.

Для решения этой задачи выполнили теоретический анализ энергетических явлений в стыке при оплавлении.

Жидкая перемычка в стыке возникает при соприкосновении оплавленных поверхностей стыка под влиянием сил поверхностного натяжения, которые втягивают часть расплава с поверхности стыка в перемычку. Температура металла в момент формирования перемычки немного выше температуры плавления металла. Ток, протекая по перемычке, её быстро нагревает до температуры в центре перемычки до температуры кипения. Давление пара металла разрушает перемычку, разрывая электрическую цепь. Разрыв цепи приводит к возникновению электродвижущей силы самоиндукции, препятствующей изменению тока и имеющей значительную величину. Это возбуждает электрическую дугу в месте разрушения перемычки, которая существует до тех пор, пока существует ток в сварочной цепи или не возникнет следующая перемычка.

Электрические явления, протекающие в сварочной цепи при стыковой контактной сварке оплавлением, анализировали на основе эквивалентной схемы, рис. 1.

Рис. 1. Эквивалентная схема для оценки энергетических процессов при контактной стыковой сварке оплавлением

Сварочная машина представлена как источник переменного напряжения c амплитудным значением U_m=1,41U_xx, изменяющегося по синусоидальному закону с частотой щ=314 1/с, активным электрическим сопротивлением R и индуктивностью L. Жидкая перемычка в стыке характеризуется размером d и электрическим сопротивлением R_w. Взрыв перемычки и возникновение электрической дуги представлено ключом K и напряжением U_arc. Параметрами этой цепи являются ток I, напряжение на стыке U_w и мощность P тепловыделения в стыке.

Нагревание металла в перемычке описано уравнением:

, (1)

где t - время, мс; T - температура, єC; с_e -удельное электрическое сопротивление жидкого металла, мкОм·см; j - плотность тока в перемычке, А/см²; с - теплоёмкость металла, Дж/(г·^оС); с - плотность металла, г/см³; л - теплопроводность металла, Вт/(см·^оС); t_k - момент короткого замыкания, мс; T_L - температура плавления металла, єC.

Принято, что в моменты коротких замыканий в стыке и возникновения перемычки её температура близка к температуре плавления и затем быстро нарастает. Так как температура основания перемычки охлаждается тепловым потоком и близка к температуре плавления, а в её середине, где плотность тока наиболее велика, возрастает до температуры кипения металла T_v, то среднее значение температуры металла, выбрасываемого из стыка, составляет:

. (2)

В момент, когда средняя температура перемычки достигает этого значения T_k, перемычка разрушается, что в эквивалентной схеме представлено как переключение ключа K, при котором напряжение на стыке U_s скачкообразно изменяется, что описано соотношением:

, (3)

где - электрическое сопротивление перемычки, мкОм.

При разрыве перемычки загорается дуга, напряжение U_arc которой немного превышает сумму напряжений анодной и катодной областей, т.е. практически не зависит от тока. Дуга гаснет при сильном уменьшении тока, после чего ток в цепи отсутствует до следующего короткого замыкания.

Изменение тока описано уравнением:

. (4)

Наиболее важным параметром режима КССО является скорость оплавления v_w, которая определяет количество металла, выбрасываемого из стыка при разрушении перемычек. Период возникновения одиночных перемычек связан со скоростью оплавления соотношением:

, (5)

где S - площадь поверхности стыка, см².

Систему уравнений (1…5) решали численно для случая сварки алюминиевого сплава АМг6, имеющего следующие теплофизические свойства: T_L=500 ^oC, Т_v=1500 ^oC, сс= 2,7 Дж/(см³·^оС), л = 1,5 Вт/(см·^оС), с_e = 24 мкОм·см. При решении (1…5) для случая сварки для стали 09ГС приняли: T_L=1500 ^oC, Т_v=2860 ^oC, сс = 5 Дж/(см³·^оС), л = 0,35 Вт/(см·^оС), с_e = 140 мкОм·см.

Базовый вариант просчитывался для машины с активным сопротивлением R=50 мкОм, индуктивностью L=0,5 мкГн и напряжением холостого хода сварочного трансформатора U_xx=4 В.

Напряжение, необходимое для поддержания дуги в стыке, принято равным U_arc=12 В. Размер перемычек был принят d=1 мм, период коротких замыканий t_k=1,25 мс при площади стыка 20 мм² и скорости оплавления 0,4 мм/с.

Решение данной системы уравнений представлено на рис. 2 и рис. 3.

Рис. 2. Изменение напряжения холостого хода U_xx, напряжения на стыке U_w, тока оплавления I и температуры T жидкой перемычки в течение полупериода питающей электросети при сварке сплава алюминия и стали

Результат решения показывает, что температура T перемычек жидкого металла быстро увеличивается как при сварке алюминиевого сплава, так и стали, и длительность нагревания до критической температуры T_k, при которой она выбрасывается из стыка, невелика (менее 1 миллисекунды) по сравнению с периодом питающего напряжения. Ток I оплавления при наличии периодических коротких замыканий стыка представляет собой импульсы, фронт нарастания которых соответствует времени существования перемычки, а спадания - электрической дуге, возбуждаемой ЭДС самоиндукции. Амплитуда импульсов тока больше при сварке сплава алюминия, чем у стали, что обусловлено большим электрическим сопротивлением стали. Изменение напряжения U_w на стыке сильно отличается от напряжения питания U_xx и имеет вид сложных импульсов. В паузах между импульсами тока напряжение U_w на стыке совпадает с напряжением питания U_xx. При замыкании перемычкой напряжение на стыке сильно снижается (до значения падения напряжения на перемычке), а при возбуждении дуги - скачкообразно возрастает на значение U_arc, необходимое для поддержания дуги. Амплитуда импульсов напряжения достигает значений 14…15 В, что намного превышает максимальное значение напряжения питания (5,64 В).

На рис. 3 показаны результаты расчёта при разных значениях скорости v_w оплавления стыка площадью S=25 мм² сплава АМг6 при напряжении холостого хода сварочного трансформатора U_xx=4 В и индуктивности L=0,16 мкГн.

Рис. 3. Изменение напряжения холостого хода U_xx, напряжения на стыке U_w, тока оплавления I и температуры T жидкой перемычки в течение полупериода питающей электросети при различных значениях скорости оплавления v_w

Увеличение скорости оплавления увеличивает количество коротких замыканий, возникающих в стыке. Пока период возникновения коротких замыканий больше длительности существования перемычек и электрических дуг в стыке, ток оплавления представляет собой отдельные импульсы. С увеличением скорости период коротких замыканий уменьшается, что приводит к гашению дуги шунтированием возникшей перемычкой до момента исчезновения тока.

Повышение напряжения холостого хода с 4 до 6 В привело к увеличению амплитуды импульсов тока, к уменьшению длительности нагревания перемычек в стыке и увеличению длительности горения дуг после взрыва перемычек, но не влияет на амплитуду импульсов напряжения, которая определяется напряжением горения дуги.

При увеличении индуктивности с 0,16 до 0,5 мкГн заметно уменьшается скорость роста тока I и температуры T перемычки, что увеличивает длительность её существования. Амплитуда импульсов тока при этом существенно снижается. Изменение индуктивности не оказывает влияния на амплитуду импульсов напряжения U_w на стыке, но её увеличение вызывает возрастание длительности импульсов, соответствующих горению дуг.

Для оценки вклада дуговых разрядов в мощность тепловыделения в стыке определили изменение мгновенных значений мощности тепловыделения в перемычках жидкого металла P_R и в дуговом разряде P_L:

, . (6)

Результат расчёта для случаев сварки алюминиевого сплава и стали представлен на рис. 4.

Рис. 4. Изменение мощности, выделяемой в стыке в жидкой перемычке P_R и электрической дугой P_L, в течение полупериода питающей электросети при сварке алюминиевого сплава и стали

При сварке сплава алюминия мощность дуговых разрядов много больше мощности, выделяемой в перемычке жидкого металла, а при сварке стали преобладает мощность, выделяемая в перемычках в стыке. Это объясняется малым удельным электрическим сопротивлением алюминиевого сплава (с_e=24 мкОм·см) по сравнению со сталью (с_e=140 мкОм·см). Это различие приводит к тому, что к моменту разрушения перемычек ток при сварке алюминиевого сплава вдвое больше, чем при сварке стали, рис. 4. Соответственно энергия, запасённая в магнитном поле сварочной машины, при сварке алюминиевого сплава почти в 4 раза больше, а максимальное мгновенное значение мощности электрической дуги и длительность её существования больше в 2 раза, чем при сварке стали.

На рис. 5 показаны зависимости мощности P_L, выделяемый электрической дугой, и мощности P_R, выделяемой в перемычках жидкого металла в стыке, от напряжения U_xx холостого хода сварочного трансформатора при разных значениях индуктивности L сварочной цепи при сварке сплава алюминия и стали при скорости оплавления 0,4 мм/с стыка площадью 20 мм².

электрический дуга сплав сварочный

Рис. 5. Влияние напряжения U_xx холостого хода сварочного трансформатора на мощность электрической дуги P_L и мощность P_R, выделяемую в перемычках жидкого металла в стыке, при разных значениях индуктивности L сварочной цепи при сварке сплава алюминия и стали

Полученные зависимости показывают, что мощность тепловыделения в перемычках практически не зависит от напряжения сварочного трансформатора, но увеличение этого напряжения вызывает очень сильное увеличение мощности, выделяемой электрической дугой. Влияние индуктивности сварочной машины менее значительно. Можно считать, что мощность дуги пропорциональна квадрату напряжения питания и пропорциональна индуктивности контура сварочной машины.

Полученные результаты показывают большую роль явления дугообразования при контактной сварке оплавлением при малых скоростях оплавления, при которых стык замыкается единичными перемычками, а теплота, выделяемой дугами, многократно превосходит теплоту, выделяемую в перемычках. Это особенно заметно при сварке сплавов с малой электропроводностью при высоком напряжении и значительной индуктивности сварочного трансформатора, когда мощность дуг может составлять до 90% от всей мощности процесса. Это очень существенно улучшает энергетические показатели сварочного процесса при сварке сплавов с высокой электропроводностью.

Выводы

1. При контактной стыковой сварке оплавлением тепловыделение в стыке осуществляется как в перемычках жидкого металла в стыке, так и в электрической дуге, кратковременно возникающей на месте взорвавшейся перемычки.

2. Выполнен теоретический анализ энергетических параметров в стыке путём решения нелинейных уравнений, связывающих ток оплавления с характеристиками коротких замыканий, электрической дуги, сварочной машины и свойствами сплава.

3. Установлено, что при малых скоростях оплавления, при которых стык замыкается единичными перемычками, теплота, выделяемой дугами, в многократно превосходит теплоту, выделяемую в перемычках, и может составлять до 90% от всей мощности процесса. Мощность электрических дуг возрастает при увеличении напряжения и индуктивности сварочного трансформатора.

Список литературы

1. Теория и технология контактной сварки: учебное пособие / Р.Ф. Катаев, В.С. Милютин, М.Г. Близник. Екатеринбург: Изд-во Уральского университета, 2015. 144 с.

2. Кучук-Яценко С.И., Лебедев В.К. Контактная стыковая сварка непрерывным оплавлением. Киев: Наукова думка, 1976. 212 с.

3. Гельман А.С. Основы сварки давлением. М.: Машиностроение, 1970. 312 с.

4. Кучук-Яценко С.И. Контактная стыковая сварка оплавлением. Киев: Наукова думка, 1992. 236 с.

5. В.А. Сидякин, Б.Д. Орлов. Стыковая сварка оплавлением тонкостенных деталей на постоянном токе // Сварочное производство. 1969. № 9.

6. Математическая модель температурного поля при контактной стыковой сварке непрерывным оплавлением / В.К. Лебедев, Н.В. Подола, И.Г. Ткаченко, В.П. Кривонос // Автоматическая сварка. 1986. № 1. С. 1 - 5.

7. Кархин В.А., Хомич П.Н., Федотов Б.В., Раямяки П. Анализ термических циклов при контактной стыковой сварке стали оплавлением // Сварочное производство. 2008. № 1. С. 12 - 17.

8. Yu B.D., Song W.D., Zhang F.C. Numerical simulation of temperature field on flash butt welding for high manganese steels // Acta Metallurgica Sinica (English letters). 2005. Vol. 18. № 4. P. 547 - 551.

9. Кучук-Яценко С.И., Мосендз И.Н., Казымов Б.И. Программирование режимов контактной сварки оплавлением деталей с большими развитыми сечениями // Автоматическая сварка. 1987. № 6. С. 14-18.

10. Контактная стыковая сварка трубопроводов / С.И. Кучук-Яценко, В.Г. Кривенко, В.А. Сахарнов и др. Киев: Наукова думка, 1986. 208 с.

11. Журавлев С.И., Ерофеев В.А., Полосков С.И. Физико-математическая модель оплавления в процессе контактной стыковой сварки // Сварка и Диагностика. 2013. № 4. С. 26 - 30.

Размещено на Allbest.ru