Полный текст

Введение В последнее время изучению энергетических характеристик сварочной дуги в аргоне при сварке алюминиевых и магниевых сплавов разнополярными прямоугольными импульсами тока (РПИ) вольфрамовым электродом уделяется существенное внимание [1]. Этот способ сварки получил в зарубежной литературе специальное название VP-GTAW (Variable Polarity-Gas Tungsten Argon Welding). Важной характеристикой дуги с РПИ является отношение времени действия дуги обратной полярности tEP к периоду тока α = tEP/t. В зарубежной литературе принято прямую полярность обозначать EN, а обратную EP. Помимо возможности разрушения окисной пленки для этого способа сварки характерно положительное влияние пульсаций на структуру сварного шва [2, 3]. Причиной этого может быть пульсирующий характер давления дуги, на что указано в работах [4, 5]. Для анализа процессов, происходящих в дуге с РПИ, особенно важно изучение катодной области дуги в условиях плоского электрода. Для медной подложки структура катодного пятна дуги при атмосферном давлении исследовалась в работе [6]. Механизм разрушения окисной пленки алюминия дугой обратной полярности изучался в работах [7-9]. В работе [8] получено, что в целом с увеличением доли времени обратной полярности α на разных токах имеется тенденция к увеличению площади проплавления основного металла, но эта тенденция нестабильна. В результате авторы предложили объяснение особенностям выделения мощности в катодном пятне на алюминиевом изделии, согласно которому она зависит от толщины окисной пленки в зоне сварки и случайного блуждания дуги в сторону большей толщины пленки. В работе [9] выполнены эксперименты, на основании которых ставится под сомнение общепринятая теория разрушения окисной пленки алюминия. В работе [10] пришли к выводу, что в диапазоне частот импульсов 50-400 Гц технологические свойства дуги не изменяются. В работе [4] высказано мнение, что удовлетворительная очистка поверхности алюминия от окисной пленки Al2O3 имеет место при α ≥ 0,2. Авторы работы [4] также исследовали зависимость эффективного КПД дуги с РПИ от длительности импульса обратной полярности tEP при частоте 50 Гц. Ими наблюдалось изменение эффективного КПД в пределах η = 0,47…0,60. Для вольфрамового электрода диаметром 2 мм КПД имел минимум η = 0,52 при α = 0,2, для больших диаметров аналогичный минимум вероятен при больших значениях отношения tEP/tП. Максимальные значения η имеют место при минимуме отношения α = tEP/tП, поэтому авторы рекомендуют при сварке использовать небольшие значения α. Кроме того, использованию больших значений α мешают ограничения по стойкости вольфрамовых электродов. При остро заточенном электроде диаметром 3 мм с небольшим притуплением на конце увеличение тока с 100 до 300 А снизило КПД с 0,65 до 0,52 при tEN = 2,5 мс. Авторами обнаружено существенное повышение термического КПД ηt для такого же диапазона токов у электродов диаметром 2,4 мм при tО = 3,75 мс. Увеличение длительности импульсов тока обратной полярности приводит к незначительному росту ηt. Как и в работе [10], авторы работы [4] пришли к выводу о незначительном влиянии частоты импульсов на тепловую эффективность дуги с РПИ. В работе [11] наряду с исследованием эффективного КПД дуги прямой полярности были получены и данные для дуги обратной полярности на низкоуглеродистой стали при малых токах в диапазоне 30-60 А. Небольшие значения исследованных токов объясняются низкой стойкостью вольфрамового электрода. Эффективный КПД дуги обратной полярности авторы работы [11] оценили в (52 ± 4) %. При этом напряжение дуги составляло 23 В и расчет удельной эффективной мощности на 1 А тока дал нам значение qУ = (12 ± 4) % Вт/А. Аналогичный показатель для дуги прямой полярности в диапазоне токов 140-180 А составляет, согласно данным работы [11], qУ = 8,7 Вт/А. Таким образом, на обратной полярности при малых токах на 1 А на стали выделяется почти на 40 % больше эффективной мощности, чем на прямой. Можно утверждать, что энергетические характеристики дуг обратной полярности с вольфрамовым электродом на стали и алюминии во многом подобны, о чем свидетельствуют, например, близкие значения напряжения дуг, а также разница значений напряжения в полупериодах в однофазной дуге, приводящая к появлению постоянной составляющей тока. Ряд исследований посвящены различным аспектам математического моделирования численными методами сложных процессов, протекающих в дуге с РПИ. В работах [12, 13] моделирование образования сварочной ванны было выполнено на основе совместного моделирования тепловых и силовых характеристик дуги. В работе [14] моделировалось давление плазменной струи на изделие с иных позиций. В работе [15] проводили исследование тепловой эффективности при плазменной сварке с РПИ. Авторы использовали специальный источник питания, позволяющий раздельно регулировать длительность протекания токов импульсов прямой и обратной полярностей. Опыты выполнялись при двух уровнях баланса полярностей. Длительность прямой полярности не изменялась и составляла tEN = 21 мс, а длительности обратной полярности задавали два значения tEP = 2 мс и tEP = 8 мс. Нужно отметить, что режим с tEP = 2 мс не отвечает условию качественного разрушения окисной пленки алюминия tEP/tEP ≥ 0,2 [4]. Изменяли ток импульсов одной полярности, не изменяя ток импульсов второй. Дуга горела на медный, охлаждаемый проточной водой калориметр. В результате решения систем уравнений были рассчитаны эффективные мощности и эффективные КПД дуг обеих полярностей. Однако полученные результаты без специального анализа не могут быть использованы для свободной дуги вследствие большой роли плазмообразующего газа в передаче энергии изделию. Для такого анализа следует привлекать и результаты исследований энергетических характеристик сжатой дуги обратной полярности на постоянном токе [16]. В работе [17] разработана численная математическая модель процесса сварки алюминиевых сплавов дугой с РПИ, в результате которой была оценена относительная тепловая эффективность полярностей при их совместном действии при сварке. Сила тока импульсов была равной 150 А, напряжение дуги принималось усредненным 16 В. Расчеты выполняли для трех значений α = 0,15…0,45. КПД дуги прямой полярности принимался ηEN = 0,7, а КПД обратной полярности имел два разных значения относительно прямой полярности от ηEP = 1,143ηEN до ηEP = 1,286ηEN. С увеличением α более выражен рост площади проплавления при ηEP = 1,286ηEN, который составил 46 % против 23 %. В работе [18] при численном моделировании баланс полярностей α принимал четыре значения - от 0,15 до 0,45, с шагом 0,1. Сила тока импульсов была более значительной - I = 280 А. Эффективный КПД на прямой полярности принимали ηEN = 0,25, а на обратной полярности задавали пять значений - от ηEP = 0,55 до ηEP = 0,95, с шагом 0,1. В диапазоне α = 0,15…0,35 площадь поперечного сечения проплавления основного металла оставалась на одном уровне. По нашим расчетам, для трех экспериментальных значений α = 15…35 % среднее алгебраическое отклонение (САО) [19] экспериментальных значений площади проплавления составляет 1,5 %, а расчетные значения при тех же параметрах САО = 3,6 %. При увеличении соотношения до α = 45 % экспериментальная площадь провара увеличивается на 25 %, а расчетная на 22,5 %. Как следует из данных работы [11], использованные значения КПД и в этом случае не отвечают наблюдавшимся экспериментально. В работе [20] численное моделирование дуги с РПИ использовалось для оценки эффективности проплавления алюминиевого сплава АА1060. Толщина пластин составляла 4 мм, скорость сварки 2,5 мм/с. Средний ток дуги за период не изменялся при изменении тока импульсов прямой и обратной полярностей и отношения α. Для расчета эффективной мощности использовали эффективный КПД обеих дуг ηEN = ηEP = 0,72, что не вполне корректно, так как, по данным источника [11], КПД дуги обратной полярности ηEP ≈ 0,5. Фиксировались средние значения тока и напряжения дуг в импульсах. Полученные эффективные мощности импульсов использовали для расчета при численном моделировании размеров сварочной ванны. По итогам моделирования, как и на экспериментальных шлифах, было обнаружено, что ширина шва с обратной стороны пластины иногда больше, чем его ширина в ее срединной области. Такое явление авторы объяснили действием эффекта Марангони, который учитывался в разработанной модели. Сходимость расчетных и опытных размеров шва в работе [20] хорошая, однако на фотографии лицевой стороны шва при α = 30 % видно существенное уменьшение ширины шва по его длине. В работах [21, 22] на основе анализа экспериментальных данных по напряжениям дуг прямой и обратной полярностей были предложены формулы для расчета удельной эффективной мощности от действия приэлектродных областей дуги на алюминиевую деталь, которые хорошо описывают скорость плавления алюминиевой проволоки при наплавке дугой прямой и обратной полярностей. Также они дают верную оценку разности эффективных мощностей дуг при сварке сжатой дугой алюминиевых сплавов с РПИ при различном балансе полярностей α. В работе [23] экспериментально исследована эффективная мощность дуги обратной полярности с плавящимся электродом при наплавке алюминиевого сплава и выполнена оценка структуры этой мощности, состоящей из вклада катодной области, капель электродного металла и мощности плазменной струи. Однако остается неясным, можно ли использовать полученные результаты для дуги обратной полярности с плавящимся электродом для описания процессов в дуге с РПИ. Целью данной работы являлось уточнение представлений об энергетических процессах в дуге с РПИ посредством определения тепловложения от действия приэлектродных областей дуги, которые являются определяющими в проплавлении основного металла [24]. Методика исследований В данной работе решали задачу использования формул, полученных в работах [21, 22] при определении мощности, полученной численным моделированием в работе [20], и их сравнения. По данным работы [20] рассчитывали среднее напряжение дуг за период US, удельную эффективную мощность q1, эффективный КПД для каждого режима. Исходные и расчетные данные по работе [20] представлены в табл. 1. Таблица 1 Анализ расчетных данных по работе [20] Параметр Номер режима 1 2 3 % EP = α 20 25 30 IEN, А 150 175 200 UEN, В 13 13,5 14 IEP, А 250 155 100 UEP, В 26,6 22,4 20 q, Вт 2080 1901 1843 Е1, мм 10,1 9,3 8,2 Е2, мм 6,4 5,2 3,6 q1, Вт/А 12,24 11,18 10,84 US, В 15,72 15,73 15,8 η 0,779 0,711 0,686 ηS 0,725 IEPS, А 50 38,75 30 IENS, А 120 131,25 140 IEPS/IENS, % 29,4 22,8 17,6 Примечание: выделены исходные данные. Е1 - расчетная ширина шва с лицевой стороны; Е2 - расчетная ширина шва с обратной стороны; IEPS, IENS - средние за период токи полярностей. Результаты исследований и их обсуждение При сохранении среднего тока дуги 170 А средний ток обратной полярности за период снизился с 50 до 30 А, а средний ток прямой полярности соответственно увеличился до 140 А. Иными словами, полученные результаты можно трактовать так, что снижение доли тока обратной полярности α с 29,4 до 17,6 % привело к снижению полной эффективной мощности примерно на 10 % и, соответственно, эффективного КПД. Это свидетельствует о том, что увеличение доли обратной полярности α при одинаковых токах импульсов должно приводить к повышению эффективной мощности дуги. Следует также обратить внимание, что среднее за период напряжение дуги практически не изменилось, несмотря на существенное падение напряжения дуги обратной полярности с увеличением тока. Значение удельной эффективной мощности изделия при α = 20 % достаточно близко к значению при исследовании эффективной мощности дуги с плавящимся электродом обратной полярности, если из последней вычесть мощность, переносимую каплями электродного металла [23]. По-видимому, об эффективной мощности дуги с РПИ следует судить не по доле времени обратной полярности α, а по доле ее среднего тока за период по отношению к среднему току дуги в целом. Оценку по балансу полярностей можно производить только для источников с равными токами импульсов, что и имеет место у наиболее распространенных и доступных источников питания. Оценку разности значений эффективной мощности можно провести по методике, изложенной в работах [21, 22]. Формулы для удельных эффективных мощностей в алюминиевое изделие от приэлектродных областей или в электродную проволоку при сварке плавящимся электродом на обратной полярности имеют вид (1) (2) где I - средний ток импульса данной полярности, А. По формулам (1) и (2) рассчитывали, по данным табл. 1, удельные катодную q1EP и анодную q1EN эффективные мощности, полные эффективные мощности и их сумму (табл. 2). Таблица 2 Расчет удельной мощности от приэлектродных областей дуг Параметр Номер режима 1 2 3 % EP = α 20 25 30 q1EN, Вт/А 6,59 6,87 7,16 q1EP, Вт/А 13,89 11,63 10,32 qEN, Вт 791 902 1002 qEP, Вт 695 451 310 qEN + qEP, Вт 1486 1353 1312 qП, Вт 594 548 529 q1П, Вт/А 3,49 3,22 3,11 qгС 557 Δ, % +6,6 -1,6 -5,0 САО 4,4 ηEP 0,534 0,519 0,516 η 0,523 (САО = 5,2 %) ηEN 0,507 0,509 0,511 η 0,509 (САО = 1 %) Примечание: qEN, qEР - средние эффективные мощности за период. Графики изменения удельных эффективных мощностей приведены на рис. 1. Рис. 1. Графики изменения удельных эффективных мощностей: - прямая полярность; - обратная полярность Согласно результатам работы [20], разность эффективных мощностей составляет 237 Вт, а по формулам (1) и (2) получили разность 174 Вт, что следует считать хорошим совпадением, учитывая, что это не абсолютные значения, а разности. Некоторое влияние на разность мощностей можно объяснить различием в мощности плазменных потоков при столь различных токах дуг. При доле обратной полярности α = 0,2 вклад катодной и анодной областей почти одинаков (рис. 2), в то время как при α = 0,3 обратная полярность дает только 30 % эффективной мощности при общем ее снижении. Сумма расчетных приэлектродных мощностей примерно на 1/3 меньше полных эффективных мощностей, полученных в работе [8]. Рис. 2. Общий вклад мощностей при различной доле обратной полярности: EN - прямая полярность; EР - обратная полярность Разница объясняется ролью мощности, передаваемой изделию плазменными потоками, поскольку формулы (1) и (2) не учитывают такие мощности. Ввиду этого КПД приэлектродных мощностей по отношению к полной мощности дуг близок для обеих дуг к 0,5, несмотря на значительную разницу в напряжениях дуг. Эта разница на первом режиме составляет 13,6 В, а на третьем 6 В. Коэффициент пропорциональности для напряжения дуги прямой полярности по трем значениям табл. 1 (dU/dI) = +0,02 В/А, для обратной - (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 [25]. Данные по qEP = 13,89 Вт/А на первом режиме при токе 250 А хорошо согласуются с данными работы [23] по эффективной мощности при наплавке алюминиевого сплава дугой обратной полярности, которая составила 14,6 Вт/А. Удельная эффективная мощность для дуги обратной полярности уменьшается с большей интенсивностью, чем растет для прямой полярности (см. рис. 1). Именно этим объясняется то, что вклад прямой полярности в общую мощность растет при ее небольшом уменьшении. Для оценки вклада плазменных потоков qП вычитали из полной эффективной мощности мощность от приэлектродных областей дуги и рассчитывали удельную эффективную мощность q1П (см. табл. 2). С увеличением доли обратной полярности вклад плазменных потоков немного повышается. В среднем q1П = 3,28 Вт/А при небольшом уменьшении с увеличением импульсов прямой полярности. Статистическая обработка дает низкое значение САО, что свидетельствует о малом разбросе данных q1П. Формулы (1) и (2) можно уточнить с учетом влияния мощности плазменных потоков, если к постоянным членам формул приплюсовать полученную удельную эффективную мощность q1У. Тогда формулы примут вид (3) (4) Принятое допущение равносильно тому, что удельная мощность плазменных потоков не зависит от тока дуги и учитывается в постоянных коэффициентах формул (3) и (4). Результаты сравнения данных, полученных в работе [20], и расчетных приведены в табл. 3. Таблица 3 Основные энергетические характеристики дуги с РПИ Параметр Номер режима 1 2 3 % EP 20 25 30 q1EN, Вт/А 9,87 10,15 10,44 q1EP, Вт/А 17,17 14,91 13,6 qEN, Вт 1481 1776 2088 (1 - α)qEN, Вт 1185 1332 1462 ηEN 0,76 0,75 0,75 qEP, Вт 4293 2311 1360 α∙qEP, Вт 859 578 408 ηЕР 0,65 0,67 0,68 q, Вт 2044 1910 1870 Δ, % -1,73 +0,5 +1,5 САО 1,24 % Примечание: Δ, % - относительное отклонение от данных работы [20]. В дугах прямой и обратной полярностей КПД остается примерно на одном уровне, о чем свидетельствуют небольшие САО этих величин. В среднем КПД дуги прямой полярности на 7,4 % выше, чем дуги прямой полярности, однако дугу обратной полярности следует считать более эффективной с точки зрения ее проплавляющей способности, несмотря на большое различие напряжений дуг. Общий КПД дуги снижается с уменьшением среднего тока обратной полярности с 0,714 до 0,598, т.е. почти на 19 %. Значения эффективного КПД обратной полярности в опыте № 3 на токе 100 А намного выше, чем полученные в работе [3] на малых токах на стали. В свете данных, приведенных в табл. 3, становится понятна хорошая сходимость расчетных результатов работы [20] по ширине сварных швов. Разница в эффективных КПД двух полярностей получается небольшой. Если из эффективной мощности, передаваемой при сварке на обратной полярности плавящимся электродом, вычесть мощность, передаваемую изделию каплями электродного металла, то получаем эффективный КПД ηЕР = 0,62 [23]. Это очень близко к значению, приведенному в табл. 3, - ηЕР = 0,65 при токе 250 А. По-видимому, при расчете тепловых процессов при сварке плавящимся электродом в защитных газах на обратной полярности следует пользоваться именно таким значением эффективного КПД - η = 0,62…0,65. Эффективный КПД сварочной дуги характеризует тепловую эффективность дуги, но не полностью характеризует такую ее важную технологическую характеристику, как проплавляющая способность, или технологическая эффективность, которую лучше характеризовать таким показателем, как удельная эффективная мощность на 1 А тока дуги. Примером способа, когда эффективный КПД характеризует проплавляющую способность источника тепла, является электронно-лучевая сварка, поскольку разгоняющее напряжение напрямую влияет на энергию электронов. У дуги обратной полярности показатель удельной эффективности существенно больше, чем у прямой полярности. Исходя из этого, проплавляющая способность дуги обратной полярности выше, о чем свидетельствует больший предел толщин, свариваемых без разделки кромок. В этом можно убедиться по данным стандартов на сварку в среде защитных газов. При выборе режимов дуги при VP-GTAW-сварке следует исходить из допустимых токов на вольфрамовый электрод на обратной и прямой полярностях, полученных в работе [26]. Допустимым токовым нагрузкам для разных марок электродов на прямой полярности посвящена также работа [27]. Допустимый ток на обратной полярности слабо зависит от марки электрода. При увеличении тока импульса обратной полярности по отношению к допустимому за период длительность импульса следует пропорционально уменьшать. При этом значение тока импульса прямой полярности можно не изменять. При расчете эффективной мощности дуги с РПИ можно использовать формулы (3) и (4). По-видимому, значение отношения α можно оптимизировать с позиций максимальной эффективной мощности, если учитывать соотношение допустимых токов на вольфрамовый электрод на обратной и прямой полярностях. Выводы 1. Удельная тепловая эффективность дуги обратной полярности снижается с уменьшением тока дуги, а прямой полярности увеличивается. В то же время в диапазоне токов 100-250 А удельная эффективность дуги обратной полярности значительно выше. 2. Эффективность дуги при сварке с РПИ в дуге с неплавящимся электродом следует оценивать по средним за период токам каждой из полярностей. Чем выше доля среднего тока обратной полярности, тем выше эффективная мощность. Однако в целом разница эффективных мощностей сравнительно невелика. 3. Установлено, что в дуге с РПИ с уменьшением тока с 250 до 100 А эффективный КПД на обратной полярности изменяется в пределах 0,65-0,68, а на прямой полярности при уменьшении тока от 200 до 150 А составляет 0,75-0,76. 4. Значения эффективного КПД дуги обратной полярности с неплавящимся электродом хорошо совпадают со значениями, полученными для сварки плавящимся электродом без учета вклада мощности каплями электродного металла. 5. На основе анализа эффективных мощностей дуг при одинаковом среднем токе 170 А предложены формулы расчета эффективной мощности для свободной дуги с РПИ, с учетом роли как приэлектродных областей дуги, так и плазменных потоков и столба дуги.

Об авторах

В. П Сидоров

Тольяттинский государственный университет

Д. Э Советкин

Тольяттинский государственный университет

Список литературы

Статистика

Просмотры

Аннотация - 86

PDF (Russian) - 39

Ссылки

• Ссылки не определены.