Процесс сварки вольфрамовым электродом в аргоне с присадочной проволокой титанового сплава ОТ4

Реферат
Объектом исследованияявляется автоматическая аргонодуговая сварка вольфрамовым электродом сплава ОТ4.
Цель дипломногопроектирования – исследование процесса сварки вольфрамовым электродом в аргонес присадочной проволокой титанового сплава ОТ4, применительно к проблемеповышения качества формирования швов при сварке с повышенной скоростью.
Основным препятствиемповышения скорости аргонодуговой сварки титановых сплавов является неудовлетворительноеформирование швов, которое проявляется в образовании подрезов. В работепоказано, что с повышением скорости сварки плотность тока в металле перед дугойувеличивается, что приводит к вырастанию электромагнитных сил действующих вголовной части ванны, вытеснению металла в её хвостовую часть и, как следствие,к образованию подрезов. Установлено, что сварка с токоподводящей присадочнойпроволокой позволяет регулировать характер растекания тока в зоне сварки и темсамым создать благоприятные условия для качественного формирования швов.Изучено влияние магнитного поля тока присадочной проволоки на дугу и процессформирования швов при сварке сплава ОТ4. Исследованы свойства сварныхсоединений.
Титановый сплав ОТ4,подрезы, скорость сварки, вольфрамовый электрод, аргон, присадочная проволока.

Содержание
Введение
1. Состояние вопроса, цель и задачи исследования
1.1 Общая характеристика титановых сплавов
1.2 Свариваемость титановых сплавов
1.3 Особенности формирования швов при сварке с повышенной скоростью
1.4 Цель и задачи исследования
2. Методы исследований
2.1 Оборудование для сварки
2.2 Аппаратура и методика исследования распределения тока взоне сварки
2.3 Методика исследования отключения дуги магнитным полем
3. Результаты исследований
3.1 Распределение тока в зоне сварки
3.2 Формирование швов при сварке с присадочной проволокой
3.3 Свойства сварных соединений
Литература

Введение
Развитие машиностроения,химии, атомной и криогенной техники требует увеличения выпуска сварныхконструкций из титана и его сплавов. Одним из распространенных способовпроизводства таких конструкций является сварка вольфрамовым электродом варгоне. При этом интенсификация процесса сварки приводит к ухудшениюформирования шва, которое проявляется образовании протяженных подрезов. Помимоухудшения прочностных характеристик изделий, наличие дефектов снижает коррозионнуюстойкость сварных соединений. Потому разработка способов, позволяющих повыситьпроизводительность и качество формирования швов при сварке вольфрамовымэлектродом в аргоне является одной из актуальных задач.
Значительный вклад висследование природы образования подрезов и разработку процессов сварки сповышенной скоростью внесли Б.Е. Патон, С.Л. Мандельберг, И.М. Ковалев, В.И.Щетинина и многие другие отечественные и зарубежные ученые. Однако природаобразований подрезов пока ещё полностью не изучена и требует дополнительныхисследований.
Для управления процессомформирования шва значительный интерес представляет исследование внешнихмагнитных полей. Магнитное поле служит практически безинерционным регуляторомпроплавляющего действия дуги и её силового воздействия на сварочную ванну; сего помощью можно осуществить сварку электродом, уложенным в разделку кромок,наплавку пластинчатым электродом, приварку труб к трубным решеткам коническойили цилиндрической дуги и т.п. магнитоуправляемую дугу можно использовать вкачестве источника нагрева при прессовой сварке изделий с замкнутым контуром.Во всех этих случаях процесс может быть легко автоматизирован либомеханизирован.
Применение внешнихмагнитных полей при сварке было предложено и осуществлено изобретателем дуговойсварки Н.Н. Бернадосом. Влияние магнитных полей на процессы в дуге и сварочнойванне исследовали Г.М. Тиходеев, К.К. Хренов, Г.И. Леснов, И. М. Ковалев, В.П.Черныш, В.Д. Кузнецов и многие другие ученые.
Процессы, происходящие всварочной ванне, и как следствие формирование шва в значительной степенизависят от магнитного поля сварочного тока, создаваемого как током дуги, так итоком, протекающим по ванне и основному металлу. Это подтверждается нарушениемформирования швов при магнитном дутье и увеличении влияния магнитного полясварочного контура на образование подрезов при сварке с повышенной скоростью.Однако распределение тока в зоне дуговой сварки исследовано недостаточно точнои требует проведения дополнительного изучения.
В работе приведенырезультаты исследований распределения тока в зоне дуговой сварки титановогосплава ОТ4 вольфрамовым электродом в аргоне. Изучено влияние присадочнойпроволоки и величины тока по ней протекающего на характер растекания тока поней пластине из сплава ОТ4. показано, что магнитное поле тока протекающего поприсадочной проволоке, может быть использовано для отключения дуги «углом вперед».Изучен процесс формирования шва при сварке ОТ4 с повышенной скоростью. Данырекомендации по сварке. Приведены свойства сварных соединений.

1. Состояние вопроса,цель и задачи исследования
1.1 Общая характеристикатитановых сплавов
сваркатитановый сплав вольфрамовая проволока
По распространению вприроде среди металлов титан занимает десятое место. Его содержание в земнойкоре составляет свыше 0,6%.
Атомный номер титана 22,он находится в IV группе периодической таблицыМенделеева, расположен в четвертом ,,,,, периоде и принадлежит к переходнымметаллам с недостроенной d-оболочкой [1,2].
Титан имеет две апиотропическиемодификации низкотемпературную – α, существующую до 1155К и имеющуюгексагональную кристаллическую решетку с плотной упаковкой атомов, ивысокотемпературную –β, существующую при температурах выше 1155Квысокотемпературная модификация титана имеет кубическую объемно-центрированнуюструктурную решетку (а=3,282 Å)
Температураапиотропического превращения титана в значительной мере определяется егочистотой. Установлено [2], что если в йодидном титане превращение начинаетсяпри 1155К и происходит в узком температурном интервале, то длямагниетермического титана, содержащего большое количество примесей, превращениеначинается при более низкой температуре (1133К) и происходит в широкоминтервале температур – 1233К. для гидридно-кальциевого титана температурныйинтервал превращения α→← βсоставляет примерно 110-120°К. Это явление связано с различными влияниемпримесей на температуру полиморфного превращения. Сохранить высокотемпературнуюмодификацию в чистом титане при комнатной температуре не удается даже при самойразной закалке вследствие протекания β→α превращения.
С увеличением скоростиохлаждения из β-области температура β→α переходе заметнопонижается. Так при изменении скорости охлаждения от 4 до 10000 град/стемпература превращения снижается от 1155К до 1133К. в работе [3] отмечается,что зависимость температуры полиморфного превращения от скорости охлажденияносит линейный характер и может быть выражен следующим уравнением:
Тβ→α = />/>, (1.1)
где Т- температурапревращения;
/>-скорость охлаждения.
При полиморфном β→αпревращении соблюдается строгое кристаллоградическое соответствие междуисходной и образующейся долями. Впервые внешную ориентировку кристаллическихрешеток при превращении объемноцентрированный кубической структуры вплотноупакованную гексогональную определил Бюргерс />[4] для аналога титана-циркония.
Электрические свойстватитана очень зависят от его чистоты. По данным работы [3] удельное электросопротивлениейодистого титана при комнатной температуре равно 4,2•103 мком•м, длямагниетермического 5,5•103 мком•м. при повышении температуры до623-673К электросопротивление вырастет по линейному закону. При высшихтемпература оно уменьшается и зависимость отклоняется от прямой линии тем выше,чем выше температура α→β- превращение отмечается скачкообразнымуменьшением электросопротивления (3,16±0,1)10-6, а магнитная проницаемость– 1,00004.
Важным показателем длясварки титана является низкое значение коэффициента токопроводимости титана.Поэтому при сварке титана наблюдается весьма концентрированный нагрев и меньшиепотери энергии.
Чистый (йодистый) титанобладает высокой пластичностью и по своим свойствам приближается к меди. Этообъясняется тем, что в отличие от других металлов с гексагональной решеткойтитан имеет несколько плоскостей скольжения. Кроме того, при комнатнойтемпературе дедюриция титана может также происходить посредством двойникования.
Титановые сплавы посравнению с алюминиевыми и магниевыми имеют более высокие характеристикипрочности. Технические сорта титана обычно содержат 0,4-0,5% примесей, которыезначительно изменяют его механические свойства[1-4].
Титан обладает высокойкоррозионной стойкостью, объясняющейся малой химической активностью вследствиеобразования на поверхности металла защитной окистной пленки. Это позволяетиспользовать его для работы в различных агрессивных средах. Титан стоек кморской воде и мало подвержен кавитационной коррозии. Технический титан имееттакую же коррозионную стойкость во многих органических кислотах, как нержавеющаясталь.
Комплекс физическихсвойств резко изменяется при введении в титан легирующих элементов. Взависимости от химической природы, размеров атомных радиусов кристаллическойструктуры и ряда других факторов легирующие элементы способны образовывать ститаном различные кристаллические фазы – твердые растворы разнообразных типов инеодинаковый физикохимический природы или металлические соединения.
Титановые сплавы, какстали, квалифицируют по структуре в определенном состоянии. Классификация титановыхсплавов по равновесной структуре вряд ли целесообразна, так как превращения втитановых сплавах, легированных переходными элементами, протекают так медленно,что равновесные при комнатной температуре структуры, следующие из диаграммысостояния, обычно не получаются.
Классификация титановыхсплавов по структуре в нормализованном или закаленном состояниях вполневозможна [1,2], тем более, что структуры, получающиеся после нормализации илизакалки, можно связать с диаграммой изотермических и анизотермическихпревращений. Класс сплавов в нормализованном или закаленном состоянии следуетопределять структурой стандартных образцов после охлаждения их на воздухе илизакалке в воде.
Принятая в настоящее времяклассификация титановых сплавов является по существу классификацией поструктуре в нормализованном состоянии. Согласно этой квалификации различают:
α-титановые сплавы,структура которых представлена α-фазой;
α+β – сплавы,структура которых представлена α и β – фазами;
β – сплавы,структура которых представлена стабильной β-фазой.
Помимо этого предлагают[1,2] выделить два переходных класса: псевдо α- сплавы, структура которыхпредставлена α-фазой и небольшим количеством β-фазы (не более5%) ипсевдо-β –сплавы, структура которых после нормализации, хотя ипредставлена метастабильной β-фазой, но по свойствам они ближе к(α+β)-сплавам с большим количеством β-фазы.
α-титановые сплавыможно разделить на: термически неупрочняемые сплавы и сплавы термически упрочняемыевследствие дисперстного твердения.
α+β – сплавыразбиваются на две подгруппы: сплавы твердеющие при закалке и сплавы мягкиепосле закалки
β – титановые сплавыподразделяют на три подгруппы: сплавы с механически нестабильной β –фазой; сплавы с механически стабильной β – фазой и сплавы стермодинамически стабильной β – фазой.
По гарантированнойпрочности титановые сплавы подразделяют: на малопрочные высокопластичные с />в750МПа; на среднепрочные с />в=750-1000 МПа; навысокопрочные с />в>750 МПа.

1.2 Свариваемостьтитановых сплавов
Одним из важнейшихсвойств титана и титановых сплавов, предназначенных для титано — сварныхконструкций, является свариваемость. Проблемы свариваемости титановых сплавовнесколько отличаются от проблем свариваемости других конструкционных материалов(сталей, алюминиевых и магниевых сплавов). Основные трудности сварки плавлениеммногих сталей, алюминиевых и магниевых сплавов вызваны их склонностью ккристаллизации трещинам. У промышленных титановых сплавов такая склонность ктрещинообразованиям практически отсутствует, что связано, очевидно, с небольшиминтервалом их кристаллизации по сравнению со сталью и алюминиевыми и магниевымисплавами [7]/
Прочность пластичностьсварных соединений сталей и алюминиевых и магниевых сплавов, как правило, нижеосновного металла, в то время как у титановых сплавов сварные соединенияравнопрочно основному металлу [8]. Основная проблема свариваемости титановыхсплавов — получение сварных соединений с хорошей пластичностью, зависящей откачества защиты, чувствительности металла и термическому циклу и пр. заметноенасыщение металла шва кислородом, азотом и водородом в процессе сваркипроисходит при температурах выше 623К. это резко снижает пластичность и длительнуюпрочность сварных конструкций. Поэтому зона сварки, ограниченная изотермойболее 623К должна быть тщательно защищена от взаимодействия с воздухом путемсварки в среде инертных защитных газов (аргона или гелия) высокой частоты, подспециальными флюсами, в вакууме (сварка без защиты) возможно при способахсварки давлением, когда благодаря высокой скорости процесса и вытеснениюпродуктов окисления при давлении (контактная сварка) или отсутствии высокогонагрева (ультразвуковая сварка) опасность активного взаимодействия металла вэтой сварки с воздухом сводится к минимуму.
При сварке в сплавахтитана происходят сплошные фазовые и структурные превращения. Чувствительностьк сварочному термическому циклу выражается в протекании полиморфногопревращения α→← β, резком ростеразмеров зерна β – фазы и подогреве на стадии нагрева, в образованиихрупких фаз при охлаждении и старении, неоднородности свойств сварныхсоединений, зависящих от химического и фазового состава сплавов.
Вследствие низкойтеплопроводности и малой объемной теплоемкости титана время пребывания металлапри высоких температурах значительно больше, чем это время для стали, чтоявляется причиной перегрева, резкого увеличения размера зерен β-фазы иснижения пластичности титана.
Особенности кристаллизациии охлаждения сварных швов титановых сплавов способствуют возникновения в нихряда метастабильных фаз, которые во многом определяют свойства сварныхсоединений. Их отрицательное влияние на пластичность и ударную вязкость до сихпор затрудняет использование многих сплавов в качестве конструкционных материалов.
Метастабильныепревращения характеризуются большим разнообразием и сложностью, особенно всплавах с переходными элементами (Мо, V, Cr, Fe и др.), которые наиболее широко применяются в качестве легирующихдобавок. В этих сплавах возможно возникновение масштабных α’-, ω – и β – фаз, а в ряде сплавов — α’’ — фазы.
Условия сваркихарактеризуются относительно быстрыми скоростями охлаждения, а также наличием вметалле исходной высокотемпературной химической неоднородности. Поэтому фазовыепревращения при сварочном термодедукционном цикле во многих случаях изменяются.сдвигается положения концентрационных областей и образовании метастабильной фазы,не соответствующее равновесным условиям при данной температуре и концентрации.
Фактором инициирующимпоявление и рост метастабильной фазы, является разность свободных энергийстарой и новой фаз. Новая фаза имеет более низкие значения свободной энергии. Вα- сплавах термодинамические условия существования фаз таковы, что взависимости от скорости охлаждения, концентрации примесей и температурывозможно образование метастабильной пресыщенной α’ — фазы илиравновесной фазы α- фазы. Это характерно для сварных соединенийтехнического титана и α- сплавов. При легировании титана переходнымиэлементами создаются условия для образования не только α’ — илиα- фаз, но и метастабильных ω– и β – фазлибо ω – и α – фаз. Эти схемырегулируются в средне и высоколегированных сплавах титана.
В металле шва напромышленных α- сплавах, а также на сплавах, которые содержат переходныеэлементы в пределах их растворимости в α- фазе (ОТ4, ОТ4-1, ОТ4-2 и др.)или выполнении швов электродом, состав которого аналогичен составу основногометалла, независимо от способов сварки при охлаждении швов, происходит лишьβ→α’ – превращение и остаточная β –фаза при комнатныхтемпературах не сохраняется; α – фаза, близкая к равновесному состоянию,наблюдается лишь в швах технического титана после замедленного охлаждения,соответствующего техническому циклу электрошлаковой сварки.
Характер формированияα’ — фазы в швах определяется температурой превращения искоростного охлаждения. При малых скоростях охлаждения образуются широкие идлинные пластины α- фазы, что особенно характерно для швов, выполненныхэлектрошлаковой сваркой. Увеличение скорости охлаждения, наоборот, способствуетобразованию мелкоигольчатой α’ — фазы (электроннолучеваясварки).
Температурный интервалβ→α’ – превращение расширяется по мере увеличения в швеколичества β – стабилизирующих элементов (V, Mo, Mn, Cr и др.) и смещается в область более низких температур. Приравных скоростях охлаждения шва α- фазы, образовавшаяся при более высшихтемпературах более грубая.
Для швов болеелегированных сплавов (ВТС, ВТ14 и др.) характерно сохранение в структуре приохлаждении некоторого количества остаточной метастабильной β- фазы.Количества β- фазы в швах определяется составом и скоростью охлаждения винтервале температур β→α’ – превращениях. Наибольшее количествосохраняется в шве на сплаве ВТ14.
Увеличение легированияшвов выше определенной концентрации способствует образованию в нихметастабильной ω- фазы. В настоящее время ω – фаза рассматривается,как метастабильная низкотемпературная модификация β- твердого раствора,образующегося при определенной электролитной концентрации. Возникновение еёможет происходить либо непосредственно в процессе охлаждения, либо приизотермическом нагреве. В первом случае ω – фаза образуется в швах послесварки в области концентраций, значение которых определяются системой иколичеством легирующих элементов. Пополнение концентрационных областей образованияω – фазы изменяется в зависимости от способа сварки (скорость охлаждения).Уменьшение скорости охлаждения приводит к выделению ω – фазы в техсоставах, где при более быстрых скоростях образуется чистая метастабильнаяβ- фаза, либо смесь β и α- фаз. Поэтому во избежаниеобразования ω – фазы в швах легированных сплавов монокритическимисоставами целесообразно применение способов сварки, обеспечивающих повышеннуюскорость охлаждения. В этом отношении наиболее перспективна электроннолучеваясварка и сварка на малых токах с применением специальных флюсов.
Повышение пластичности ссохранением высокой прочности достигается технологическими приемами, напримерпутем электромагнитного перемешивания расплава и применение колебанийэлектронного луча, что измельчает структуру и уменьшает внутризереннуюнеоднородность. необходимые свойства сварных соединений термоупрочняемыхα+β — титановых сплавов получают после закалки и старения.
При сварке титановыхсплавов у сварных соединений наблюдается склонность к замедленному разрушению,причиной которого является повышенное содержание водорода в сварном соединениив сочетании с растягивающими напряжениями первого рода (остаточными сварочнымии от внешней нагрузки). Влияние водорода на склонность к трещинообразованию возрастаетпри увеличении содержания других примесей (кислорода и азота) и вследствиеобщего снижения пластичности при образовании хрупких фаз в процессе охлажденияи старения. Отрицательное влияние водорода при трещинообразовании являетсярезультатом гидридного превращения и адсорбционного эффекта снижения прочности.наибольшее влияние водород оказывает на α- сплавы в связи с ничтожнойрастворимостью в них водорода (
Радикальными мерами поборьбе с трещинообразованием являются:
а) снижение швов восновном и присадочном материале: не менее 0,008 Н2; менее 0,1-0,12О2; менее 0,04 N;
б) соблюдение первичнойтехнологии сварки для предотвращения паров воды и вредных газов в зону сварки(тщательная подготовка и зачистка сварочных материалов и свариваемого металла,надежная защита металла в зоне сварки и рациональный выбор режимов сварки); дляуменьшения склонности к замедленному разрушению целесообразно α- и псевдоα – сплавы титана сваривать на жестких режимах; α+β сплавы наотносительно мягких (скорость охлаждения 10-20 к/с);
в) снятие остаточныхсварочных напряжений;
г) предотвращениевозможности неводорешивания сварных соединений при эксплуатации путем выборасплавов рациональной композиции для работы в средах, где возможно насыщениеводородом.
При сварных соединениях,которые чаще располагаются в виде цепочки по зоне сплавления, снижаютстатическую и динамическую прочность сварных соединений. Их образование имеетвызывается попаданием водорода вместе с адсорбированной влагой на присадочнойпроволоке, флюсе, кромках свариваемых изделий или из атмосферы при нарушениизащиты. Перераспределение водорода в зоне сварки в результате термодиффузионныхпроцессов при сварке также может привести к подчистости. Растворимость водородав титане уменьшается с повышением температуры. Поэтому в процессе сварки титанаводород диффузирует от зон максимальных температур менее нагретые области, отшва к основному металлу.
Основными мерами борьбе спорами, вызванными водородом при качественном исходном материале, являютсятщательная подготовка сварных материалов: прокалка флюса, применение защитногогаза гарантированного качества, вакуумная дегазация и зачистка перед сваркой сварочнойпроволоки и свариваемых кромок (удаление альфированного слоя травлением имеханической обработкой, снятия адсорбированного слоя перед сварной щеткой илишабером, обезжиривание), соблюдение защиты и технологии сварки.
В сварном шве поры могутобразовываться вследствие:
а) задержания пузырьковинертного газа кристаллизирующимся металлом сварочной ванны при сварке титана взащитных газах;
б) «захлопывание»микрообъемов газовой фазы, локализованность на кромках стыка, при совместном деформированиикромок в процессе сварки:
в) химических реакцияхмежду поверхностными загрязнениями и влагой и т.д.
При сварке титанаплавлением требуются концентрированные источники тепла. Однако в связи с болеенизкими, чем у стали, коэффициентом теплопроводности (в четыре раза), болеевысокими элементами сопротивлением (в пять раз) и меньшей теплоемкостью длясварки плавлением титана тратиться меньше энергии, чем при сварке углеродистыхсталей. Вследствие низких коэффициентов теплопроводности, линейного расширенияи модуля упругости остаточные напряжения в сварных соединениях титана меньшепредела текучести и составляют для большинства титановых сплавов (0,6-0,8)/>0,2 основного металла. Наиболее высокие остаточные напряжениявозникают в сварных соединениях однофазных как α —, так и β –титановых сплавов или у слабо гетерогенезированных сплавов такого типа.
Высокий коэффициент поверхностногонатяжения титана в сочетании с малой вязкостью в расплавленном состоянии увеличиваетопасность прожогов и вызывает необходимость более тщательной сборки деталей подсварку по сравнению с деталями из сталей.
Принципиально разделкакромок при сварке титановых сплавов не отличается от разделок, применяемых длясталей. В зависимости от толщины свариваемого металла сварку производят безразделки, с V-, U-, X- ирюмкообразными разделками, а также применяют замковые соединения.
Сварку деталей изтитановых сплавов производят после того, как снимут газонасыщенный (альфированный)слой. Такой обработке должна быть подвергнуты детали, изготовленные методомпластической деформации (поковки, штамповки и т.д.), а так же детали, прошедшиетермическую обработку в печах без защитной атмосферы. Удаление альфированногослоя с применением с применением травителей предусматривает:
а) предварительноерыхление альфированного слоя дробеструйной или пескоструйной обработкой;
б) травление в растворе,содержащем 40% HF, 40%HNO3, 20%H2O или 50% HF, 50%HNO3; увеличение травления выше оптимального (более 25с)приводит к взрыхлению поверхностных слоев металла, повышенной сорбцииингредиентов среды и увеличению порообразования при сварке;
в) последующую зачисткукромок на участке 10-3-1,5•10-3 м с каждойстороны металлическими щетками или шабрением для удаления толстого слояметалла, насыщенного водородом при травлении.
Перед началомсборочно-сварочных работ необходимо очистить детали от загрязненийметаллической щеткой и обезжирить органическим растворителем. В качествеорганических растворителей можно использовать ацетон и бензин. Технологияобезжиривания рекомендуется следующая: промывка свариваемых кромок иприлегающих к ним поверхностей на ширину не менее 2•10-2 м бензином ипоследующая промывка этиловым спиртом – рентификантом или ацетоном.
При сварке конструкций изтитана под сварку необходимо соблюдать следующие особенности:
а) в связи сжидкотекучестью и высоким коэффициентом поверхностного натяжения расплавленноготитана необходимо более высокое качество сварки;
б) недопустимы правка иподготовка деталей с использованием местного нагрева газовым пламенем;
в) правка и подготовкадеталей в холодном состоянии затруднено в связи со значительным пружинениемтитана;
г) необходима надежнаязащита металла шва при сварке плавлением от доступа воздуха с обратной сторонышва при выполнении прихвата.
В качестве присадочныхматериалов при сварке титана плавлением используют холоднотянутую проволоку ипрутки, изготовленные из листового металла. Выбор сварочной проволокиопределяется условиями сварки и эксплуатации конструкций. Состав проволокидолжен быть близок к составу основного металла. Сварочную проволоку из титана иего сплавов изготавливают диаметром 8•10-4-7•10-3 м. проволокуподвергают вакуумному отжигу.
При соблюдениирассмотренных требований к качеству исходного материала, подготовки под сварку,технологии сварки свариваемость сплавов титана можно характеризовать следующимобразом. Высокопластичные малопрочные титановые сплавы (/>в
Свариваемость титановыхсплавов средней прочности(/>в=700-1000МПа) различна. Сплавы ОТ4,ВТ5, ВТ5-1, 4201 (β- сплавов) обладают хорошей свариваемостью различнымиметодами; механические свойства сварных соединений также близки к механическимсвойствам основного металла. Сплавы АТ3, ВТ4, АТ4, СТ5, ВТ20, ОТ4-2 обладаютхудшей свариваемостью, однако прочность и пластичность сварных соединений снижаетсяна 5-10% по сравнению с прочностью и пластичностью основного металла. СплавВТ6С обладает удовлетворительной свариваемостью при сварке плавлением иконтактной сварке. Предел прочности сварного соединения, выполненного сваркойплавлением, не менее 90% предела прочности основного металла.
Большинство высокопрочныхсплавов обладает удовлетворительной свариваемостью. Сплавы ВТ16, ВТ23, ВТ15, ТС6предназначены для применения в термически упрочненном состоянии, сплавы ВТ6,ВТ14, ВТ3-1 и ВТ22 — как термически упрочненном, так и в отожженном состоянии. Оптимальныесвойства сварных соединений достигаются после термической обработки.
Для металла и егосплавов, а также сварных соединений применяют в основном следующие видытермической обработки: а) отжиг, б) закалку, в) старение [2]. В конструкцияхтитановые сплавы можно использовать в состоянии после прокатки или отжига или всостоянии после упрочняющей термической обработки. Упрочнение титановых сплавовс помощью термической обработки достигается в отличии от сплавов на основесталей преимущественно за счет дисперсного твердения и старения.
Отличие заключается внагреве до определенных температур, выдержке и охлаждении на воздухе длястабильных сплавов и с печью для высоколегированных.
Термически стабильныесплавы (титаны, α- и псевдо α-сплавы) и их сварные соединенияподвергают отжигу первого рода, (до температур выше температурырекристаллизации сплава) для снятия остаточных сварочных напряжений (773-873К,вершина 0,5-1,0ч) и для правки тонкостенных конструкций, которые для этой целивыдерживают в местных приспособлениях уш 873-923К в течении 0,5-1 ч.
Отжиг (α+β)сплавов и их сварных соединений сочетает элементыотжига первого рода, основанного на рекристализационных процессах и отжигавторого рода, основанного на фазовой нерекристализации. Для этих сплавов кромепростого применяют рекристализационный отжиг. Он заключается в нагреве сплавапри сравнительно высоких температурах, достаточных для изготовлениярекристализационных процессов, охлаждения до температур, обеспечивающих высокуюстабильность β- фазы (ниже температуры рекристаллизации), и выдержке приэтой температуре с последующим охлаждением на воздухе.
При упрочняющейтермической обработке α+β –сплавов и метастабильных β –сплавовперед сваркой основной металл этих сплавов подвергают закалке или отжигу, апосле сварки – закалке и старению.
Для сварки титана впромышленности применяют, автоматическую, полуавтоматическую и ручную сваркунеплавящимся электродом, непрерывно горящей и импульсной дугой и автоматическуюи полуавтоматическую сварку плавящимся электродом. Для сварки титана могут бытьиспользованы стандартное сварочное оборудование, снабженное дополнительнымиустройствами для защиты зоны сварки, а также специализированные сварочныегдилки и установки. Для защиты зоны дуги и расплавленной ванны необходимоиспользовать аргон высшего сорта
(ГОСТ 10157-79). Длязащиты остывающей части шва и обратной стороны шва неответственных изделийдопускается использование аргона второго сорта. Гелий и его смеси с аргономцелесообразно использовать при дуговой сварке плавящимся электродом больших(8•10-3-10-2). При сварке в гелии необходимый для защитысварочной ванны расход газа в два-три раза больше, напряжение на дуге в1,4-1,6 раза выше, а ширина зоны расплавления в 1,4 раза больше, чем при сваркев аргоне [10].
Защита зоны сварки можетбыть местной и общей. При местной защите защищается зона металла нагретого дотемператур начала активного поглощения газов, ограниченная изотермой 623-673К,с лицевой и обратной стороны шва.
Общая защита сварногосоединения и изделия в целом осуществляется при сварке в камерах сконтролируемой атмосферой и в специализированных боксах с обеспечением в нихусловий для работы сварщиков. Камеры вакуумируются до 10-2-10-4 мм рт.ст., послечего их заполняют инертным газом с избыточным давлением 0,1-0,3 кгс/см2.основное требование, предъявляемое к камерам с контролируемой атмосферой, — возможностьсоздания и поддержания в процессе сварки заданной чистоты инертной среды.Последнее реализуется использованием газовой очистки в процессе сварки позамкнутому циклу: камера-компрессор-система химической очистки-камера. Приналичии примесей в атмосфере камеры не выше их содержания в аргоне высшегосорта обеспечиваются необходимая пластичность, прочность и коррозионнаястойкость металла сварных соединений.
Местные защитные камерыиспользуют с вакуумированием и без предварительного вакуумирования. В последнемслучае для вытеснения воздуха и качественной защиты необходима продувка камеры5-10 кратным объемом инертного газа. улучшение условий защиты металла, нагретогодо температур активного поглощения газов, достигается применением мер,обеспечивающих интенсивный теплоотвод из зоны сварки (медные водоохлаждаемыеподкладки и накладки, охлаждающие ванны) и предупреждающих контакт нагретойповерхности с воздухом (подкладки, накладки, покрытия и т.д.).
Аргонодуговую сваркунепрерывно горящей дугой производят на постоянном токе прямой полярности отстандартных источников питания. При толщине металла до 3-4 мм сварку выполняют за один проход, при большей толщине требуются многопроходная сварка. Увеличениеглубины проплавления и производительности сварки достигается при использованииспособа сварки проникающей (заглубленной) дугой при принудительном погружениидуги ниже поверхности свариваемых кромок. Таким способом можно сваривать металлтолщиной до 10 мм без применения разделки кромок и присадочного металла.
Применение фтористыхфлюсов при аргонодуговой сварке титановых сплавов позволяет снизить погоннуюэнергию по сравнению с аргонодуговой сваркой без флюса, сузить зону термическоговлияния, уменьшить пористость швов и улучшить условия защиты металла отвзаимодействия с воздухом. используются флюсы систем АНТ, фтористые соединениящелочных и щелочноземельных металлов. Флюс разводят этиловым спиртом дополучения жидкой пасты (30г флюса и 100г спирта), которую наносят на кромкисвариваемых деталей. Сварку производят после улетучивания спирта.
Для тонколистовогометалла (/>2,5мм) целесообразно применять импульсную сварку без присадочной проволоки. разработанаплазменная сварка листов титана малой (0,025-0,5 мм) и средней (0,5-12,5 мм) толщины и многослойная сварка плоских листов (толщиной св.12 мм). Посравнению с аргонодуговой сваркой неплавящимся электродом плазменная сваркахарактеризуются более высокой производительностью, меньшим короблением(деформация на 1/2 -1/3 меньше). Механические свойства титана при плазменной сварке близки к свойствам, полученнымпри аргонодуговой сварке. Основной трудностью при плазменной сварке по сравнениюс аргонодуговой является более жесткие требования к качеству сборки в связи схарактерным грибообразным проплавлением [11].
Процесс сваркитонколистового металла лучше осуществлять внутри микрокамер. Благодаря этомуобеспечивается надежная защита зоны сварки при малом расходе инертного газа.При высоком качестве основного и присадочного материала, соблюдении условий защитыи оптимальных режимах сварки вольфрамовым электродом механические свойства сварныхсоединений титана и его сплавов близки к свойствам основного металла. Лучшиесвойства достигаются при автоматизированных методах сварки. [12,13].
О надежности газовойзащиты в процессе сварки и при последующем охлаждении сварного соединения привсех видах сварки в инертных газах можно судить по внешнему виду шва. Блестящаясеребристая поверхность свидетельствует о хорошей защите. Проявление на швецветов побежалости указывает на нарушение стабильной защиты, а серых налетов –на плохую защиту [8]. Достаточно простым критерием оценки степени загрязненияшва примесями внедрения – газами (азотом и кислородом) служит твердость металлашва и околошевной зоны.
При хорошей защитетвердость металла шва не превосходит исходной твердости основного металла. Приэтом сварные соединения равнопрочны основному металлу и имеет достаточновысокие пластические свойства. Так, стыковое соединение сплавы ВТ1 толщиной 1-2 мм, выполненное сваркой без присадки, имеет временное сопротивление 45-56 кгс/мм2, уголизгиба 180°, а сплава вт5-75-90 кгс/мм2 и 70-90° соответственно.
При сварке неплавящимсяэлектродом технического титана и низколегированных титановых сплавов толщинойболее 1,5-2 мм для получения полномерного шва применяют присадочный материал –титановую проволоку ВТ1-00, подвергнутую вакуумному отжигу для снижениясодержания водорода до 0,003-0,004%. более стабильное качество швов удаетсяполучить при автоматической подаче присадочной проволоки в зону сварки.
Швы, сваренные натехническом титане и низколегированных α- сплавах, имеюткрупнокристаллическую макро- и микроструктуру. Для металла шва и околошовнойзоны характерна микроструктура игольчатой α´-фазы, образованиекоторой связано с полным превращением высокотемпературной β-фазы прибыстром остывании. Игольчатость фазы свидетельствует о мартенситной кинетикепревращения. Структурные участки околошовной зоны на титане аналогичны таким жеучасткам на стали. Непосредственно к металлу шва примыкают участки крупногозерна или перегрева, затем следуют участки полной перекристализации сувеличенным размерами зерен по сравнению с основным металлом. Околошовная зонаочерчена ярко выраженной границей с неизменившим микроструктуру основнымметаллом.
Важным условиемпредотвращения охрупчивания металла шва и околошовной зоны с мартенситоподобнойигольчатой микроструктурой является обеспечение чистоты металла и выбор режимовсварки с оптимальными термическими циклами.
Термообработку сварныхсоединений из титана и его низколегированных сплавов проводят лишь с цельюснятия сварочных напряжений. Температуру нагрева принимают до 600-650°С, времявыдержки 30-40 мин, остывание с печью.
Весьма эффективен новыйотечесвенный способ аргоно-дуговой сварки неплавящимся электродом с применениемфлюсов паст. Этот способ использует преимущества сварки титана под флюсом,достигаемые введением в зону сварки фторидов и хлоридов щелочных ищелочноземельных металлов. первоначально такой способ применяли лишь дляустранения пористости швов. Это достигалось нанесением весьма тонкого слояспециального однокомпанентного реагента на поверхность свариваемых кромок.
В дальнейшемисследования, выполненные в ИЭС имели Е. О. Патона, показали, что использованиеспециальных флюсов при сварке неплавящимся электродом позволяет заметно снизитьзатраты погонной энергии, получить более узкие швы при значительном увеличенииглубины проплавения, частично рафинировать и модифицировать металл шва. Длясварки титана находят применение флюса-пасты серия АН -ТА (АН-Т17А и др.).Сварка с такими флюсами дает возможность выполнять за один проход без разделкикромок соединения из титана толщиной до 12 мм узкими швами на токах в 2,5 -3 раза меньших по сравнению с токами при обычной аргоно-дуговой сварке неплавящимсяэлектродом [8].
Способ сваркинеплавящимся электродом углубленной или погруженной дугой также позволяет заодин проход сваривать металл средних толщин. Однако к его основным недостаткамотносится чрезмерная ширина шва и большие размеры околошовной зоны [8].
Сварку плавящимсяэлектродом в среде инертных газов производят постоянным током обратнойполярности на режимах, обеспечивающих мелкокапельный перенос металла.Отклонение от оптимальных режимов приводит к разбрызгиванию электродногометалла, нарушению газовой защиты зоны сварки, ухудшению формирования швов. Длясварки используют сварочную проволоку диаметром 2-5 мм в зависимости от толщины основного металла. Применяют скользящие водоохлаждаемые защитныеприспособления, обеспечивающие изоляцию шва от атмосферы. Более стабильноекачество соединений получается при сварке плавящимся электродом в камерах сконтролируемой инертной атмосферой [10].
При сварке в монтажныхусловиях соединений из титана, расположенных в разных пространственныхположениях (например, стыковка труб и колонн в химическом машиностроении идр.), находит применение метод импульсно-дуговой сварки плавящимся электродом всреде аргона. Полуавтоматическая сварка титановой проволокой диаметром 1,2-2 мм с питанием от генератора импульсов (например ИИП-2) обеспечивает перенос одной капли металла прикаждом импульсе тока.
Принудительный, направленныйперенос электродного металла при сварке титана значительно улучшаетформирование швов, выполняемых полуавтоматом, и делает возможной полуавтоматическуюсварку в среде аргона в вертикальном и даже потолочном положении.
При сварке импульсов натоках силой 150-300А электродный металл разбрызгивается, условия защиты зонысварки ухудшаются, при сварке вертикальных швов процесс нестабилен. применениеимпульсно-дуговой сварки позволяет в определенных пределах управлять переносомметалла, практически полностью устраняет разбрызгивание, стабилизируетпроплавление основного металла, упрощает технику полуавтоматической сваркивертикальных швов. Имеются различия в микроструктуре швов, сваренных обычнымаргоно — дуговым способом и с наложением импульсов. Металл шва, выполненного импульсно-дуговойсваркой отличается измельченной внутризеренной структурой α´- фазы.
1.3 Особенностиформирования швов при сварке с повышенной скоростью
В общем объеме работ попроизводству сварных конструкций из титановых сплавов аргонодуговая сварказанимает значительную часть и ответственное место. Повышение тока и скоростисварки в данном случае, желательно не только с точки зрения производительностипроцесса, но и снижения погонной энергии за счет увеличения проплавляющейспособности дуги [8, 14, 15]. Однако, повышение тока и скорости дуговой сваркисопровождается ухудшением формирования шва, которое проявляется в увеличениивысоты его провисания, образовании подрезов и прожогов основного металла.Указанные дефекты имеют место практически при всех способах дуговой сварки,опасность возникновения дефектов возрастает с увеличением тока и скоростисварки [16-32].
Противоречивостьтребований предъявленных к параметрам режима сварки, обеспечивающиходновременно высокую производительность процесса и качество шва, вызываетнеобходимость детального изучения состояния вопроса формирования шва при сваркена весу.
Известно [33-37], чтоформа шва, выполняемого с полным проплавлением кромок, определяется условиемравновесия сил, действующих одновременно на ванну расплавленного металла.
Рд+G=Рп.н.
где Рд – силадавления дуги;
G – сила тяжести жидкого металлаванны;
Рп.н.-результирующая сил поверхности натяжения.
Приняв дляопределенности, очертание сварочной ванны за Эллис. А. В. Петров [38], исходяиз теории тепловых процессов при сварке Н. Н. Рыкалина и известного уравненияЛапласа:
Рп.н.= />,
где R1, R2 – главные радиусы кривизны рассматриваемой поверхности;
G – коэффициент поверхностногонатяжения, показал, что при сварке с постоянной погонной энергией повышениескорости сварки должно привести к увеличению степени вытянутости ванны и, какследствие, снижению сил поверхностного натяжения. Сила давления дуги и весжидкого металла ванны при этом увеличиваются.

При такой постановкевопроса нарушение равенства (1.2) очевидно, образование прожогов неизбежно.
Рассматривая возможностиполучения качественного формирования шва при сварке тонколистового металла В.К.Лебедев [16] исходит из несколько иного представления в механизме образованияпрожога. С точки зрения автора, прожог является следствием неустойчивости формыванны.
Исходя из энергетическихсоображений, в работе было получено неравенство:
4б-2в+в1б/(1-∆)2>0[1.4]
где ∆ — размерпрожога вдоль шва, образовавшегося по каким-либо причинам;
1 и в –соответственно, длина и ширина сварочной ванны. Определяемое как условиеустойчивости ванны.
Исходя из последнегоследу/>ет,что/>
/>[1.5]
так как 0/>1, то неравенство [1.5]всегда удовлетворяется при />
При любом соотношении /> неравенствоудовлетворяется, если ширина шва в меньше или равна двум толщинамсвариваемых листов. Если это условие отсутствует, т.е. />должнабыть меньше половины толщины металла б.
Разумеется полученные изупрощенной схемы сварочной ванны соотношения можно рассматривать лишь какориентировочные. Тем не менее они объясняют некоторые наблюдаемые в практикеявления и позволяют прийти к следующим выводам:
— для устраненияпрожогов, сопутствующих повышению скорости сварки, необходимо прибегать кприемам, которые позволяют ограничить наибольшую длину ванны и силу давлениядуги;
— увеличение концентрацииэнергии в активном пятне и уменьшение в результате этого ширины шва –эффективный путь повышения скорости сварки.
Изучению причинобразования подрезов уделено большое внимание [17-32]. Согласно данным [17],формирование шва является результатом взаимодействия двух сил: давления дуги Рди силы тяжести жидкого металла Рr,вытесненного этим давлением. Авторы считают, что соблюдение равенства этих силявляется необходимым условием нормального формирования шва. При Рд> Рr жидкий металл под воздействиемизбыточного давления дуги интенсивно перемещается в хвостовую часть ванны.Разрыв во времени между проплавлением дугой канавки в основном металле и еезаполнением жидким металлом увеличиваются. Это приводит к образованиюпротяженных подрезов.
По сущности аналогичнуюсхему образования подрезов приводят и авторы работ [18-22]. Так, например, вработе [18] полагают, что подрезы образуются в тех случаях, когда уровеньжидкого металла в точке максимальной ширины ванны, где начинаетсякристаллизация у кромок шва, оказывается ниже поверхности основного металлавследствие значительного наклона ванны и большой скорости кристаллизации. Чемвыше сила давления дуги, тем больше наклонено зеркало ванны и больше величинаподреза.
Согласно другой точкезрения [23-30], причины образования подрезов связаны с пространственнымизменением столба дуги. Полагают, что с повышением скорости сварки столб отдуги отклоняется в сторону шва, вызывая более интенсивное отбрасывание металлав хвостовую часть ванны. Вследствие этого становится больше разрыв во временимежду проплавлением и заполнением образующей канавки.
В работе [28] оботклонении дуги судили по углу наклона фронта плавления сварной ванны.Эксперименты проводились при сварке титана неплавящимся электродом в средеинертных газов. По результатам экспериментов сделан вывод, что отклонение дугиот нормали увеличивается с ростом сварки и не зависит от тока. В то же времяисследования проведенные в работе [39] показывают, что при аналогичных условияхсварки, угол наклона фронта плавления сварочной ванны с увеличением тока существенноуменьшается.
Дискретный характерперемещения анодного пятна, изменение формы и положения столба дуги впространстве при сварке неплавящимся электродом в среде инертных газовподтверждают результаты работы [30]. Однако этим же исследованиями былоустановлено, что дискретный характер перемещения анодного пятна дуги изменяетсяот явно выраженных скачков при малых величинах сварочного тока 20А до оченьнезначительных перемещений при токах более 140А.
Влияние скорости сваркина положение дуги значительной мощности (300-800А) в пространстве при сваркеплавящимся электродом в среде защитных газов исследовалось в работе [40].Практически во всех случаях дуга занимала положение соосное с электродом.Незначительные средние отклонения от столба дуги, по мнению авторов, скореевсего вызваны не изменением скорости сварки, а колебаниями параметров режима, изменениемусловий защиты и другими трудноконтролируемыми факторами.
В результате опытов,проведенных при сварке стальных пластин плавящимся электродом, в работе [42]было установлено, что при направлении сварки к токоподводу дуга отклоняетсяуглом назад, а при сварке от токоподвода – углом вперед. Эти отклонения былинаиболее заметны при сварке сравнительно узких пластин.
Авторы объясняют этоявление взаимодействием тока дуги с магнитным полем тока растекающегося попластине. Магнитное поле тока, текущего по электрическому контуру сварочнойцепи используют для отклонения дуги углом вперед. Это позволяет повыситьскорость сварки и качество формирования шва.
В работах [42, 43]установлено, что характер распределения тока по изделию в основном определяетсятой или иной тепловой обстановкой, сложившейся в нем при сварке. При этомбольшая часть тока всегда сосредоточена перед движущейся дугой.
По существующимпредставлениям [14, 15] одновременно увеличение мощности источника и скорости сваркиприводит, в основном, к увеличению длины изотерм. Ширина изотерм такжеувеличивается, но стремится к ограниченному значению.
Изменение температурногополя, связанного с повышением скорости сварки, должно привести кперераспределению удельного сопротивления металла и, как следствие, тока пообласти свариваемого изделия. При этом перед дугой, где изотермы сгущаются,градиенты температур и удельного сопротивления металла возрастут, концентрациятока увеличивается, а позади дуги, в силу обратного явления, уменьшиться. Этаситуация близка к случаю сварки узких полос в направлении к токоподводу.Магнитное поле тока, концентрирующего перед дугой, может оказаться достаточнымдля отклонения ее углом назад.
Существенное влияние наформирование швов при дуговой сварке могут оказывать и объемныеэлектромагнитные силы, возникающие в жидком металле в результате взаимодействиямагнитных полей токов, протекающих по дуге, жидкому металлу ванны и соединяемымдеталям. исследования, проведенные в работе [41] показали, что при подводе токанепосредственно под электрод осисимметричное магнитное поле не изменяетположение жидкого металла. При сварке в направлении к токоподвода жидкий металлинтенсивно вытесняется в сторону, противоположную токоподводу (в хвостовуючасть ванны), а при сварке от токоподвода – в кратерную часть ванны.
Полученные результатысвидетельствуют о том, что в зависимости от направления сварки относительнотокоподвода образующиеся объемные силы могут изменять расположение сварочнойванны и, как следствие, оказывать существенное влияние на формирование шва.
С учетом данных работ[14, 15, 43], одновременное увеличение мощности источника и скорости сваркидолжно привести к тому, что практически весь ток к дуге будет поступать черезпереднюю часть ванны. При этом жидкий металл будет вытеснен в хвостовую частьсварочной ванны, что может привести к образованию подрезов.
Изучая влияние материалаи температуры предварительного подогрева свариваемого образца на критическуювеличину отношения тока к скорости сварки, при которой образуются подрезы.Авторы работ [31] приходят к выводу, что образование подрезов определяетсясилой давления дуги, массой металла сварочной ванны, физическими свойствамиосновного металла и скоростью его охлаждения. Однако тут же подчеркивается, чтообщая форма критических кривых ток/скорость сварки для различных материаловнаводит на мысль, что явление образование подрезов может быть связано, скорее,с природой дуговой сварки, чем исключительно со свойствами свариваемогометалла. Поэтому авторы считают, что наиболее перспективным путем ликвидацииподрезов является уменьшение силы давления дуги на расплав сварочной ванны.
Полагают [32], чтопредельная скорость сварки, при которой образуются подрезы, определяютсяшириной шва и диаметром силового пятна дуги, ограниченным давлением Рmin, способным вызвать оттеснениеметалла ванны с боковых стенок. Появление дефектов, с точки зрения авторов,соответствует равенству диаметра силового пятна дуги и ширины ванны. Очевиднопри таком понимании механизма образования подрезов вопрос о снижении силыдавления дуги на сварочную ванну остается актуальным.
1.4 Цель и задачиисследования
Целью настоящей работы являетсяисследование процесса сварки вольфрамовым электродом в аргоне с присадочнойпроволокой титанового сплава ОТ4 применительно к проблеме повышения качестваформирования швов при сварке с повышенной скоростью. Для достижения поставленнойцели решались следующие основные задачи:
— выбор оборудования иматериалов для сварки;
— выбор методики иисследование распределения тока по пластине в зоне сварки;
— оценка влияниямагнитного поля тока присадочной проволоки на сварочную дугу;
— исследование процессаформирования швов при сварке титанового сплава ОТ4 с повышенной скоростью;
— исследованиемеханических свойств сварных соединений.

2. Методы исследования
2.1 Оборудование длясварки
Сварку выполняем напостоянном токе прямой полярности вольфрамовым электродом ЭВЛ-ФУ-150 ГОСТ23949-80 в аргоне высшего сорта (ГОСТ 10157-79) с присадочной проволокой отисточника питания ВСВУ-315 на специально изготовленном стенде.
Источник питанияпредназначен для автоматической сварки изделий из обычных, коррозионно-стойкихи жаропрочных сталей и титановых сплавов открытой и сжатой дугой в непрерывноми импульсном режимах. Источники обеспечивают стабилизацию установленного сварочноготока в пределах ± 2,5% при изменениях напряжения питающей сети ± 10%, длиныдуги от 0,5 до 0,6 мм и температуры окружающей среды от +5 до +35°С.
Источник обеспечиваетработу в непрерывном и импульсном режиме; автоматическое, плавное, регулируемоево времени нарастания тока в начале сварки от минимального до заданногозначения, благодаря чему происходит равномерный разогрев конца вольфрамовогоэлектрода и повышает его стойкость; плавное регулирование тока дежурной дуги вимпульсном режиме в пределах от 2 до 30% номинального сварочного тока;модулирование формы импульса от практически прямоугольной до треугольной, чтодает различные скорости изменения полярности сварочного тока; плавное,регулируемое во времени снижение сварочного тока от рабочего до минимальногозначения в конце сварки при заварке кратера.
Независимость сварочноготока от температуры окружающей среды достигается помещением элементовэлектрической схемы, чувствительных к изменениям температуры, в термостатспециальной конструкции, входящий в блок регулирования.
Функциональная блок-схемаисточник приведена на рисунке 2.1 в схеме:
Т — силовой трехфазныйтрансформатор;
V — силовой тиристорный выпрямительныйблок;
ВИП — вспомогательныйисточник питания для возбуждения дуги;
ИЭ – измерительныйэлемент;
L — дроссель;
G — осциллятор;
БФИ —         блокформирования импульсов управления тиристорами;
БРТ — блок регулированиятока;
ТБ — триггерный блок;
РБ — релейный блок.
Силовой трехфазныйтрансформатор Т имеет одну первичную обмотку ω1 и две вторичныеобмотки ω2 и ω2n(рисунок 2.2).
Фазы первичной ивторичных обмоток соединены звездой. Напряжение от вторичной обмотки ω2подводится к трехфазному выпрямителю V (основной силовой выпрямитель), собранному по мостовой схеме выпрямленияна тиристорах, имеющему пологопадающую внешнюю характеристику. От вторичнойобмотки ω2nнапряжениеподводится к трехфазному неуправляемому выпрямителю Vв, собранному также по мостовой схеме, который входит в составвспомогательного источника питания ВИП, включенного на дугу параллельно сосновным. ВИП имеет крутопадающую внешнюю характеристику. Такая формахарактеристики обеспечивается действием трех однофазных неуправляемых линейныхдросселей Lв с разъемными ферромагнитными сердечниками. Требуемыйток возбуждения дуги устанавливается соответствующим зазором в разъемном сердечникедросселя.
/>
Т — силовой трехфазныйтрансформатор; V — силовой тиристорный выпрямительныйблок; ВИП — вспомогательный источник питания для возбуждения дуги; ИЭ –измерительный элемент; L — дроссель; G — осциллятор; БФИ — блокформирования импульсов управления тиристорами; БРТ — блок регулирования тока;ТБ — триггерный блок; РБ — релейный блок.
Рисунок 2.1-Функциональная блок-схема источника питания
/>
Рисунок2.2-Принципиальная электрическая схема силовой цепи источника питания
Этот ток являетсяминимальным током источника. Дроссели Lв выполняюттакже функции сглаживающих фильтров на малых токах и предотвращают возникновениеавтоколебательного режима при глубоком регулировании.
ВИП обеспечивает такженеобходимое напряжение холостого хода – 200 В для сварки в среде гелия и 100 Вдля сварки в среде аргона. В процессе сварки горят одновременно обе дуги.Маломощная дуга обеспечивает сигналы обратной связи по току и напряжению,необходимые для получения вертикального участка внешней характеристикиисточника до зажигания сварочной дуги. Совмещение двух существенно различных поформе внешних характеристик, когда маломощный вспомогательный источник имеетдостаточное для надежного возбуждения дуги напряжение, а остальной источник — вертикальную внешнюю характеристику в диапазоне рабочих напряжений, позволяетсущественно снизить напряжение холостого хода основного источника питаниясварочной дуги, а следовательно, потребляемую мощность, массу, габаритныеразмеры, повысить КПД и коэффициент мощности. Ток возбуждения составляет около3% от номинального сварочного тока.
Силовой выпрямитель V выполняет также функции формированиявнешней характеристики, стабилизатора и коммутатора тока, модулятора импульсови регулятора тока дежурной дуги при импульсной сварке. Температурная защитатиристоров обеспечивается специальным релейным блоком РБ. Датчиком температурыявляется терморезистор, установленный в радиаторе тиристора, который включенпоследним в контуре водяного охлаждения и, следовательно, наиболее сильнонагрет. При превышении температуры охлаждающей воды над заданной срабатываетреле, отключающее силовую цепь и включающее сигнальную лампу. Другиеэлектромагнитные реле блока определяют порядок работы элементов схемы принажатии кнопок и выключателей, расположенных на панели управления и дублирующемпульте сварщика.
Измерительный элемент ИЭ,включенный последовательно в сварочную цепь, выдает сигнал обратной связи потоку. Конструктивно он выполнен в виде трубки из коррозионно-стойкой стали сприваренными токоподводящими отводами. Постоянство электрического сопротивленияИЭ в процессе работы обеспечивается малым температурным коэффициентомсопротивления материала трубки и охлаждением трубки проточной водой.
Блок формированияимпульсов БФИ выполнен по принципу «вертикального управления», заключающемуся вформировании пилообразного напряжения, сравнении его с напряжением управления ипоследующем формировании прямоугольных импульсов, положение которых во времениопределяется результатом указанного сравнения и зависит от характерасуммирующего импульса, поступающего на блок БФИ с блока регулирования тока БРТ.БФИ состоит из следующих основных узлов: входного устройства, создающегомногофазную систему напряжений, синхронизированную с напряжением питающей сети;фазосдвигающего устройства, обеспечивающего изменения фазы управления импульсовотносительно напряжения питающей сети; выходного усилителя, осуществляющего усиленияи формирование управляющих импульсов. Работа источника питания в переходном иимпульсном режимах обеспечиваются двойными импульсами, которые генерирует БФИблагодаря соответствующему соединению трех каналов управления.
Блок регулирования токаБРТ выполнен по схеме дифференциального усилителя постоянного тока натранзисторах. Суммирующие сигналы, которые поступают на блок V с блока БРТ через блок БФИ,обеспечивают плавное регулирование сварочного тока во всем рабочем диапазоне;плавное нарастание тока в начале и плавное снижение в конце сварки;
Формирование внешнейхарактеристики источника; стабилизацию рабочего тока при изменениях длины дугии напряжения питающей сети; импульсную коммутацию тока и модуляцию импульса(см.выше).
Триггерный блок ТБ служитдля задания импульсного режима работы источника питания и обеспечиваетнезависимое регулирование длительности импульсов и пауз, которое кратно целомучислу периодов синусоидального напряжения сети. Триггерный блок обеспечиваетвозбуждение, периодически повторяющихся, регулируемых по продолжительности ичастоте импульсов напряжения, которые через блоки БРТ и БФИ задают режим работыблоку V. Регулирование тока дежурной дугипри импульсной сварке осуществляется с помощью этих же импульсов, которыеподаются на промежуточный транзистор в блоке регулирования, а с него – на резисторрегулирования дежурного тока, установленный на пульте управления источником, ивыходной транзистор блока БРТ. На рисунке 2.3. приведены внешние характеристикиисточника питания.
/>
1-внешние характеристикисилового блока V;
2- внешняя характеристикаблока ВИП.
Рисунок 2.3 – Внешниехарактеристики источника питания
Техническиехарактеристика источника питания следующие: климатическое испытание, категорияразмещения УЗ; нижнее течение температуры окружающего воздуха +5°; номинальныйсварочный ток 315А; пределы регулирования тока дежурной дуги 8-120А; режимработы ПН 60% продолжительность цикла сварки 60 мин; номинальное рабочеенапряжение 30В; номинальное напряжение питающей сетки 380В; габаритные размеры520х700х1195 мм; масса не более 380 кг.
Вольфрамовый электродподключен к отрицательному полюсу источника питания, свариваемое изделие иприсадочную проволоку – к положительному полюсу (рисунок 2.4). шунтированиитокоподвода к изделию присадочной проволокой через неё протекает часть общеготока источника питания. В соответствии с первым законом Кирхгофа общий ток приэтом сохраняется неизменным, а ток в токоподводе к изделию уменьшается навеличину тока In, протекающего в проволоке.
/>

1 – вольфрамовыйэлектрод; 2 – присадочная проволока; 3 – сварочная ванна; 4 – сварочная дуга; 5– изделие; 6 – источник питания
Рисунок 2.4 – Схемапроцесса сварки.
Проволоку вводим в ваннупозади дуги вблизи анодного пятна на регулируемом расстоянии от вольфрамовогокатода в этом случае получение дуги оказывает тепловое воздействие напроволоку, а ионизация окружающего дугу пространства обуславливает протеканиетока через проволоку с ванной. Таким образом нагрев и плавление проволокипроисходит от воздействия трех источников теплоты: теплового излучения дуги qu, теплоты сварочной ванны qв, а также джоулевой теплоты qдж, выделяющейся в проволоке при прохождении через неё тока In.
Протекающий черезприсадочную проволоку ток In в произвольной точке А сварочной дуги (рисунок 2.5) создает магнитноеполе
В = /> (2.1)
где /> — магнитная постоянная;
/> — относительная магнитнаяпостоянная проницаемость магнитика.
/>
r0 – расстояние от присадочной проволокидо произвольной точки А дуги;
φ1 иφ2 – углы, образованные радиус векторами, проведенными в точкуА из начала и конца токоведущей части присадочной проволоки.
Рисунок 2.5 – Копределению магнитной индукции в произвольной точке сварочной дуги.

Это поле воздействуя надугу как на проводник с током, отключает её «углом вперед» [28]. Чем больше In, тем больше индукция магнитного поляи угол отключения дуги. Очевидно, максимального значения последний достигаетпри
In = Iсв.
2.2 Аппаратура и методикаисследования распределения тока в зоне сварки
О возможности определенияхарактера растекания тока по изделию, для случая сварки встык сравнительнотонких листов непрерывно действующей дугой, известно [43]. Теоретически такаязадача сводится к решению дифференциального уравнения в частных производныхэллиптического типа:
/> (2.2)
где /> - коэффициентэлектропроводности материала, являющегося в общем случае функцией координат />, />;
/> — потенциал электрического поля.
Пренебрегаянеоднородностью металла в работе [43] электропроводность свариваемых пластинопределялась как функция температуры />и вычислялось по формуле Лоренца:

/>, (2.3)
где /> — коэффициенттеплопроводности;
/> — коэффициент пропорциональности.
Температурное Т (х,y) принималось плоскопараллельными идля предельного установившегося состояния строилось согласно уравнению:
/>, (2.4)
где /> — эффективная тепловаямощность дуги;
/> — толщина пластины;
/>-скорость сварки;
/>-коэффициенттемпературопроводности;
/> — функция Бесселя от мнимогоаргумента второго рода нулевого порядка;
/> — расстояние от центра источникатепла до интересующей нас точки;
/> — коэффициент температуроотдачи;
/> — коэффициент теплоотдачи;
/>-удельная теплоемкость;
/>-плотность.
При принятых допущенияхуравнение (2.2) решалось с помощью электрических аналогий путем моделированияна электропроводной бумаге. При этом область сварочной ванны на модели обратнойзадачи вырезалось.
Таким образом, в работе[43] решена конкретная задача распределения тока по пластине при сваркенепрерывно действующей дугой, однако не рассматривается картина растекания токав сварочной ванне, хотя магнитные поля именно этих токов оказывают существенноевлияние на положение сварочной дуги и расплавленного металла в объеме сварочнойванны. Более того, без рассмотрения растекания токов в зоне сварки нельзяполучить достоверную картину распределения тока и в прилегающих участкахосновного металла.
В наших исследованияхизучения характера распределения тока в зоне сварки проводилось путемрегистрации интенсивности магнитного поля зондирующего тока />в различных участкахвысокотемпературной области. Необходимость создания в зоне сварки зондирующеготока была вызвана тем, что при установившихся значениях сварочного регистрацияинтенсивности его магнитного поля связана с рядом технических трудностей.
Зондирующей ток изменялсяпо синусоидальному закону />, где />-амплитуда зондирующего тока сциклической частотой, позволяющей получать необходимую информацию о распределенииего магнитного поля по исследуемой области. При этом полярности сварочного изондирующего токов совпадали.
Представление ораспределении магнитного поля зондирующего тока получали посредствомрегистрации амплитуды, наведенной э.д.с. на обмотке магнитной головки, вразличных участках исследуемой области.
Функциональная схемаустановки для исследования характера распределения тока в зоне сварки приведенана рисунке 2.6.
/>
1-звуковой генератор;2-согласующий усилитель; 3-магнитная головка;4- электродвигатель; 5- усилительмощности; 6-шлейфовый осциллограф; 7- источник сварочного тока.
Рисунок 2.6 — Функциональнаясхема установки для исследования распределения тока в зоне сварки
В её состав входитгенератор зондирующего тока 1; согласующий усилитель2; магнитная головка 3;электродвигатель 4; усилитель мощности 5; шлейфовый осциллограф 6; источниксварочного тока 7.
Выходной сигнал блока 7 служилнепосредственно для сварки. источником зондирующего сигнала являлся генератор1. частота и амплетуда сигнала генератора устанавливались органами регулировки.Величина последнего параметра выбиралась такой, чтобы сигнал магнитной головки 3имел достаточную амплитуду для последующей качественной обработки. Частотасигнала генератора не превышала 500Гц.
Выходной сигналгенератора 1 усиливался согласующим усилителем 2 и затем поступал в зонусварки. Здесь зондирующий ток распределялся аналогично сварочному, всоответствии со значениями проводимости в различных точках.
Регистрация интенсивностимагнитного поля зондирующего тока осуществлялась с помощью магнитной головки 3,которая устанавливалась на торце вала электродвигателя 4 таким образом, чтобыпри его вращении один конец рабочего зазора головки совпадал с осью электрода,а другой описывал окружность в плоскости, расположенной параллельно плоскостисвариваемого образца. Схема расположения магнитной головки приведена на рисунке2.7. при таком положении рабочего зазора, через магнитопровод головки замыкалсямагнитный поток, соответствующий величине зондирующего тока, протекающего вобласти определяемым углом поворота />вала электродвигателя.
/>

1-сварочная ванна; 2-магнитнаяголовка; 3-магнитопровод головки; 4- рабочий зазор головки.
Рисунок 2.7 — Схемарасположения магнитной головки
Выходной сигнал магнитнойголовки, с амплитудой, пропорциональной величине зондирующего тока, поступал навход усилителя мощности 5. последний необходим для записи сигнала магнитнойголовки с помощью шлейфового осциллографа 6.
Эксперименты проводилисьпри сварке пластин 500х300х2 мм из сплава ОТ4 вольфрамовым электродом в аргонедугой прямой полярности с постоянной погонной энергией. Токоподвод ксвариваемой пластине осуществляется с помощью медных полос по всей длине еёнаибольших сторон. Характер распределения тока изучали при квазиустановившемсяпроцессе сварки, выполняемой вдоль токопроводящих полос по оси пластины.
В ходе экспериментовмагнитная головка устанавливалась в исходное положение, соответствующеезначению угла её поворота />, где с наступлениемквазиустановившегося процесса сварки выходной сигнал усилителя мощности 5регистрировался осциллографом. Затем, в течении процесса сварки головкаповорачивалась на угол />, где регистрация сигналавозобновлялась. При /> цикл измерений завершался. осциллограммыполученные /> и/>,сопоставлялись. При этом, разброс результатов измерений не превышал 4%.
2.3 Методика исследованияотклонения дуги магнитным полем
Экспериментальноеисследование отклонения сварочной дуги в магнитном поле тока />, протекающего поприсадочной проволоке, проводили методом фотографирования дуги с последующимфотометрировании пленок на микрометре МФ-2 по направлениям, перпендикулярнымоси электрода.
Эксперименты проводилидля дуги прямой полярности длиной />. Использовали фотоаппарат«Зенит». Режим фотографирования: светофильтр марки Э-2; выдержка 1:125;диафрагма 5.6; светочувствительность фотопленки 130 ед.
Дугу зажигали на меднойводоохлаждаемой пластине, токоподвод к которой осуществляли через медныйстержень, имитирующий присадочную проволоку (рисунок 2.4) и собственнотокоподвод через сопротивление R, величинакоторого в ходе экспериментов изменялась.
Полученные послефотографирования негативные кадры дуги на фотопленке фонтометрировали по линиямнаходящихся на расстоянии 0,5 мм от основания дуги (анодного пятна). Схемафотометрирования представлена на рисунке 2.8.
/>
Рисунок 2.8 – Схемафотометрирования пленок.
За единицу интенсивностизасветки негатива принимали величину, называемую относительной интенсивностьюзасветки
/> (2.5)
где А0–отсчет по шкале микрофонтомера для незасвеченной пленки;
А – то же, только длязасвеченных пленок на негативе.
Оптимальный размер щели lщмикрофонтомера обеспечивающий достаточнуючувствительность замеров, находится в пределах 3 мм. интервал фонтометрирования принимаем, исходя из возможностей прибора МФ-2, равный 0,5 мм.
Зависимость />от тока /> определили изотношения:
/>………… (2.6)
где х– расстояние от максимальных фонтоночернений нормальногорящей дуги и дуги в магнитном поле тока />;
/> — длина дуги.

3. Результатыисследований
3.1 Распределение тока взоне сварки
Зависимости распределениятока по пластине в зоне сварки, характеризуемые отношением />/>, где А(φ) – амплитуданаведённой э.д.с. на обмоткемагнитной головки при её повороте на угол φ; ||А(φ)|| = max|А(φ)|, 0≤φ≤2π, от скорости сварки Vсв ивеличины тока In в присадочной проволоке приведены соответственно,на рисунках 3.1, 3.2 и 3.3.
/> /> />
Рисунок 3.1 – Влияние скоростисварки на распределение тока по пластине в зоне сварки
Рисунок 3.2 – Влияниеприсадочной проволоки на распределение тока по пластине в зоне сварки/> />
Рисунок 3.3 – Влияние тока вприсадочной проволоке на распределение тока по пластине в зоне сварки
Как следует из рисунка3.1, по мере повышения скорости сварки, распределение тока по пластине в зонесварки увеличивается. Так, увеличение скорости сварки с 40 до 60 м/ч приводит к снижению величины />от 0,73 до 0,6;с 60 до 80м/ч от 0,6 до 0,48; с 80 до 100м/ч от 0,48 до 0,32.
Перераспределение тока попластине с повышением скорости сварки, при неизменном месте токоподвода,связано с изменением температурных полей в зоне сварки [14, 15]. При этом,геометрии сварной ванны, описываемая изотермой плавления, очевидно, играетсущественную роль.
Уже в раннихисследованиях удельного сопротивления расплавленных металлов было показано, чтотип проводимости в жидких металлах не отличается от типа проводимости в твёрдомсостоянии и обусловлен наличием коллективизированных электронов. Однако переходметалла из твёрдого состояния в жидкое сопровождается некоторым изменениемэлектрических свойств: при плавлении удельное сопротивление большинстваметаллов увеличивается в 1,5 – 3раза; как правило, температурный коэффициент удельного сопротивления металлов вжидком состоянии меньше чем в твёрдом. Только у меди, серебра, золота иалюминия величина dρ/dt приблизительно одинакова в твёрдом и жидкомсостоянии [44].
Скачкообразное повышениеудельного сопротивления металлов при плавлении говорит о том, что распределениетока по сварочной ванне в значительной степени определяется её геометрией.Кроме того, без рассмотрения растекания токов пованне нельзя получить достоверную картинку распределения тока и в прилегающих кней участках свариваемого металла.
Пользуясь расчётамитепловых процессов при сварке Н.Н. Рыкалина [14], оценим степень вытянутостиванны в зависимости от скорости сварки, при />= const. Для этого воспользуемсяуравнением предельного состояния процесса распространения тепла при нагревепластин без теплоотдачи мощным быстродвижущимся линейным источником
Т(y,t) = />ехр(-/>) (3.1)
где q – эффективнаятепловая мощность дуги;
δ – тощина пластины;
а – коэффициент температуропроводности;
λ – коэффициенттеплопроводности;
с – удельная теплоёмкость;
γ – плотность
В соответствии с формулой(3.1) температура точек, расположенных на оси шва, выразится соотношением

T(0,t) = /> (3.2)
Из выражения ( 3.2 )можно определить теоретическую длительность tв пребывания в жидкомсостоянии частиц материала, расположенных в плоскости перемещения источника,полагая Т( 0,t ) = Т пл
tв = /> (3.3)
Тогда длина сварочнойванны Lв = Vсв∙tв определится следующимобразом
Lв = /> (3.4)
Ширину В сварочной ванны,согласно [8] можно выразить следующим образом
В = /> (3.5)
В соответствии с (3.4) и(3.5) степень вытянутости сварочной ванны, определяемая отношением её длины L кширине В, выражается соотношением
/>= />∙/>(3.6)
или, полагая />
/>=/>(3.7)
Из выражения (3.7)следует, что степень вытянутости ванны при заданной толщине металла δ и />= constпропорциональна скорости сварки.
Увеличение степенивытянутости ванны, связанное с повышением скорости сварки, должно привести ктому, что перед дугой, где жидкая прослойка металла уменьшается, концентрациятока увеличивается, а позади дуги, в силу обратного явления — уменьшается, чтои отображено на рисунке 3.1.
Введение в хвостовуючасть сварочной ванны обеспеченной присадочной проволоки приводит к уменьшениюеё длины и незначительному перераспределению тока в зоне сварки (рисунок 3.2).Так, при Vсв = 40 м/ч величина /> возрастает от 0,6 до 0,72; при Vсв= 80 м/ч от 0,48 до 0,63 и при Vсв = =100 м/ч от 0,32 до 0,46.
Обстановка радикальнымобразом изменяется когда по присадочной проволоке протекает часть сварочноготока (рисунок 3.3). Так, при In = 0,2Iсввеличина/> уменьшаетсяот 1 до 0,97 при In= 0,4Iсв от 1 до 0,78,при In= 0,6Iсв от 1 до 0,6 и при In= 0,8Iсв от 1 до 0,5
3.2 Формирование швов присварке с присадочной проволокой
Согласно данным работы[15], скорость газа в катодной струе дуги с вольфрамовым электродом может иметьпорядок 102мс-1, что соответствует числам Маха от 0,1 до0,2. поэтому гидродинамику этой струи можно исследовать с помощью теориитечения несжимаемой жидкости.
На основании выдвинутыхположений [15], рассмотрим взаимодействие плазменной струи со сварочной ваннойдо момента образования кратера под дугой (рисунок 3.4)
/>
Рисунок 3.4 – Схемавзаимодействия плазменного потока с пластиной до образования кратера под дугой.
Для свободной струидавление на её поверхности равно давлению в газовом пространстве, куда онавытекает. Следовательно, согласно уравнению Бернулли, скорости последней U0, U1, U2, равны между собой. Пренебрегая силами тяжести, составимуравнение количества движения для отсека струи, ограниченного контрольнойповерхностью, состоящей из сечения S0, свободнойповерхности струи, сечений S1 и S2 и поверхности ванны:
/> (3.8)
где Q, Q1 и Q2 – расходы через сечения S0, S1 и S2;
р – плотность плазмы.
Выбрав оси координат, какпоказано на рисунке 3.4, проектируем на них это уравнение. Учитывая, чтопреграда симметрична, т.е.
Q1= Q2=1/2Q0, получим выражение для проекций и величины результирующейсилы
Fx= 0; (3.9)
Fx = F = pQ0U0(3.10)
С образованием кратерапод дугой характер взаимодействия плазменного потока с ванной изменяется(рисунок 3.5). проектируя уравнение (3.8) на оси координат, получим
Fx =0; (3.11)
Fx= F = pQ0U0(1-cosα) (3.12)
где α – уголразворота плазменного потока.
Из выражений (3.10) и(3.12) следует, что сила воздействия плазменного потока на осесимметричнуюсварочную ванну, по мере образования кратера под дугой, возрастает.Максимальное значение силы достигается при/>.
Последующее проплавлениеосновного металла связано с образованием развитой полости кратера и накоплениемжидкого металла в хвостовой части ванны. Симметрия ванны в диаметральнойплоскости нарушается. Дуга смещается на переднюю стенку плавления. Газо игидродинамическая обстановка в зоне сварки все более соответствует квазиустановившемусяпроцессу формирования шва.
/>
Рисунок 3.5 – Схемавзаимодействия плазменного потока с ванной после образования кратера под дугой.
При встрече дуги спередней стенкой плавления плазменный поток разделяется (рисунок 3.6).Закономерность деления расхода можно найти из проекции уравнения (3.8) нанаправление скорости U2
Q2sinβ=Q1-Q2 (3.13)
где β – уголнаклона передней стенки плавления в области критической точки />к горизонтальнойплоскости и очевидного равенства
Q0=Q1+Q2 (3.14)
Решая совместно (3.13) и(3.14) получим
/> (3.15)
/> (3.16)
/>
Рисунок 3.6 – Схемавзаимодействия плазменного потока с передней стенкой плавления.
Плазменный поток,обтекающий полость кратера, является полуограниченной поверхности. Силовоевоздействие этого потока будет зависеть от изменения количества движения,определяемого углом разворота вектора скорости течения плазмы нарассматриваемом участке. Составим уравнение количества движения для отсекаструи, ограниченного контрольной поверхностью, состоящей из сечений S3 ,S4, свободной поверхности струи научастке ее разворота в хвостовой части ванны и поверхности полости кратера.Согласно (3.8) и (3.16) получим выражение для силы, с которой плазменный поток воздействуетна жидкий металл, находящийся в хвостовой части сварочной ванны
/> (3.17)
Выбрав оси координат, какпоказано на (рисунке 3.7), проектируем на них это уравнение. Принимая U2=U3=U0, получим выражения для проекций и величины результирующейсилы

/> (3.18)
/> (3.19)
/> (3.20)
где /> — угол разворота потокаплазмы в хвостовой части ванны.
/>
Рисунок 3.7 – Схемавзаимодействия плазменного потока с жидким металлом хвостовой части сварочнойванны.
Анализ приведенныхуравнений (3.18)-(3.20) показывает, что силовое воздействие плазменного потокана участке его разворота в хвостовой части сварочной ванны определяетсяраспределением потока на передней стенке плавления, его мощностью и угломразворота.
Изучение продольныхмакрошлифов конечного кратера показало, что угол наклона передней стенкиплавления β в интервале скоростей сварки 0,5-1,2х10-2мс-1изменяетсянезначительно, а затем по мере её увеличения до 1,6-1,2х10-2мс-1,оголения поверхности плавления и развития полости кратера, заметно уменьшается(рисунок 3.8).
При заданной глубинепроплавления основного металла, повышение скорости сварки должно сопровождатьсяувеличением мощности дуги. С ростом последней, мощность плазменного потокаувеличивается. В соответствии с (3.15) и (3.16), уменьшение угла βдолжно сопровождаться перераспределением плазменных потоков на передней стенкеплавления. Приращение мощности плазменного потока, обтекающего полость кратерав хвостовой части сварочной ванны, несколько уменьшается.
При интервале скоростей1,2х10-2мс-1 — 1,6х10-2мс-1наблюдалосьзначительное смещение жидкого металла в хвостовую часть ванны и его нависаниянад полостью кратера (/>>90°). В момент окончаниядействия сварочного тока положение динамического равновесия в ванне нарушается.Жидкий металл под действием массовых сил стремиться занять свое равновесноеположение, что может сопровождаться захлопыванием некоторого объема,находящегося в полости кратера.
С дальнейшим увеличениемскорости сварки (Vсв >2,3 х10-2мс-1)и мощности дуги, угол наклона передней стенки плавленем практически неменяется и составляет 8-12º.
Перераспределение плазменныхпотоков на передней стенке плавления прекращается. Мощность потока плазмыобтекающего полость кратера в хвостовой части сварочной ванны, определяетсялишь мощностью дуги. С ростом последней аэродинамическое воздействиеплазменного потока уже не может уравновеситься силами со стороны жидкого металла.Угол разворота резко уменьшается. Жидкий металл практически полностьюперемещается в хвостовую часть сварочную ванны, что приводит к образованиюпротяжных подрезов.
/>
Рисунок 3.8 – Зависимостьугла наклона передней стенки плавления от скорости варки.
Чтобы предотвратитьобразование газовых полостей и снизить вклад газодинамической составляющейсилового воздействия дуги в процессе перемещения жидкого металла и образованияподрезов, согласно (3.18) – (3.20), необходимо уменьшить мощность потока плазмына участке его разворота в хвостовой части ванны. Очевидно без изменениямощности дуги этого можно достичь путем разворота дуги «углом вперед» путемвоздействия на нее магнитного поля тока протекающего по присадочной проволоке.
В общем случае, силадействующая на участок проводника длиной /> с током /> со стороны промышленного проводника с током />, расположенного параллельно первому на расстоянии d от него, равна:
/> (3.21)
Однако, в электрическойдуге помимо направленного движения заряженных частиц, обусловленного наличиемэлектрического поля, существует газодинамическое движение нейтральных частиц,вызванное разностью давлений. Внешнее магнитное поле воздействует на движениезаряженных частиц и стремиться отключить их от первоначального направления.Нейтральные потоки, наоборот, стремятся сохранить свою форму и направление. Онипрепятствуют указанному действию электромагнитных сил. Результирующееперемещение или изменения формы дуги как единого образования зависит отсоотношения этих двух сил.
Пространственнаястабилизация электрической дуги во многих случаях оказывается связанной с еёэнергитической устойчивости. К вопросам пространственной стабилизации иэнергетической устойчивости дуги в различных областях ее использования подходятпо разному. Для получения управляемых термоядерных реакций необходимо наличиепространственно стабилизированного и энергетически устойчивого плазменногошнура. Устойчивое направление горения дуги необходимо и при ее использовании втехнологических целях при сварке.
Для количественной оценкипроисходящих здесь процессов можно принять, что на единицу длины дуги необходимои при ее использовании в технологических целях при сварке.
Для количественной оценкипроисходящих здесь процессов можно принять, что на единицу длины дуги действуюттри различные по своему характеру силы (рисунок 3.3).
Сила Fм взаимодействия тока в дуге />с внешниммагнитным полем пропорциональна току:
/> (3.22)
Электромагнитная сила F2, препятствующая деформации дуги и изменению ееэнергетического состояния, пропорциональна квадрату тока:
/> (3.23)
где /> — коэффициентпропорциональности.
Газодинамическая сила F2, возникающая в результате наличия потоков плазмы иинерции движения газовых частиц, определяется на основании законовгазодинамики, как центробежная сила.
/> 
Рисунок 3.9 – Схема дугив поперечном магнитном поле
/> (3.24)
где/> — плотность потокаплазмы;
S – площадь сечения дуги;
V – скорость частиц;
R – радиус кривизны этой траектории,на которую стремиться перевести прямолинейное движение частиц.
Сила F2 появляется только при стремлении изменитьпрямолинейное движение частиц. Величина этой силы растет с увеличением скоростичастиц V и с уменьшением радиуса кривизны R. Скорость частиц плазмы V, входящей в выражение для силы F2, зависит от величины тока I. максимальное значение этой скорости определяется уравнением[45].
/> (3.25)
где /> — плотность тока;
/> - магнитная постоянная.
Подставляя это значение вуравнение (3.27), получаем:
/> (3.26)
Сила Fм деформирует дугу, силы F1 и F2 препятствуют этой деформации.Составив отношение деформирующих сил и сил сопротивоения, получаем:
/> (3.27)
Соотношение сил, входящихв уравнение (3.26) и (3.27), исследовалось экспериментально [45]. При заданномугле /> ирасстоянии /> (рисунок3.9) определялась зависимость между током /> и магнитной индукцией В.Оказалось, что />пропорционален отношению />, т.е. отношениюдеформирующих сил к силам сопротивления
/> (3.28)
Из последнего уравненияследует, что с увеличением тока />при неизменной величине В,уменьшается и угол отклонения дуги />. Это значит, что с увеличениемтока силы, стабилизирующие дугу, растут быстрее, чем силы, ее отключающие, истабилизирующие действие потоков плазмы возрастают.
Результаты полученные впредставленной работе показали, что сварочная дуга хорошо управляется магнитнымполем, генерируемым током присадочной проволоки, в пределах угла отклонения0-40°(рисунок 3.10), что обеспечивает качественное формирование швов присущественном повышении скорости сварки (рисунок 3.11).
/>
Рисунок 3.10 –Зависимость угла отклонения дуги от тока в присадочной проволоке.
/>
Iсв=240А
Рисунок 3.11 –Зависимость величины подреза от скорости сварки.
3.3 Свойства сварныхсоединений
По базовой технологиипринятой на предприятии, сварку крупногабаритных изделий из титанового сплаваОТ4, толщиной до 4 мм выполняли вольфрамовым электродом с присадочнойпроволокой того же состава, что и основной металл в аргоне. Попытки повышенияпроизводительности сварочных работ, путем повышения скорости сварки приводили кобразованию протяженных подрезов.
Результаты исследований,представленных в предыдущих разделах работы, говорят о том, что скоростьаргонодуговой сварки может быть существенно повышена путем введения в хвостовуючасть сварочной ванны токоподводящей присадочной проволоки.
Выбор режимов сваркиизделий с толщиной стенки до 4 мм, при которых бы одновременно достигаласьвысокая производительность и качество формирования швов, осуществлялиэкспериментальным путем с учетом ранее накопленного опыта. В ходе экспериментовизменялись следующие параметры режима сварки: сварочный ток Iсв ; ток в присадочной проволоке In; скорость подачи присадочной проволоки Vn, её диаметр dn и расход защитного газа Q.Ориентировочные режимы сварки крупногабаритных изделий из титанового сплава ОТ4приведены в таблице 3.1.
При выбранных режимахсварки происходит формирование симметричного шва с плавным переходом отусиления к основному металлу, без подрезов и прожогов основного металла.
Таблица 3.1 –Ориентировочные режимы аргонодуговой сварки вольфрамовым электродом сплава ОТ4.Толщина листа, мм
Icв, А
In, А
Vсв, м/ч
Vn, м/ч
Dn, мм Q, л/мин 2 190-240 110-120 90 80-90 1,5 8-9 3 250-290 130-180 70 80-90 1,5-2,0 8-9 4 290-330 180-200 50 90-100 1,5-2,0 9-10
Структура металла швовсостоит из мартенсиной α’ – фазы (рисунок 3.12). В околошовной зонесварного соединения наблюдается три характерных участках (3.13): участоккрупного зерна (перегрева), где температура нагрева изменяется от температурыплавления до 1300°С; участок полной перекристаллизации, где при охлаждении,структуры аналогичны тем, которые возникают на участке крупного зерна; участокнеполной перекристаллизации, где структурные изменения в металле по сравнению сдругими участками околошовной зоны оказывает менее отрицательное влияние насвойства сварных соединений. Очевидно, [10-13] из рассматриваемых структурныхучастков наиболее опасен участок максимального перегрева.
Механические свойствасварных соединений приведены в таблице 3.2. Как следует из приведенныхрезультатов, предел прочности сварного соединений составляет больше 90%прочности основного металла; угол загиба, в зависимости от свариваемых толщин,составляет ~ 60-70% от угла загиба основного металла. Эти результаты позволяютговорить о том, что механические свойства сварных соединений, выполненных стокоподводящей присадочной проволокой, не уступают механическим свойствамсварных соединений изготавливаемых на предприятии. При этом скорость сваркивозросла более чем в два раза.
Таблица 3.2 –Механические свойства основного металла и сварных соединенийТолщина листа, мм Основной металл Сварные соединения
/>, МПа
/>, %
/>
/>, МПа
/>, %
/> 2 800-850 26-28 85-88 800-850 19-22 50-56 3 800-850 24-26 70-76 800-850 15-19 45-50 4 800-850 20-22 62-70 800-820 14-18 40-50
На основании полученныхрезультатов можно сделать следующие выводы:
— по вопросу образованияподрезов нет существенных противоречий, так как одни авторы работ, посвященныхэтой проблеме, рассматривают условия формирования шва на основе всеобщегозакона равновесия действующей и противодействующих сил, а другие акцентируютвнимание на особенностях образования дефектов в связи с нарушениями этого равновесия,вызываемыми пространственными изменениями источника нагрева и перераспределениянагрева и перераспределениями плотности Лоренцевых сил по жидкому металлусварочной ванны;
— увеличение скоростидуговой сварки приводит к концентрации тока в головной части сварочной ванны,что способствует образованию протяженных подрезов;
— введение обесточеннойприсадочной проволоки в хвостовую часть сварочной ванны уменьшает еёпротяженность, что очевидно, приводит к некоторому снижению концентрации токаперед двужущейся дугой;
— применениетокоподводящей присадочной проволоки позволяет в широких пределах регулироватьраспределение тока в зоне дуговой сварки, что может расширить возможностиформирования швов без подрезов при сварке с повышенной скоростью;
— сварочная дуга свольфрамовым катодом в аргоне хорошо управляется магнитным полем тока вприсадочной проволоке в пределах угла ее отклонения 0-40°;
— разворот дуги «угломвперед» магнитным полем тока присадочной проволоки позволяет формировать швыбез подрезов при увеличении скорости сварки более чем в два раза;
— механические свойствасварных соединений из сплава ОТ4, выполненных с токоподводящей присадочнойпроволокой, не уступают аналогичным соединениям, выполненным обычнойаргонодуговой сваркой.
/>
Рисунок 3.12 – Структураметалла шва х300
/>
Рисунок 3.13 –Характерные структурные участки сварных соединений.

Литература
1. Гуляев А.П.Металловедение. – М.: Металлургия, 1986.-544с.
2. Калачев Б.А.,Ливанов В.А., Гиагин В.И. Металловедение и термическая обработка ценныхметаллов и сплавов.- М.: Металлургия, 1972 — 480с.
3. Пульцин Н.М.Титановые сплавы и их применение в машиностроении. — М.: Машиностроение,1982.-214с.
4. Носова Г.И.Фазовые превращения в сплавах титана. – М.: Металлургия, 1978 — 154с.
5. RosenthalI.A. \\ Mod. Metals. – 1974 — N20, s. 4-8
6. SmitJ. \\ Metallwerking. -1976 — N31. – s.25-28
7. Прохоров Н.Н.Технологическая прочность сварных швов в процессе кристаллизации. – М.:Металлургия, 1979.-248с.
8. Пантон Б.Е.Технология электрической сварки металлов и сплавов плавлением. – М.:Машиностроение, 1974. – 768с.
9. Орлов Б.Д.Технология и оборудование контактной сварки. – М.: Машиностроение, 1986. –352с.
10. Третьяков В.Ф.Сварка плавлением титана и его сплавов.- М.: Машиностроение, 1977.-144с.
11. Петров А.В. Сварказакрытой стальной дугой. Сварочное производство.-1972. – N4 – с.15-17
12. Гуревич С.М.Сварка высокопрочных титановых сплавов. – М.: Машиностроение, 1975.-150с.
13. Хореев А.И.Основные принципы разработки высокопрочных свариваемых титановых сплавов. \\Сварочное производство.-1975. – N10.-c.4-7.
14. Рыкалин Н.Н.Расчеты тепловых процессов при сварке. – М.: Машгиз, 1951.- 296с.
15. Фролов В.В. Теоретическиеосновы сварки. – М.: Высшая школа, 1970.-592с.
16. Лебедев В.К.Устойчивость металлической ванны при сварке тонкого металла. – Автоматическаясварки, 1975, N6, с.71.
17. Пантон Б.Е.,Мандельберг С.Л. Некоторые особенности формирования швов при сварке сповышенной скоростью//Автоматическая сварка. – 1971.- №8.– С.1–6.
18. Ерохин А.А.,Букаров В.А., Ищенко Ю.С. Влияние угла заточки вольфрамового катода наобразование подрезов и газовых полостей при сварке. – Сварочное производство,1972, N5, с.20-21.
19. RobinsonJ.B. High – Speed Gas Tungsten – Answelding of Aluminium Sheet Welding Journal,1968, N1.
20. HickenG.K. and Jackson C.E. The Effect of applied magnetic filds on welding arcs.Welding Journal, 1966, N11.
21. AndoK.et.ol. A Consideration the mechanism of penetration in the arc welding.Journal of the Japan welding society, 1968, N4.
22. Wealleans.J. W. Adams B. Undarcutting and Weld Bead in T.J.G. Welding/ Welding and Metal.Fabrication, 1969, N6.
23. Ковалев И.М.Пространственная устойчивость движущейся дуги с неплавящимся катодом. –Сварочное производство, 1972, N8, с.1-3.
24. Ковалев И.М.Некоторые особенности формирования сварных соединений при сварке с неплавящимсякатодом. – Сварочное производство, 1974, N10, с. 3-5.
25. Ковалев И.М.Изучение потоков жидкого металла при аргонодуговой сварке неплавящимсяэлектродом. – Сварочное производство, 1974, N9, с. 10-12.
26. Ковалев И.М.Влияние движения металла в сварочной ванне на устойчивость дуги и формированиешва. – Сварочное производство, 1974, N11, с. 5-7.
27. Ковалев И.М.,Кричевский Е.М., Львов В.Н. Аргоно-дуговая сварка труб из стали 1Х18Н10Тнеплавящимся электродом с формированием шва в поперечном магнитном поле. –Сварочное производство, 1975, N5, с.15-17.
28. Кудояров Б.В.,Руссо В.Л… Суздалев И.В. О взаимосвязи между отклонением сварочной дуги иобразованием газовых полостей в сварном шве. – Сварочное производство, 1972, N4, с.9-10.
29. Руссо В.Л.,Кудояров Б.В., Суздалев И.В. и др. Образование газовых полостей в металле швапри автоматической сварке титана сжатой дугой. – Сварочное производство, 1972, N9, с. 48-50.
30. Суздалев И.В.,Руссо В.Л., Кудояров Б.В., и др. Влияние угла наклона электрода на образованиегазовых полостей в корне шва при аргоно-дуговой сварке титана. Сварочноепроизводство, 1972, N11, с. 5-7.
31. Жуковский В.Д.,Зильберштейн Л.Н., Петрунин Е.П. Влияние предварительного подогрева на скоростьаргоно -дуговой сварки труб. – Сварочное производство, 1968, N9, с. 11-13.
32. Чернышов Г.Г.,Ковтун В.Л. Влияние теплового потока и давление дуги на предельную скоростьсварки. – Сварочное производство, 1985, N2, с. 14-15.
33. Ерохин А.А.,Букаров В.А., Ищенко Ю. С. Расчет режимов автоматической сварки стыковыхсоединений с заданной величиной проплавления. – Сварочное производство, 1971, N2, с. 22-25.
34. Таран В.Д.,Чудинов М.С. Определение поверхностного натяжения ванночки расплавленногометалла в условиях сварки.- Сварочное производство, 1972, N1, с. 7-8.
35. Данилов В.А.,Чернышов Г.Г. О механизме воздействия импульса тока на ванну. – Сварочноепроизводство, 1974, N1, с. 54-56.
36. Гладков Э.А.,Гуслитов И.А., Сас А.В. Динамические процессы в сварочной ванне при вариациидействующих сил. – Сварочное производство, 1974, N4, с. 5-6.
37. Ищенко Ю.С.,Букаров В.А. Методика оценки статического равновесия жидкой ванны приУ-образной разделки кромок. – Сварочное производство, 1978, N10, с. 9-13
38. Петров А.В.Вопросы дуговой сварки в среде защитных газов тонколистовых материалов: Дис… д-ратехн. Наук: 05.04.05.- Защищена 29.06.69; Утв. 11.05.72 – М., 1969.-338с.
39. Демянцевич В.П.,Матюхин В.Л. Особенности движения жидкого металла в сварочной ванне при сваркенеплавящимся электродом. – Сварочного производство, 1972, N10, с. 1-3.
40. МендельсбергС.Л., Сидоренко Б.Г., Лопата В.Е. Влияние скорости сварки на положение столбадуги. – Автоматическая сварка, 1975, N6, с. 41-44.
41. МендельсбергС.Л., Сидоренко Б.Г., Лопата В.Е. Влияние расположения токоподвода наформирование швов при однодуговой сварке. — Автоматическаясварка, 1976, N8,с. 11-15.
42. СитниковВ.В. Распределение плотности тока в проводящей среде при импульсно-дуговой сварке. – В сб.: Молодые ученые испециалисты Харькова – ХIХсъезду ВЛКСМ. – Харьков: 1982, с.20.
43. Райчук Ю.М.Распределение тока по пластине при дуговой сварке. – Автоматическая сварка, 1967,N4, с. 19-22.
44. Харьков Е.И.,Лысов В.И., Федоров Р.Е. Физика жидких металлов. – Киев: Высшая школа, 1979. –246 с.
45. Леснов Г. И.Электрическая сварочная дуга. – М.: Машиностроение, 1970.- 335 с.