Роль парогазового канала в формировании глубокого проплавления при А-ТИГ сварке нержавеющей стали

Роль парогазового канала в формировании глубокого проплавления при А-ТИГ сварке нержавеющей стали

Представлены результаты экспериментальных исследований геометрических размеров и формы поверхности сварочной ванны при ТИГ и А-ТИГ сварке поверхностной дугой при неполном проплавлении нержавеющей стали типа 12Х18Н10Т (304Н). Высказано предположение о том, что одной из причин глубокого проплавления...

Ausführliche Beschreibung

Gespeichert in:
Bibliographische Detailangaben
Veröffentlicht in:Автоматическая сварка
Datum:2006
Hauptverfasser: Патон, Б.Е., Ющенко, К.А., Коваленко, Д.В., Кривцун, И.В., Демченко, В.Ф., Коваленко, И.В.
Format: Artikel
Sprache:Russian
Veröffentlicht: Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України 2006
Schlagworte:
Научно-технический раздел
Online Zugang:https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/102652
Tags: Tag hinzufügen
Keine Tags, Fügen Sie den ersten Tag hinzu!
Назва журналу:Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Zitieren:Роль парогазового канала в формировании глубокого проплавления при А-ТИГ сварке нержавеющей стали / Б.Е. Патон, К.А. Ющенко, Д.В. Коваленко, И.В. Кривцун, В.Ф. Демченко, И.В. Коваленко // Автоматическая сварка. — 2006. — № 6 (638). — С. 3-8. — Бібліогр.: 16 назв. — рос.

Institution

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
id nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-102652
record_format dspace
spelling Патон, Б.Е.
Ющенко, К.А.
Коваленко, Д.В.
Кривцун, И.В.
Демченко, В.Ф.
Коваленко, И.В.
2016-06-12T09:58:39Z
2016-06-12T09:58:39Z
2006
Роль парогазового канала в формировании глубокого проплавления при А-ТИГ сварке нержавеющей стали / Б.Е. Патон, К.А. Ющенко, Д.В. Коваленко, И.В. Кривцун, В.Ф. Демченко, И.В. Коваленко // Автоматическая сварка. — 2006. — № 6 (638). — С. 3-8. — Бібліогр.: 16 назв. — рос.
0005-111X
https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/102652
621.791.75
Представлены результаты экспериментальных исследований геометрических размеров и формы поверхности сварочной ванны при ТИГ и А-ТИГ сварке поверхностной дугой при неполном проплавлении нержавеющей стали типа 12Х18Н10Т (304Н). Высказано предположение о том, что одной из причин глубокого проплавления при А-ТИГ сварке является формирование парогазового канала и связанное с этим изменение интенсивности конвекции Марангони. Характерные для А-ТИГ сварки формы свободной поверхности и дна сварочной ванны подтверждают существование предложенного механизма глубокого проплавления.
Given are the results of experimental studies of dimensions and shape of the weld pool surface in TIG and A-TIG welding of stainless steel 304N using the surface arc with incomplete penetration. It is hypothesized that one of the causes of deep penetration in A-TIG welding is formation of a keyhole and associated change in the Marangoni convection intensity. Configurations of the free surface and bottom of the weld pool, characteristic of A-TIG welding, prove this mechanism of deep penetration.
ru
Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
Автоматическая сварка
Научно-технический раздел
Роль парогазового канала в формировании глубокого проплавления при А-ТИГ сварке нержавеющей стали
Role of a keyhole in the formation of deep penetration in A-TIG welding of stainless steel
Article
published earlier
institution Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
collection DSpace DC
title Роль парогазового канала в формировании глубокого проплавления при А-ТИГ сварке нержавеющей стали
spellingShingle Роль парогазового канала в формировании глубокого проплавления при А-ТИГ сварке нержавеющей стали
Патон, Б.Е.
Ющенко, К.А.
Коваленко, Д.В.
Кривцун, И.В.
Демченко, В.Ф.
Коваленко, И.В.
Научно-технический раздел
title_short Роль парогазового канала в формировании глубокого проплавления при А-ТИГ сварке нержавеющей стали
title_full Роль парогазового канала в формировании глубокого проплавления при А-ТИГ сварке нержавеющей стали
title_fullStr Роль парогазового канала в формировании глубокого проплавления при А-ТИГ сварке нержавеющей стали
title_full_unstemmed Роль парогазового канала в формировании глубокого проплавления при А-ТИГ сварке нержавеющей стали
title_sort роль парогазового канала в формировании глубокого проплавления при а-тиг сварке нержавеющей стали
author Патон, Б.Е.
Ющенко, К.А.
Коваленко, Д.В.
Кривцун, И.В.
Демченко, В.Ф.
Коваленко, И.В.
author_facet Патон, Б.Е.
Ющенко, К.А.
Коваленко, Д.В.
Кривцун, И.В.
Демченко, В.Ф.
Коваленко, И.В.
topic Научно-технический раздел
topic_facet Научно-технический раздел
publishDate 2006
language Russian
container_title Автоматическая сварка
publisher Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
format Article
title_alt Role of a keyhole in the formation of deep penetration in A-TIG welding of stainless steel
description Представлены результаты экспериментальных исследований геометрических размеров и формы поверхности сварочной ванны при ТИГ и А-ТИГ сварке поверхностной дугой при неполном проплавлении нержавеющей стали типа 12Х18Н10Т (304Н). Высказано предположение о том, что одной из причин глубокого проплавления при А-ТИГ сварке является формирование парогазового канала и связанное с этим изменение интенсивности конвекции Марангони. Характерные для А-ТИГ сварки формы свободной поверхности и дна сварочной ванны подтверждают существование предложенного механизма глубокого проплавления. Given are the results of experimental studies of dimensions and shape of the weld pool surface in TIG and A-TIG welding of stainless steel 304N using the surface arc with incomplete penetration. It is hypothesized that one of the causes of deep penetration in A-TIG welding is formation of a keyhole and associated change in the Marangoni convection intensity. Configurations of the free surface and bottom of the weld pool, characteristic of A-TIG welding, prove this mechanism of deep penetration.
issn 0005-111X
url https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/102652
citation_txt Роль парогазового канала в формировании глубокого проплавления при А-ТИГ сварке нержавеющей стали / Б.Е. Патон, К.А. Ющенко, Д.В. Коваленко, И.В. Кривцун, В.Ф. Демченко, И.В. Коваленко // Автоматическая сварка. — 2006. — № 6 (638). — С. 3-8. — Бібліогр.: 16 назв. — рос.
work_keys_str_mv AT patonbe rolʹparogazovogokanalavformirovaniiglubokogoproplavleniâpriatigsvarkeneržaveûŝeistali
AT ûŝenkoka rolʹparogazovogokanalavformirovaniiglubokogoproplavleniâpriatigsvarkeneržaveûŝeistali
AT kovalenkodv rolʹparogazovogokanalavformirovaniiglubokogoproplavleniâpriatigsvarkeneržaveûŝeistali
AT krivcuniv rolʹparogazovogokanalavformirovaniiglubokogoproplavleniâpriatigsvarkeneržaveûŝeistali
AT demčenkovf rolʹparogazovogokanalavformirovaniiglubokogoproplavleniâpriatigsvarkeneržaveûŝeistali
AT kovalenkoiv rolʹparogazovogokanalavformirovaniiglubokogoproplavleniâpriatigsvarkeneržaveûŝeistali
AT patonbe roleofakeyholeintheformationofdeeppenetrationinatigweldingofstainlesssteel
AT ûŝenkoka roleofakeyholeintheformationofdeeppenetrationinatigweldingofstainlesssteel
AT kovalenkodv roleofakeyholeintheformationofdeeppenetrationinatigweldingofstainlesssteel
AT krivcuniv roleofakeyholeintheformationofdeeppenetrationinatigweldingofstainlesssteel
AT demčenkovf roleofakeyholeintheformationofdeeppenetrationinatigweldingofstainlesssteel
AT kovalenkoiv roleofakeyholeintheformationofdeeppenetrationinatigweldingofstainlesssteel
first_indexed 2025-11-26T04:43:08Z
last_indexed 2025-11-26T04:43:08Z
_version_ 1850609406009409536
fulltext УДК 621.791.75 РОЛЬ ПАРОГАЗОВОГО КАНАЛА В ФОРМИРОВАНИИ ГЛУБОКОГО ПРОПЛАВЛЕНИЯ ПРИ А-ТИГ СВАРКЕ НЕРЖАВЕЮЩЕЙ СТАЛИ Академик Б. Е. ПАТОН, академик НАН Украины К. А. ЮЩЕНКО, Д. В. КОВАЛЕНКО, инж., чл.-кор. НАН Украины И. В. КРИВЦУН, В. Ф. ДЕМЧЕНКО, д-р техн. наук, И. В. КОВАЛЕНКО, инж. (Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины) Представлены результаты экспериментальных исследований геометрических размеров и формы поверхности сва- рочной ванны при ТИГ и А-ТИГ сварке поверхностной дугой при неполном проплавлении нержавеющей стали типа 12Х18Н10Т (304Н). Высказано предположение о том, что одной из причин глубокого проплавления при А-ТИГ сварке является формирование парогазового канала и связанное с этим изменение интенсивности конвекции Марангони. Характерные для А-ТИГ сварки формы свободной поверхности и дна сварочной ванны подтверждают существование предложенного механизма глубокого проплавления. К л ю ч е в ы е с л о в а : ТИГ и А-ТИГ сварка, дуга, сварочная ванна, проплавление, парогазовый канал, конвекция Маранго- ни, нержавеющая сталь А-ТИГ сварка (ТИГ сварка по слою активирую- щего флюса) является достаточно простой и эф- фективной альтернативой ТИГ сварке, а также плазменной, лазерной и электронно-лучевой свар- ке. При сварке поверхностной дугой глубина проплавления повышается более чем в 3 раза по сравнению с ТИГ сваркой. Способ А-ТИГ сварки позволяет сваривать различные металлы за один проход без разделки кромок и использования при- садочной проволоки, в частности, выполнять сты- ковые соединения при односторонней сварке ста- лей малой и средней толщины (от 1 до 12 мм), двусторонней сварке сталей толщиной от 6 до 25 мм, а также корневые швы в разделку с уве- личенным притуплением кромок (4…6 мм). Кро- ме того, А-ТИГ сварка дает возможность получать швы одинакового размера и качества при сварке сталей одной марки, но различной выплавки, а также обеспечивать более низкие значения дефор- мации и усадки сварных соединений [1–4]. В настоящее время существуют различные ги- потезы о причинах и механизмах более глубокого проплавления при А-ТИГ сварке по сравнению с ТИГ процессом. Предлагаемые гипотезы можно объединить в две основные группы: изменение характера и структуры гидродина- мических потоков в сварочной ванне в зависи- мости от направления течения Марангони [5, 6], а также повышения роли пондеромоторных (ло- ренцевых) сил при формировании течения расп- лавленного металла [7, 8]; контрагирование дуги за счет электроотрица- тельных элементов и изоляционного действия ак- тивирующего флюса, и обусловленные этим по- вышение плотности тока и соответственно кон- центрации теплового воздействия дуги на повер- хности сварочной ванны [2, 9–11]. Проведенные нами ранее [12] исследования ТИГ и А-ТИГ сварки нержавеющей стали 304Н (при использовании аэрозольного оксидного ак- тиватора ПАТИГ С-А) показали, что с увеличением тока дуги происходит перераспределение влияния механизмов глубокого проплавления (первая и вто- рая гипотезы) на проплавляющую способность А- ТИГ сварки. В частности, контрагирование дуги оказывается наиболее значительным фактором при сварке на низких (до 100 А) токах. С повышением тока от 100 до 150 А влияние контрагирования дуги на глубину проплавления и формирование шва ос- лабляется более чем в 2 раза в общем балансе ме- ханизмов, обусловливающих глубокое проплавле- ние при А-ТИГ сварке. Обычно исследования процесса проплавления свариваемого металла проводятся на основе ана- лиза размеров сварных швов (глубины проплав- ления, ширины и коэффициента формы шва). Вместе с тем, в литературе, освещающей вопросы А-ТИГ сварки, не уделяется достаточного вни- мания деформации свободной поверхности жид- кого металла, которая, на наш взгляд, может ока- зывать существенное влияние на формирование сварного шва. В настоящей работе на основе анализа экспе- риментальных данных о геометрии поверхности сварочной ванны при ТИГ и А-ТИГ сварке нер- жавеющей стали 304Н с неполным проплавлением выдвигается гипотеза об образовании квазипаро- газового канала при А-ТИГ сварке поверхностной дугой и его роли в интенсификации конвективного © Б. Е. Патон, К. А. Ющенко, Д. В. Коваленко, И. В. Кривцун, В. Ф. Демченко, И. В. Коваленко, 2006 6/2006 3 переноса тепла в расплавленном металле, обес- печивающего глубокое проплавление. Результаты экспериментальных исследова- ний. Сварочные эксперименты выполняли на пластинах размером 150 50 9 мм из нержавею- щей стали 304Н (0,006 % S, 0,006 % О). Перед А- ТИГ сваркой на поверхность пластины наносили равномерный контролируемый слой активатора (- оксида) шириной 5 мм и толщиной 20 мкм. Тол- щину слоя активатора контролировали специаль- ным толщиномером ТП-34 на основе вихретоко- вого преобразователя. В качестве активаторов ис- пользовали в отдельности следующие оксидные соединения: Al2O3, MgO, CaO, SrO, Cr2O3, MnO, CoO, Fe2O3, Ga2O3, In2O3, GeO2, SnO2, V2O5, MoO3, TiO2, SiO2. Эксперименты проводили на сварочной уста- новке ОБ-2279 для ТИГ сварки с тиристорным источником питания ВСВУ-315. При проведении экспериментов использовали следующий режим сварки: ток сварки — 100, 150 и 200 А; длина дуги — 1,5 мм (установочное рас- стояние от конца вольфрамового электрода до по- верхности пластины перед сваркой); скорость сварки — 100 мм/мин; защитный газ — аргон; применяли вольфрамовый электрод (2 % Th) ди- аметром 3,2 мм, угол заточки составлял 30°, при- тупление — 0,5 мм. Исходя из сложности контроля очертаний и измерения размеров поверхности жидкой ванны непосредственно в процессе сварки использовали следующую методику. Во время сварки осущес- твляли мгновенный обрыв дуги путем выключе- ния источника питания и остановку перемещения образца относительно вольфрамового электрода. Форму затвердевшей поверхности металла в пер- вом приближении можно рассматривать как очер- тания свободной поверхности жидкой сварочной ванны. Анализ этой формы и измерение геомет- рических размеров ее поверхности проводили на макрошлифах образца, вырезанных как поперек шва в зоне центра кратера, так и в продольном сечении шва. Внешний вид поверхности затвердевших сва- рочных ванн ТИГ и А-ТИГ при сварке представ- лен на рис. 1, а. Соответствующие макрошлифы, вырезанные из поперечного и продольного се- чения швов, на рис. 2. Для анализа профилей дна и свободной поверхности сварочной ванны в про- дольном сечении шва будем использовать общую схему расположения электрода относительно ван- ны и ее характерные геометрические размеры при ТИГ и А-ТИГ сварке (рис. 3). Значения предс- тавленных на этом рисунке геометрических па- раметров для различных режимов сварки приве- дены в таблице. При сравнении очертаний поверхностей про- дольных и поперечных размеров сварочных ванн при ТИГ и А-ТИГ сварке выявилось их значи- тельное отличие (см. рис. 1, 2 и таблицу), что свидетельствует, по-видимому, о различных ме- ханизмах проплавления при указанных способах сварки. В частности, анализ размеров и формы наружной поверхности затвердевших ванн при ТИГ и А-ТИГ сварке показал следующее. Пе- редняя и хвостовая часть поверхности сварочной ванны при А-ТИГ сварке имеют выпуклую форму с четко выраженным характерным углублением (лункой) вблизи центра кратера (см. рис. 1, б и 2, б, г), что особенно заметно в поперечном се- чении шва (рис. 2, б). Такого существенного уг- лубления при ТИГ сварке не наблюдается (рис. 1, а и 2, а, в). С повышением тока дуги глубина этой лунки увеличивается при использовании всех ис- следованных оксидов. Вместе с тем, при одном и том же значении тока эта глубина отличается в слу- чае использования различных оксидов. По степени увеличения глубины кратера Hкр с одновременным повышением глубины проплавления Hпр оксиды можно расположить в следующем порядке: отли- чающиеся более низкой (Al2O3, MgO, CaO, SrO, Cr2O3, MnO, CoO, Fe2O3) и более высокой (Ga2O3, Рис. 1. Внешний вид (сверху) поверхности застывших свароч- ных ванн при ТИГ (а) и А-ТИГ сварке (б) при Iсв = 200 А 4 6/2006 In2O3, GeO2, SnO2, V2O5, MoO3, TiO2, SiO2) сте- пенью проплавления. Изменение Hкр и Hпр при использовании трех характерных оксидов (TiO2, Fe2O3, Al2O3) приведены на рис. 4. Анализ продольных шлифов швов, выполнен- ных ТИГ и А-ТИГ сваркой, показал следующее. Как при ТИГ, так и при А-ТИГ сварке положения точек максимального прогиба (лунки кратера) по- верхности сварочной ванны LH кр и максимальной глубины проплавления LH пр смещены по отноше- нию к оси вольфрамового электрода в сторону хвостовой части ванны. В случае А-ТИГ сварки это смещение увеличивается при повышении тока сварки, а также изменяется в зависимости от типа используемого оксида. Однако при всех прочих равных условиях оно меньше, чем в случае ТИГ сварки. На рис. 5 схематически представлены ре- зультаты анализа при Iсв = 200 А. Обсуждение результатов эксперименталь- ных исследований. Проанализируем приведен- ные выше результаты экспериментальных иссле- дований с точки зрения возможного механизма глубокого проплавления при А-ТИГ сварке. Из двух факторов, обусловливающих деформацию свободной поверхности сварочной ванны — га- зодинамического давления столба дуги и давления отдачи паров — рассмотрим сначала первый. Как известно, движение плазмы столба дуги проис- ходит под воздействием ротационной составля- ющей силы Лоренца, которая в условиях осевой симметрии электромагнитного поля в столбе дуги является центростремительной (направлена к оси столба дуги). При ТИГ сварке эпюра распреде- ления магнитного давления по высоте столба име- ет максимум вблизи катода, где плотность тока максимальна. Вследствие этого в столбе дуги Рис. 3. Схема измерения характерных размеров сварочной ван- ны при ТИГ и А-ТИГ сварке: Lв — длина ванны; Lэ — рассто- яние от переднего края ванны к оси электрода; LНкр, LНпр — расстояние от переднего края ванны до точки максимальной глубины соответственно кратера и проплавления; Hкр, Hпр — глубина соответственно кратера и проплавления Рис. 2. Поперечное (а, б) и продольное (в, г) сечения застывших сварочных ванн при ТИГ (а, в) и А-ТИГ сварке (б, г) (Iсв = 150 А) 6/2006 5 формируется поток плазмы в аксиальном направ- лении (от катода к аноду), который при взаимо- действии с поверхностью сварочной ванны рас- текается, образуя характерную колоколообразную форму дуги. Возникающее в прианодной области газодинамическое давление в определенной мере способствует деформации свободной поверхности сварочной ванны. Иначе обстоит в случае А-ТИГ сварки. Принято считать, что при сварке по слою активирующего флюса происходит контрагирова- ние дуги, которое проявляется в уменьшении пло- щади анодного пятна до размеров, сопоставимых с площадью катодной области. При этом расп- ределение плотности тока по высоте столба дуги имеет два максимума, расположенных вблизи ка- тода и анода. Аналогичный характер имеет также распределение ротационной составляющей силы Лоренца, в связи с чем возникают два встречных потока плазмы, направленных от катода и анода к средней (по высоте) части столба. В результате их взаимодействия наблюдается бочкообразная форма факела с максимумом давления в месте столкновения потоков плазмы. Таким образом, га- зодинамическое давление столба дуги как фактор деформации свободной поверхности сварочной ван- ны при А-ТИГ сварке следует исключить. Отметим, что о явлении контрагирования дуги при А-ТИГ сварке можно говорить лишь с определенной сте- пенью условности, понимая под этим термином прежде всего уменьшение площади анодного пятна. При анализе влияния эффекта контрагирования дуги на глубину проплавления рассмотрим два характерных случая. При А-ТИГ сварке на низких (до 100 А) токах формируется ванна небольшого поперечного сечения. Образующаяся при этом си- ла поверхностного натяжения, пропорциональная радиусу кривизны поверхности, превалирует над давлением реакции отдачи паров, вследствие чего деформация свободной поверхности сварочной ванны затруднена. Поэтому основным фактором, определяющим проплавление основного металла при сварке на малых токах, является перенос тепла из перегретой области, находящейся вблизи анод- ного пятна, в глубь металла в соответствии с ме- ханизмом теплопроводности и конвекцией, раз- вивающейся в поле массовых сил (силы Лоренца и Архимеда). При повышенных (от 100 до 200 А) токах эф- фект контрагирования дуги и связанное с ним ло- кальное повышение температуры поверхности сварочной ванны в пределах анодного пятна не могут обеспечить такого существенного увели- чения глубины, которое наблюдается при А-ТИГ сварке. По нашему мнению, для увеличения глу- бины проплавления в этом случае требуется не только перегреть приповерхностный слой метал- ла, но и обеспечить условия для деформации сво- бодной поверхности расплава с тем, чтобы приб- лизить источник тепла ко дну ванны (по аналогии со сваркой высококонцентрированными источни- ками энергии — лазерной и электронно-лучевой [13, 14]). В случае небольшой площади свободной поверхности сварочной ванны подобная дефор- мация затруднена из-за высокого уровня сил по- верхностного натяжения. Такие условия реализу- ются при интенсивном испарении металла с по- верхности сварочной ванны за счет реакции от- дачи струи расширяющегося пара и снижения коэффициента поверхностного натяжения распла- ва в перегретой области. Благодаря контрагиро- Режимы сварки и геометрические размеры сварочных ванн при ТИГ и А-ТИГ сварке стали 304Н толщиной 9 мм Способ сварки (оксид) Iсв, А Lв, мм Нкр, мм Lэ, мм LHкр, мм LHпр, мм Нпр, мм ТИГ 100 5,5 0,20 2,5 3,2 3,9 1,0 А-ТИГ (TiO2) 100 4,5 0,50 1,6 2,1 3,0 2,2 ТИГ 150 8,2 0,35 3,0 5,5 6,7 2,5 А-ТИГ (TiO2) 150 7,5 1,20 2,0 4,6 5,5 5,7 ТИГ 200 11,5 0,50 3,6 9,5 10,0 3,1 А-ТИГ (TiO2) 200 9,0 1,50 2,5 8,0 7,7 6,2 Рис. 4. Влияние ТИГ и А-ТИГ процесса сварки с исполь- зованием различных оксидов на глубину кратера Hкр (черная область) и проплавления Hпр (заштрихованная) сварочных ванн при Iсв = 200 А Рис. 5. Схема продольных сечений застывших сварочных ванн при ТИГ (1) и А-ТИГ сварке (2) (Iсв = 200 А) 6 6/2006 ванию дуги при А-ТИГ сварке вполне вероятно, что соответствующее увеличение плотности теп- лового потока на аноде способно обеспечить ло- кальный перегрев и испарение расплавленного ме- талла и привести к существенному искривлению поверхности сварочной ванны и образованию ква- зипарогазового канала [15]. С помощью экспериментальных исследований установлено [16], что вследствие контрагирования дуги приА-ТИГ сварке на сварочном токе 200 А плотность теплового потока составляет 1⋅104 Вт/см2 и выше. Известно, что для интен- сивного испарения металла его поверхность не- обходимо нагреть источником, имеющим плот- ность теплового потока в пятне нагрева порядка 1⋅105…1⋅106 Вт/см2 [14]. Хотя плотность тепло- вого потока в анодном пятне при А-ТИГ сварке остается ниже той, которая достигается при лу- чевых способах сварки (мощность дуги распре- деляется на свободной поверхности сварочной ванны в пятне гораздо больших размеров, чем типичное фокусное пятно), однако, с нашей точки зрения, она может оказаться достаточной для того, чтобы обеспечить перегрев поверхности расплава до температуры, близкой к температуре кипения, и выше. Вследствие этого металл сварочной ванны интенсивно испаряется, а ее свободная поверх- ность под воздействием реакции отдачи паров де- формируется, образуя кратер и парогазовый ка- нала [16], в котором происходят процессы разлета и конденсации пара, аналогичные тем, которые протекают в узких и глубоких парогогазовых ка- налах при электронно-лучевой и лазерной сварке, хотя они и выражены не так ярко. В этом отно- шении А-ТИГ сварка на повышенных токах за- нимает промежуточное положение между дуго- выми и лучевыми способами сварки. Данные о проплавляющей способности ТИГ и А-ТИГ сварки, приведенные на рис. 4, свиде- тельствуют о том, что приращение глубины проп- лавления при А-ТИГ сварке существенно больше максимального прогиба свободной поверхности. Поэтому в силу местного влияния глубокое проп- лавление при А-ТИГ сварке не может объясняться только как результат заглубления источника тепла (анодного пятна) и приближения его ко дну сва- рочной ванны. Вероятнее всего, существует и дру- гой механизм, обеспечивающий такое проплав- ление. Для дальнейшего исследования механизма глу- бокого проплавления при А-ТИГ сварке обратим- ся к конвекции Марангони, которая возникает под воздействием поверхностной капиллярной силы, образующейся вследствие градиента коэффициен- та поверхностного натяжения вдоль поверхности сварочной ванны. В отличие от ТИГ сварки, при которой действие капиллярной силы направлено в сторону, противоположную градиенту темпера- туры — от центра к периферии ванны, при А-ТИГ сварке в результате активации свободной повер- хности расплава капиллярная сила действует в противоположном направлении [5, 6]. Под ее действием в приповерхностном слое сварочной ванны возникает течение расплава, которое при сварке А-ТИГ направлено к тепловому центру свободной поверхности ванны (к центру анодного пятна). Если свободная поверхность сварочной ванны незначительно искривлена, то потоки рас- плава, движущиеся к центру ванны навстречу друг другу, при столкновении теряют импульс, вслед- ствие чего нисходящий поток расплава становится слабоинтенсивным (рис. 6, а), а образующееся вихревое течение, локализованное в верхней части сварочной ванны, оказывает в ограниченной сте- пени влияние на глубину проплавления. Гидро- динамическая обстановка в сварочной ванне су- щественно изменяется, если в результате реакции отдачи паров на поверхности ванны образовался парогазовый канал. В этом случае движущиеся вдоль наклонной поверхности канала потоки рас- плава встречаются под углом α ≈ 45° (а, возможно, и больше). В результате гидродинамического вза- имодействия этих потоков их импульсы сумми- руются, образуя интенсивное нисходящее струй- ное течение (рис. 6, б), которое способно эффек- тивно транспортировать перегретый металл ко дну ванны, обеспечивая тем самым существенное по- вышение глубины проплавления. Таким образом, парогазовый канал можно рассматривать как ге- ометрический фактор активации течения Маран- гони, интенсифицирующий нисходящий поток пе- регретого расплава ко дну сварочной ванны. Вбли- зи дна ванны этот поток разворачивается в сто- рону боковых стенок сварочной ванны. Имеющая Рис. 6. Схематическое изображение конвекции Марангони в случае плоской (а) и искривленной (б) поверхности сварочной ванны 6/2006 7 место в отдельных экспериментах бочкообразная форма поперечного сечения шва, по всей веро- ятности, связана с тем, что возвратный поток рас- плава сохраняет температуру, достаточную для подплавления боковых кромок. Предложенный механизм глубокого проплав- ления при А-ТИГ сварке требует дальнейших ис- следований, направленных на прецизионное определение плотности тока в анодном пятне и формы свободной поверхности сварочной ванны, фиксацию реальных очертаний квазипарогазового канала в процессе сварки. Несомненный интерес представляет также математическое моделирова- ние 3D процессов тепломассопереноса и гидро- динамики сварочной ванны с учетом взаимо- действия массовых и капиллярных сил, дефор- мации свободной поверхности, испарения и кон- денсации вещества, а также особенностей горения дуги в условиях А-ТИГ сварки. Модель такой структуры позволит дать количественную оценку роли парогазового канала и конвекции Марангони в формировании глубокого проплавления при А- ТИГ сварке. Выводы 1. При А-ТИГ сварке на свободной поверхности сварочной ванны образуется характерный кратер с углублением (лункой), расположенным вблизи центра поверхности ванны. С повышением тока дуги это углубление становится более узким и вытянутым в продольном сечении шва, что обыч- но наблюдается при сварке высококонцентриро- ванными источниками нагрева с образованием па- рогазового канала, а также увеличивается глубина кратера и проплавления при использовании всех исследованных оксидов. 2. Установлено, что, как при ТИГ, так и А-ТИГ сварке, положение точек максимального прогиба поверхности сварочной ванны и максимальной глубины проплавления смещены по отношению к оси вольфрамового электрода в сторону хвос- товой части ванны. В случае А-ТИГ сварки это смещение при всех прочих равных условиях мень- ше, чем при ТИГ сварке. 3. Высказано мнение, что гидродинамическое взаимодействие потоков расплава, вызванных гра- диентом поверхностного натяжения, в условиях деформированной свободной поверхности свароч- ной ванны (А-ТИГ сварка на больших токах) при- водит к образованию интенсивного нисходящего течения, которое транспортирует перегретый ме- талл из анодного пятна ко дну сварочной ванны, обеспечивая тем самым существенное увеличе- ние глубины проплавления. 1. Ющенко К. А., Коваленко Д. В., Коваленко И. В. Приме- нение активаторов при дуговой сварке вольфрамовым электродом в инертных газах (А-ТИГ) сталей и сплавов // Автомат. сварка. — 2001. — № 7. — С. 37–43. 2. Савицкий М. М., Кушниренко В. Н., Олейник О. И. Осо- бенности сварки сталей вольфрамовым электродом с ак- тивирующими флюсами (A-TIG-процесс) // Там же. — 1999. — № 12. — С. 20–26. 3. Lucas W., Howse D. Activating flux — increasing the per- formance and productivity of the TIG and plasma processes // Weld. and Metal Fabr. — 1996. — № 1. — P. 11–15. 4. Lucas W. Activating flux — improving the performance of the TIG process // Ibid. — 2000. — № 2. — P. 7–10. 5. Surface active element effects on the shape of GTA, laser and electron beam welds / C. R. Heiple, J. R. Roper, R. T. Stagner, R. J. Aden // Welding J. — 1983. — 62, № 3. — P. 72–77. 6. Effects of activating flux on arc phenomena in GTAW / M. Tanaka, T. Shimizu, H. Terasaki et al. // Sci. and Techn. of Weld. and Joining. — 2000. — 5, № 6. — P. 397–402. 7. Влияние активирующих флюсов на проплавляющую спо- собность сварочной дуги и концентрацию энергии в анодном пятне / О. Е. Островский, В. Н. Крюковский, Б. Б. Бук и др. // Свароч. пр-во. — 1977. — № 3. — С. 3–4. 8. Замков В. Н., Прилуцкий В. П. Теория и практика TIG-F сварки (A-TIG) (Обзор) // Автомат. сварка. — 2004. — № 9. — С. 12–15. 9. Патон Б. Е., Замков В. Н., Прилуцкий В. П. Контракция дуги флюсом при сварке вольфрамовым электродом // Там же. — 2000. — № 1. — С. 1–8. 10. A-TIG — increasing the performance and productivity of the TIG process / W. Lucas, D. Howse, M. M. Savitsky, I. V. Kovalenko. — S. l., [1996]. — 17 p. — (Intern. Inst. of Wel- ding; Doc. XII-1448–96). 11. Lowke J., Tanaka M., Ushio M. Insulation effects of flux layer in producing greater weld depth. — S. l., [2004]. — 7 p. — (Intern. Inst. of Welding; Doc. 212-1053–04). 12. Yushchenko K. A., Kovalenko D. V., Kovalenko I. V. Compa- rative analysis of TIG and A-TIG welding of stainless steel. — S. l., [2005]. — 9 p. — (Intern. Inst. of Welding; Doc. 212-1088–05). 13. Лесков Г. И., Трунов Е. Н., Живага Л. И. Форма, размеры и устойчивость пародинамических каналов в металле при электроннолучевой сварке // Автомат. сварка. — 1976. — № 6. — С. 13–17. 14. Воздействие лазерного излучения на материалы / Р. В. Арутюнян, В. Ю. Баранов, Л. А. Большов и др. — М.: Наука, 1989. — 367 с. 15. Formation of quasi keyhole is a cause of deep penetration in A-TIG welding of stainless steel / K. A. Yushchenko, D. V. Kovalenko, I. V. Krivtsun et al. — S. l., [2005]. — 17 p. (In- tern. Inst. of Welding; Doc. 212-1085–05). 16. Yushchenko K. A., Kovalenko D. V., Kovalenko I. V. Investi- gation of perculiarities of A-TIG welding of stainless steels. — S. l., [2003]. — 18 p. (Intern. Inst. of Welding; Doc. 212- 1047–03). Given are the results of experimental studies of dimensions and shape of the weld pool surface in TIG and A-TIG welding of stainless steel 304N using the surface arc with incomplete penetration. It is hypothesized that one of the causes of deep penetration in A-TIG welding is formation of a keyhole and associated change in the Marangoni convection intensity. Configurations of the free surface and bottom of the weld pool, characteristic of A-TIG welding, prove this mechanism of deep penetration. Поступила в редакцию 04.11.2005, в окончательном варианте 17.04.2006 8 6/2006

Ähnliche Einträge