Процесс сварки вольфрамовым электродом в аргоне с присадочной проволокой титанового сплава ОТ4 (стр. 9 из 12)
Перераспределение тока по пластине 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, играет существенную роль.
Уже в ранних исследованиях удельного сопротивления расплавленных металлов было показано, что тип проводимости в жидких металлах не отличается от типа проводимости в твёрдом состоянии и обусловлен наличием коллективизированных электронов. Однако переход металла из твёрдого состояния в жидкое сопровождается некоторым изменением электрических свойств: при плавлении удельное сопротивление большинства металлов увеличивается в 1,5 – 3 раза; как правило, температурный коэффициент удельного сопротивления металлов в жидком состоянии меньше чем в твёрдом. Только у меди, серебра, золота и алюминия величина dρ/dt приблизительно одинакова в твёрдом и жидком состоянии [44].
Скачкообразное повышение удельного сопротивления металлов при плавлении говорит о том, что распределение тока по сварочной ванне в значительной степени определяется её геометрией. Кроме того, без рассмотрения растекания токов по ванне нельзя получить достоверную картинку распределения тока и в прилегающих к ней участках свариваемого металла.
Пользуясь расчётами тепловых процессов при сварке Н.Н. Рыкалина [14], оценим степень вытянутости ванны в зависимости от скорости сварки, при
= const. Для этого воспользуемся уравнением предельного состояния процесса распространения тепла при нагреве пластин без теплоотдачи мощным быстродвижущимся линейным источникомТ(y,t) =
ехр(- 
) (3.1)где q – эффективная тепловая мощность дуги;
δ – тощина пластины;
а – коэффициент температуропроводности;
λ – коэффициент теплопроводности;
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 жидком состоянии частиц материала, расположенных в плоскости перемещения источника, полагая Т( 0,t ) = Т пл
tв =
(3.3)Тогда длина сварочной ванны Lв = Vсв∙tв определится следующим образом
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 к ширине В, выражается соотношением
= 
∙ 
(3.6)или, полагая
= 
(3.7)Из выражения (3.7) следует, что степень вытянутости ванны при заданной толщине металла δ и
= const пропорциональна скорости сварки.Увеличение степени вытянутости ванны, связанное с повышением скорости сварки, должно привести к тому, что перед дугой, где жидкая прослойка металла уменьшается, концентрация тока увеличивается, а позади дуги, в силу обратного явления - уменьшается, что и отображено на рисунке 3.1.
Введение в хвостовую часть сварочной ванны обеспеченной присадочной проволоки приводит к уменьшению её 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 радикальным образом изменяется когда по присадочной проволоке протекает часть сварочного тока (рисунок 3.3). Так, при In = 0,2Iсввеличина
уменьшается от 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 0,53.2 Формирование швов при сварке с присадочной проволокой
Согласно данным работы [15], скорость газа в катодной струе дуги с вольфрамовым электродом может иметь порядок 102мс-1, что соответствует числам Маха от 0,1 до 0,2. поэтому гидродинамику этой струи можно исследовать с помощью теории течения несжимаемой жидкости.
На основании выдвинутых положений [15], рассмотрим взаимодействие плазменной струи со сварочной ванной до момента образования кратера под дугой (рисунок 3.4)
Рисунок 3.4 – Схема взаимодействия плазменного потока с пластиной до образования кратера под дугой.
Для свободной струи давление на её поверхности равно давлению в газовом пространстве, куда она вытекает. Следовательно, согласно уравнению Бернулли, скорости последней U0, U1, U2, равны между собой. Пренебрегая силами тяжести, составим уравнение количества движения для отсека струи, ограниченного контрольной поверхностью, состоящей из сечения S0, свободной поверхности струи, сечений S1 и S2 и поверхности ванны:
(3.8)где Q0, Q1 и Q2 – расходы через сечения S0, S1 и S2;
р – плотность плазмы.
Выбрав оси координат, как показано на рисунке 3.4, проектируем на них это уравнение. Учитывая, что преграда симметрична, т.е.
Q1= Q2=1/2Q0, получим выражение для проекций и величины результирующей силы
Fx= 0; (3.9)
Fx = F = pQ0U0 (3.10)
С образованием кратера под 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 – угол разворота плазменного потока.
Из выражений (3.10) и (3.12) следует, что сила воздействия плазменного потока на осесимметричную сварочную ванну, по мере образования кратера под дугой, возрастает. Максимальное значение силы достигается при
.Последующее проплавление основного металла связано с образованием развитой полости кратера и накоплением жидкого металла в хвостовой части ванны. Симметрия ванны в диаметральной плоскости нарушается. Дуга смещается на переднюю стенку плавления. Газо и гидродинамическая обстановка в зоне сварки все более соответствует квазиустановившемуся процессу формирования шва.
Рисунок 3.5 – Схема взаимодействия плазменного потока с ванной после образования кратера под дугой.
При встрече дуги с передней стенкой плавления плазменный поток разделяется (рисунок 3.6). Закономерность деления расхода можно найти из проекции уравнения (3.8) на направление скорости U2
Q2sinβ=Q1-Q2 (3.13)
где β – угол наклона передней стенки плавления в области критической точки
к горизонтальной плоскости и очевидного равенстваQ0=Q1+Q2 (3.14)
Решая совместно (3.13) и (3.14) получим
(3.15) 
(3.16) 
Рисунок 3.6 – Схема взаимодействия плазменного потока с передней стенкой плавления.
Плазменный поток, обтекающий полость кратера, является полуограниченной поверхности. Силовое воздействие этого потока будет зависеть от изменения количества движения, определяемого углом разворота вектора скорости течения плазмы на рассматриваемом участке. Составим уравнение количества движения для отсека струи, ограниченного контрольной поверхностью, состоящей из сечений S3 ,S4, свободной поверхности струи на участке ее разворота в хвостовой части ванны и поверхности полости кратера. Согласно (3.8) и (3.16) получим выражение для силы, с которой плазменный поток воздействует на жидкий металл, находящийся в хвостовой части сварочной ванны
(3.17)Выбрав оси координат, как показано на (рисунке 3.7), проектируем на них это уравнение. Принимая U2=U3=U0 , получим выражения для проекций и величины результирующей силы
(3.18) 
(3.19) 
(3.20)где
- угол разворота потока плазмы в хвостовой части ванны.