Плавление присадочного металла

Плавление электродов при дуговых способах сварки осуществляется путем нагрева металла дугой от температуры ΔТ_T + T_H в точке О до температуры капель Т_к. Теплосодержание металла при этом возрастает от h_T до h_к. Приравнивая количество теплоты, вводимое дугой, к количеству теплоты, вычисленному по теплосодержанию металла, получим уравнение процесса расплавления электрода:

η_эUI=ω∙F∙ρ(h_к - h_т), (6.40)

где η_э – эффективныйКПД процесса нагрева электрода дугой.

Мгновенная производительность расплавления электрода в g_p = ω∙F∙ρ при постоянных η_э и U зависит от температуры подогрева током и силы тока

. (6.41)

Чем больше h_т, тем больше g_p.

Если электрод не нагревается током значительно, то производительность расплавления примерно пропорциональна току. Для характеристики процесса расплавления пользуются коэффициентом расплавления, г/(А∙ч):

. (6.42)

При ручной сварке α_p ≈ 5...14 г/(А∙ч), при автоматической сварке под флюсом – 13...23 г/(А∙ч), при сварке в СО₂≈15... 25 г/(А∙ч).

При ручной дуговой сварке коэффициент расплавления и производительность расплавления возрастают к концу расплавления электрода вследствие нагрева его током. Неравномерность расплавления электрода при правильно выбранных режимах сварки обычно не превышает 20-30 %. Чтобы избежать чрезмерного нагрева электродов током, ограничивают длину электродов (450 мм – для стержней из углеродистых сталей и 400 мм – из аустенитных) и уровень тока. Значение допускаемого тока в основном зависит от состава покрытия. Для органических покрытий оно значительно меньше, чем для минеральных.

При непрерывной подаче проволоки с постоянным вылетом скорость плавления проволоки ω определяется значениями тока и вылета. Производительность расплавления проволоки g_p выражается также уравнением (6.41). С увеличением вылета производительность расплавления при прочих равных условиях возрастает, так как возрастает h_т.

Производительность расплавления обычно определяют опытным путем.

6.3. Тепловая эффективность процесса сварки

Во многих случаях, в особенности при сварке легированных сталей и различных сплавов, требуется прежде всего получение определенных механических свойств и структуры металла околошовной зоны и шва, которые зависят от длительности пребывания металла выше определенной температуры, скорости охлаждения в необходимом интервале температур, повторного нагрева и многих других особенностей термического цикла сварки. Поэтому оценка эффективности процесса сварки по энергетическим критериям часто оказывается второстепенной. Однако для сталей, мало чувствительных к воздействию термического цикла сварки, оценка эффективности различных режимов сварки по энергетическим затратам необходима. Следует различать сварные соединения двух основных крайних типов: соединения, в которых преобладает наплавленный металл (заштрихованные участки на рис. 6.20, вверху), и соединения, образуемые преимущественно в результате расплавлений основного металла (рис. 6.20, внизу).

Рис. 6.20. Поперечные сечения сварных соединений (штриховыми линиями показаны границы расплавления)

Для последнего типа соединений, например, стыкового, тепловую эффективность процесса целесообразно характеризовать удельной затратой количества теплоты на единицу площади свариваемой поверхности:

, (6.44)

где F_св1 - площадь соединения, свариваемая за 1 с; для однопроходной сварки встык, например, F_св1 = υδ; UI – полная тепловая мощность сварочного источника.

Эффективность использования тепловой энергии движущихся источников теплоты характеризуют также так называемым термическим КПД процесса проплавления основного металла:

(6.45)

Коэффициент η_t выражает отношение условного теплосодержания υF_прρh_пл проплавленного за единицу времени основного металла к эффективной тепловой мощности источника теплоты. Величина теплосодержания в единице массы металла h_пл включает в себя также скрытую теплоту плавления, затрачиваемую на переход металла из твердого состояния в жидкое.

Здесь принято, что лишь теплота, истраченная на плавление металла, израсходована полезно, а остальная часть, ушедшая на подогрев металла, окружающего ванну, истрачена бесполезно. Расчетное определение η_t для точечного и линейного источников теплоты соответственно в полубесконечном массивном теле и в пластине проводят по формулам (3.25) и (3.31). По ним определяют площадь F_лр в выражении (6.45), ограниченную изотермой ΔT=T_пл - Т_н. Для точечного источника η_t возрастает с ростом безразмерного критерия ε₃ = qυ /(а²ρh_пл), т. е. термический КПД выше у мощных дуг, движущихся с высокой скоростью. Однако при ε₃ → ∞ не может быть выше l/e = 0,368.

Соответственно для линейного источника теплоты в пластине η_t возрастает с ростом безразмерного критерия ε₂ = q /(δаρh_пл), но не может быть более в случае предельно мощных линейных источников теплоты, т. е. при q/δ → ∞.

Полный тепловой КПД проплавления η_пр выражает отношение υF_прρh_пл ко всей (полной) тепловой мощности сварочного источника теплоты UI. Источники теплоты, когда они используются для соединений, формирование которых происходит в основном в результате наплавки металла (см. рис. 6.20, вверху), целесообразно оценивать по полному тепловому КПД наплавки

, (6.46)

где F_H – площадь наплавки.

Пример 24. Определить длину ванны и термический КПД процесса η_t при наплавке валика на массивную деталь из низкоуглеродистой стали при режиме: I = 600A, U = 32 B, υ = 12 м/ч = 0,333 см/с, F_пр = 1.25 см², η_u = 0.8; λ = 0.4 Дж/см∙с∙град, t_пл =1520 ºC, h_пл = 1360 Дж/г.

Определим эффективную мощность источника теплоты.

;

Определение термического КПД по формуле