книги / Основы электронно-лучевой обработки материалов

Рис. 120. Схема нагрева полубесконечного тела подвижным нормально-круговым источником 1153]

пределена равномерно со средним тепловым потоком						равным
его максимальному значению в центре источника qv					t 0 =	1/4ak —
постоянная	времени, с; р =		( —г^)	=	=	k (vto)2 —
безразмерный критерий,		зависящий		от коэффициента сосредото­
ченности теплового потока источника и от скорости перемещения V,
	со
Л (О, п, р) =	2 J Н ^ е х р	[ —	-	р (1 + ю2) ] ~	интеграл, зна-
	О			[153].
чения которого приведены в работе					рассматривая
Ширину	проплавления В		можно	определить,

след изотермы с температурой, равной температуре плавления Т пл при перемещении источника по поверхности тела. Для этого не­ обходимо найти уравнение максимальных температур точек по­ верхности тела вне оси перемещения источника, т. е. выразить расстояние ут от оси перемещения источника в зависимости от

максимальной температуры,	достигаемой на данном	расстоянии
в процессе сварки. Приняв	Тт — Тпл, ширину зоны	проплавле­

ния В = 2ут (см. рис. 42) можно определить следующим образом. Положение максимума температуры точек подвижного поля предельного состояния определяют, приравняв нулю производную температуры по направлению перемещения источника. Учитывая,

что 2 V п р cos ср =	vxl2a> можно получить					иг
дТ	Гс	У<	дА_	да	v
		~2а				А	- 0 .
дх	я		дп
Условие максимума		температуры
		дА	dn	_	у д
		дп	dx	~~	2а

201

Р и с . 121. Номограмма, связывающая безразмерные критерии Ре, vr0fa и г3

Производная параметра п по координате х

rfn

dx = 2 k x .

Производную интеграла А (0, ft, р) по параметру п обозначим

дЛ	т-ч
	— Z/, тогда условие максимума

4 = - i r = i i C0S^ - / i C0S(p-

(297>

Подставляя выражение (297) в уравнение (296), получим урав­ нение максимальных температур точек поверхности полубесконечного тела, нагреваемого подвижным нормально-круговым ис~

	точником:
	Тф (г, ф, 0) =	7\ ехр [ 2р	] ~ А	(0, пт, р).	(298)
	Вводя безразмерную температуру
	ф,	Т т. { с , JP* 0)	__ г) |/ * д	^
		0) — 7,7(07 о,~6У
	получим				(299)
	п	exp \2р D ^ П'^	J А (0, пт, р).

202

Р и с . 122. З а в и си м о ст ь б езр а зм е р н о й ш и р и н ы ш ва B y J B о т ст епени ф о к уси р о в к и

Д/ф эл ек т р о н н о го луча:

1 — режим А; 2 — режим Б; 3 — режим В, 4 — режим Г

Уравнение (299) описывает процесс проплавления, выражен­ ный связью безразмерных критериев, в каждый из которых входит радиус г0, характеризующий степень сосредоточенности источ­ ника. Однако такая связь неудобна для определения степени со­ средоточенности теплового источника, по данным опытов по про­ плавлению основного металла, поэтому более целесообразно пред­

ставить процесс	в виде связи	следующих	безразмерных крите­
риев: Ре = v y j a	— критерия	типа Пекле,	пропорционального

полуширине зоны проплавления ут; а — коэффициента температу­ ропроводности, см2/с; vrja — критерия, характеризующего сте­

пень	сосредоточенности	теплового	потока	источника;	s3 ^
= qv!a2S'm — критерия,		пропорционального		основным	пара­
метрам режима (мощности электронного луча				и скорости пере­
мещения источника v)\		Sm = срТт — теплосодержания единицы
объема	при температуре	плавления,	кал/см3.

Поскольку для электронно-лучевой сварки на исследуемых режимах А, Б, В, Г значение критерия е3 выходят за пределы но­ мограммы, связывающей критерии Ре, vrja, е3 [155], была про­ ведена экстраполяция соответствующих кривых и дополнительно построена кривая для параметра v rja = 6,92 (рис. 121).

Результаты расчетов ширины проплавления при электронно­ лучевой сварке и сравнение их с опытными значениями (табл. 36) показывают достаточно хорошую сходимость расчетных и экспери­ ментальных величин при определении ширины проплавления В для всех четырех режимов сварки.

Переход от ширины шва В к значению В уе, используемый в уравнении (294), сделан с помощью экспериментальной зависи­ мости, представленной на рис. 122.

Для расчета площади проплавления необходимо рассмотреть коэффициент полноты сварного шва ц = Рпр!{НВ), где Fnp — площадь проплавления, соответствующая глубине Н и ширине В

203

Таблица 36

Результаты расчета ширины проплавления при электронно-лучевой сварке по схеме нормально-кругового движущ егося источника

	Р а с ч е т н ы е д а н н ы е	Ш и р и н а п р о п л а в л е н и я ,
		мм

Индекс

р е ж и м а	. _	QV	VTo	г	I 2
		“ Sm	а	[ vrQ/a	J
			4 , 0	9 , 8
			3 , 3 5	1 4 , 0
			2 , 8 3	1 9 , 5
А		9 9	2 , 2	3 2 , 3
			1 , 7 9	4 8 , 8
			1 , 2 6	1 0 0 , 0
			0 , 9	1 9 3 , 0
			0 , 4	9 7 5 , 0
			4 , 0	9 , 8
			3 , 3 5	1 4 , 0
			2 , 8 3	1 9 , 5
Б		6 6	2 , 2	3 2 , 3
			1 , 7 9	4 8 , 8
			1 , 2 6	9 8 , 2
			6 , 9 2	1 3 , 0
			4 , 0	3 9 , 1
В		1 9 8	3 , 3 5	5 5 , 7
			2 , 8 3	7 8 , 2
			2 , 2	1 2 9 , 0
			1 , 7 9	1 9 5 , 0
			6 , 9 2	1 3 , 0
			4 , 0	3 9 , 1
Г		1 3 5	3 , 3 5	5 5 , 7
			2 , 8 3	7 8 , 2
			2 , 2	1 2 9 , 0

		Р а с ч е т н а я	О п ы т н а я
	Р е	B = ™ L
			В о
		v/a
	5 , 8	9 , 2
	5 , 3	8 , 5	7 , 9
	5 ,1	8 , 2	7 , 8
	4 , 8	7 , 7	7 , 6
	4 , 4	7 , 0	7 , 3
	4 , 0	6 , 4	6 , 0
	3 , 5	5 , 6	4 , 7
	2 , 3	3 , 7
	4 , 6	7 , 3	_
			—
	4 , 4	7 , 0
	4 , 2	6 , 8	7 , 0
	4 , 0	6 , 4	6 , 5
	3 , 7 5	6 , 0	6 , 3
	3 , 5	5 , 6	5 , 5
	8 , 7	6 , 9
	7 , 2 5	5 , 8	5 , 5
	6 , 7 5	5 , 4	4 , 7
	6 , 4	5 , 1	4 , 3
	5 , 8	4 , 6	4 , 2
	5 , 4	4 , 3	4 , 1
	7 , 4	5 , 9
	6 , 3	5 , 0	5 , 5
	5 , 9	4 , 7	4 , 9
	5 , 7	4 , 6	4 , 5
	5 , 2	4 , 2	4 , 3

в данном сечении. Анализ шестидесяти сварных швов показал, что коэффициент полноты шва ц изменяется в пределах 0,5—0,95.

При кинжальных швах,	когда	коэффициент формы шва Кф =
= Н/В > 1 (л = 0,5 -ь0,7,	а при	сварке сильно расфокусирован­

ным лучом (мягкие режимы), когда Кф < 1, ^ = 0,7 -т-0,9. Ре­ комендуемые для расчетов значения р приведены в табл. 37.

Таким образом, при электронно-лучевой сварке расчет гео­ метрических характеристик швов (В , Я, Fnp) по схеме нормально­ кругового источника, движущегося по поверхности полубесконеч-

2 0 4

Таблица ЗТ

Зависимость коэффициента полноты шва ^ от формы шва и режима сварки

		1			*ф <	1
Индекс		(жесткие режимы)			(мягкие режимы)
режима *
	д т т	^ тах	М-ср	^ т т	^ тах	Мер
А—I	0,51—0,69		0,59	0,76—0,83		0,80
Б—I	0,53—0,58		0,56	0,69—0,80		0,75
В -1	0,58—0,72		0,64	0,91—0,95		0,93
Г -1	0,55—0,61		0,58	0,75—0,81		0,78
А—И	0,49—0,64		0,54	0,76—0,81		0,79
Б— II	0,48—0,64		0,56	0,59—0,70		0,66
В — II	0,50—0,70		0,60	0,64—0,88		0,79
Г— II	0,50—0,72		0,62	0,71—0,95		0,83

ного тела, с достаточной для практики точностью обеспечивается решением следующих двух простых уравнений:

nTQd = ^ pH (сТпл + Ьплу,

ирщДВН),

где р = 0,6 — для жестких режимов и р = 0,8 — для мягких режимов.

ВЛИЯНИЕ УСКОРЯЮЩЕГО НАПРЯЖЕНИЯ НА ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ПРОПЛАВЛЕНИЯ

Экспериментальные данные (рис. 123) показывают, что ускоря­ ющее напряжение существенно влияет на глубину проплавления: с увеличением ускоряющего напряжения при прочих равных усло­ виях глубина проплавления увеличивается.

Связано это с уменьшением рассеяния электронов пучка на атомах пара при повышении ускоряющего напряжения. Действи­ тельно, например, при U — 20 кВ коэффициент поглощения а = = 2,4 • 106/t/2 = 6 • 10s см2/г, а при U = 100 кВ а = 2,4 • 102 см2/г, т. е. уменьшается более чем на порядок. Таким образом, повыше­ ние ускоряющего напряжения обеспечивает большую кинетиче­ скую энергию электронов и увеличивает пробег электронов в па­ рах металла.

Влияние ускоряющего напряжения на глубину проплавления

при электронно-лучевой сварке подробно освещено в работе		[24].
На	установках типа У-ЗМ и У-313 при q — 10 кВт,	X
X 105	Вт/см2, U = ЗОч-ЮО кВ скорости сварки v = 0,3-т-2,2 см/с,

205»

800

,Вт

6)

Рис. 123. Зависимость глубины проплавления от

тока луча (а), мощности сварки (б) и скорости

6

в 1ма

сварки (в):

а — нержавеющей стали при

v =

1,2 см/с: 1 — U —

Ю

при

= 100 кВ; 2

— U

130 кВ;

3 —

U — 150 кВ [208];

6

— нержавеющей стали

U = 100 —150

кВ, v

—

1,2

см/с;

в — малоуглеродистой

стали: '/

—

£ / =

100

кВ,

1 —

7 мА; 2 — U

=

125

кВ;

/

= 10

мА;

3 — V = 150 кВ,

/

— J 3

мА

(по

Д. В.

Мейеру)

давлении в рабочей камере 5- 10~5ч-1 • 10~4 мм рт. ст. производили проплавления нержавеющей стали на глубину до 80 мм. На рис. 124 приведена зависимость глубины проплавления от скорости сварки и величины ускоряющего напряжения, полученная при экспери­ ментах. Результаты экспериментов подтверждают, что распреде­ ление давления пара по глубине канала

р (Z) = - Ц ^ -	( Г к / Я ) + 3 [ 1 _ ( 2 / я ) ] ’	ш	° )
где у (Т) — поверхностное	натяжение расплавленного	металла
в зависимости от температуры; Я — максимальная глубина			ка­

нала, равная глубине проплавления; гк — радиус канала на глу­

бине Hie.

Поверхностное натяжение у (Т) линейно уменьшается с повы­

шением температуры и равно нулю при критической температуре

Тс = 1,7 Тшп,	где Ткип — температура кипения при нормальном
{атмосферном)	давлении	(для железа Тс	5400° С)
	V СО =	То (тс - Т)/(ТС-	Т0);	(301)
здесь у 0 — величина поверхностного натяжения при				темпера­
туре Т 0. Для железа Т 0 = 1820° С, у0 =			1,5-10"3 кгс/см.
Давление насыщенного пара [41 ]
		\gp = B - - j r ,		(302)

где В и А — константы, зависящие от вида материала; для железа В = 8,65, А = 18,35 *103, если р в мм рт. ст.

Если известны значения Я, гк, то совместное решение уравне­ ний (300)—(302) дает значения давления пара, поверхностного на-

206

0	Ofi	0,8	1,2 \/св,см/с
Рис. 124. Зависимость глуби­
ны проплавления от скорости
сварки и ускоряющего напря­
жения при постоянной общей
мощности (10 кВт) и удельной				Рис. 125. Зависимость значений (в осевой точке
мощности у2^ 5- 10ь Вт/см2				канала) максимальной температуры Т*, макси­
(ге =	0,25 мм):		2 — и =	мального давления паров р* и минимального по­
J — U = зо		кв;		верхностного натяжения у* от параметра h/r2t
— 63 кВ; з — £/ =			100 кВ [24]	характеризующего размеры канала [24]

тяжения и температуры по оси канала. На рис. 125 приведено решение этих уравнений для железа в зависимости от параметра HIrl. Как видно из этого рисунка, максимальное давление пара на оси канала может достигать нескольких кгс/см2.

Распределение плотности тока при прохождении электронным пучком в парах металла пути z может быть описано функцией Га­ усса с эффективным радиусом

Ге(2) — ге(0) ехр

(303)

где ге (0) — начальный радиус электронного луча; <г — полное эффективное электронное сечение рассеяния на атом; п (г) — кон­ центрация атомов.

С учетом упругих и неупругих соударений сечение рассеяния

(в см2}
о= i£8.z1/3|z - 1-41п-^р^.10-16,	(304)

где U — ускоряющее напряжение, атома; ■— потенциал ионизации = 26, = 7,9 В и

В; Z — порядковый номер атома, В. Для железа Z =

	4 !п	0,181	Л_Л6
« = £ 2[25		и 1/2	10-

207

С	учетом	уравнения	(300) соотношение
(303)	для эффективного		радиуса	электрон­
ного	луча	после прохождения в парах
пути	z примет (концентрация			атомов вы­

				ражена через давление) вид
				гЛЯ) =		г Д 0 ) е х р [ ё |^ 1 п ( 1 2 - ^ ) ] ,					(305)
				где	k — постоянная				Больцмана.
				Температуру				Т*	определяют как темпе­
				ратуру в центре кругового источника на
10	W	60	80UyCKM	поверхности			полубесконечного			тела	[153 ]
				(она	не	зависит		от	скорости	перемещения
Рис. 126.		Зависимость		источника):
глубины		проплавления					Гр*		'Пи?		(306)
от ускоряющего напря­
								~	лКге(Н) ’
жения при постоянных				где	q =	0,24 IU — мощность				луча;	т)и —
общей мощности и уде­
льной	мощности [24]			эффективный			КПД;		К — коэффициент		теп­
				лопроводности.
Термический КПД процесса проплавления нержавеющей стали
Цг =	0,38		при q — 10 кВт,			v =	0,28 см/с, U = 63			кВ. Секунд­
ный	объем		расплавленного металла
				V = vHrB= 0,38					,		(307)
							p e l пл
где гв — полуширина сварочной							ванны.

Выражения (300), (302), (305)—(307) образуют систему уравне­ ний для определения шести неизвестных: эффективного радиуса луча ге (Я) при z = Я, максимального давления пара р* макси­ мальной температуры Г*, минимального поверхностного натя­ жения у*, глубины канала Я и его радиуса гк при условии, что форма поверхности канала описывается функцией Гаусса.

Из соотношений (305) и (306) с учетом выражения (307) после ряда упрощений

Т П ^ У т Ь '

<308>

что хорошо совпадает с экспериментом.

Выражение (308) графически изображено на рис. 126. За на­ чальное значение принята глубина проплавления при U = 30 кВ.

Сравнение экспериментальных данных с расчетными по выше­ приведенным формулам показывает, что проплавление нержавеющей стали при q = 10 кВт, Л/ = 63 кВ, v — 0,28 см/с, ге (0) = 0,25 мм обеспечивает Я = 5,2 см (см. рис. 124).

Из расчетов а = 1,2* 10“17 см2, гк = 0,075 см, ширина проплав­ ления 2гв = 0,6 см (соответствует экспериментальному значе­

нию),	Н!г\ ^ 1 • 103	см“\	Г* = 3560 К, у* = 7,9 • Ю-4 кгс/см,
р* =	3,3 кгс/см2, Я	= 5 см, что хорошо совпадает с эксперимен­
тальным значением		5,2	см.

208

ТЕРМИЧЕСКИЕ ЦИКЛЫ ПРИ ПРОПЛАВЛЕНИИ ПЛАСТИН ЭЛЕКТРОННЫМ ЛУЧОМ

Исследования термических циклов при проплавлении пластин электронным лучом представляют интерес в связи с нахождением зоны термического влияния и оптимальных режимов сварки мате­ риалов.

Результаты измерений температуры шва и околошовной зоны пластин из молибденовых сплавов, проплавляемых электронным лучом в непрерывном режиме, приведенные на рис. 127, показы­ вают, что термопары, расположенные непосредственно в сварном шве, регистрируют перегрев расплавленного металла на 300— 400° как при малых, так и при больших скоростях сварки. Однако в отличие от ниобиевых сплавов, для которых проводили анало­ гичные измерения, площадку кристаллизации не наблюдали даже при скорости сварки 0,4 см/с. Это связано с различием теплофизи­ ческих свойств молибдена и ниобия.

С удалением от линии сплавления максимальная температура резко уменьшается. Если при скорости сварки 150 м/ч зона, на­ гретая до температуры, превышающей 1400° С, составляет около 1 мм, то при 15 м/ч она имеет ширину 4—6 мм.

Рис. 127. Кривые распределения температуры на разных расстоя­ ниях от оси шва при проплавлении молибденовой пластины толщиной 1 мм электронным лучом:

а —

v =

0,45 см/с,

q =

218

кал/с;

/,

2 , 3 , 4 — у

равно

0; 0,12

и

0,67

см;

6 —

v =

1,6

см/с,

q =

320

кал/с;

/. 2, 3, 4, 5

—

у

равно

0;

0,2;

0,27;

0,36

и

0,57

см;

в —

v ~

4,2

см/с;

7 =

435

кал/с;

/ ,

2

,

3 , 4

— у

равно 0;

0,012; 0,2 и

0,4

см,

экспериментальные

кривые — сплошные

линии,

расчет­

ные — штриховые линии

х

0,9

0 -0,9 -1,8 -2,7 -3,6 х,см

2900

2000

1600

1200

то

900

0

8

Н. Н. Рыкалпн и др.

209

Анализ температурных кривых (рис. 127) показывает, что с уве­ личением скорости сварки от 15 до 150 м/ч возрастают как скорости нагрева (от 2 -103 до 2 -104 град/с), так и скорости охлаждения (от 550 до 600 град/с). С увеличением скорости сварки уменьшаются размеры шва и околошовной зоны, общий нагрев образца и короб­ ление, повышается стабильность режима сварки, но появляются подрезы на поверхности шва и вынос металла в корне.

Расчет термического цикла проводят по схеме предельного со­ стояния процесса распространения теплоты при нагреве пластины линейным источником;

т ^ *) = w ехР ( - ъг) K«{r V

При больших скоростях перемещения луча для расчета тем­ пературы можно использовать уравнение предельного состояния процесса распространения теплоты при нагреве пластины мощным быстродвижущимся линейным источником:

(310)

Уравнение (309) можно применять для расчета термического цикла при электронно-лучевой сварке молибденовых сплавов со скоростью до 100 м/ч, уравнение (310) применимо при скоростях сварки 100 м/ч и выше. Температуры, рассчитанные по этому урав­ нению, наиболее близки к экспериментальным для стадии охла­ ждения и в зоне, удаленной от шва. В зоне сплавления расчетные температуры значительно выше экспериментальных, так как при расчете по соотношениям (309) и (310) не учитывается теплота плавления.

РЕГУЛИРОВАНИЕ ТЕРМИЧЕСКОГО ЦИКЛА ПРИ ЭЛЕКТРОННО-ЛУЧЕВОМ НАГРЕВЕ

Структура и свойства сварных соединений материалов при сварке плавлением зависят от термического цикла, характери­ зующего тепловое воздействие источника энергии в каждой точке зоны термического влияния. Регулирование термического цикла путем управления воздействием источника энергии на материал позволяет улучшить структуру и получить необходимые свойства сварного соединения.

Для повышения качества сварного соединения необходимо со­ кращать время пребывания материала в тех интервалах темпера­ тур, в которых структура и свойства материала ухудшаются, и увеличивать длительность пребывания в интервале температур, в которых структура и свойства улучшаются. Например, при сварке углеродистых и низколегированных сталей условия на­ грева материала должны обеспечивать термический цикл, харак­ теризующийся острым и непродолжительным пиком нагрева от

210