Andrew

Сварка стали с медью и ее сплавами В равновесном состоянии при комнатной температуре медь растворяется в alfa — Fe в количестве до 0,3 %, a железо в меди в количестве до 0,2%. Хрупких — интерметаллидов не образуется. В связи с большими скоростями охлаждения при сварке в переходном слое образуется пересыщенный твердый раствор меди с железом, но при содержании до 2-2,5% Fe структурно-свободное железо не обнаруживается. Граница сплавления между сталью и медью — резкая, с включениями фазы, обогащенной железом различного размера. Со стороны стали, примыкающей ко шву, размер зерна увеличивается в пределах зоны шириной 1,5-2,5 мм. Микротвердость зоны сплавления достигает 580-620 кгс/мм2. Ухудшает взаимную растворимость железа и меди наличие в стали углерода, а улучшает марганец и кремний. Марганец снижает критическую точку А3 и расширяет область а-твердого раствора, в котором медь растворяется в значительно большем количестве, а кремний раскисляет сварочную ванну и упрочняет зерна твердого раствора. Затруднения при сварке и наплавке меди на сталь связаны с ее физико-химическими свойствами, высоким сродством меди к кислороду, низкой температурой плавления меди, значительным поглощением жидкой медью газов, различными величинами коэффициентов теплопроводности, линейного расширения и т.д. Одним из основных возможных дефектов при сварке следует считать образование в стали под слоем меди трещин, заполненных медью или ее сплавами. Указанное явление объясняют расклинивающим действием жидкой меди, проникающей в микронадрывы в стали по границам зерен при одновременном действии термических напряжений растяжения. В углеродистых и низколегированных сталях (СтЗ, 10ХСНД и т. п.) трещин мало и размеры их невелики, а в сталях, имеющих аустенитную структуру, в частности типа 18-8, количество и размеры трещин резко возрастают. Для сталей типа 18-8 эффективным барьером для упомянутых трещин является введение ферритной фазы. При содержании феррита свыше 30% в стали типа 18-8 проникновение меди в сталь не наблюдается; это объясняется тем, что феррит не смачивается медью и проникновения меди в микронадрывы не происходит. Для уменьшения опасности образования указанных трещин рекомендуется вести сварку на минимальной погонной энергии в качестве присадочного металла применять никелевый сплав МНЖ 5-1 или бронзу БрАМц 9-2. Наличие никеля и алюминия снижает активность воздействия жидкого металла в микронадрывах на стали, что уменьшает опасность образования глубоких трещин в стали. Медь, латунь и бронза успешно свариваются со сталью всеми способами сварки плавлением на тех же режимах, что и стальные детали соответствующих сечений, но дугу со стыка несколько смещают в сторону меди или ее сплавов. Для сварки меди, бронз БрАМц 9-2, БрКМц 3-1, латуни Л90 со сталями типа СтЗсп; Ст4сп; 10; 09Г2 применяют: а) для ручной сварки — электроды с покрытием типа «Комсомолец»; б) для сварки под флюсом — флюсы ОСЦ-45, АН-26 и др. и проволоку марки Ml, М2 и БрКМц 3-1 и др.; в) для сварки в среде инертных защитных газов — проволоки марок БрКМц 3-1, БрАМц 9-2, МНЖ 5-1. В ряде случаев необходим предварительный подогрев изделия. Сплав МНЖ 5-1 сваривается с углеродистыми и низколегированными сталями электродами со стержнем из сплава МНЖ 5-1 с покрытием ЗТ, а при сварке под флюсом ОСЦ-45 или в защитных газах — электродной проволокой марки МНЖ 5-1. При сварке обеспечивается равнопрочность сварного соединения (по цветному металлу) при действии статической нагрузки. Сварные соединения обладают удовлетворительной пластичностью. Так, для соединения меди МЗр или сплава МНЖ 5-1 со сталью Ст4сп при ручной сварке угол изгиба составляет 40- 85 град., а при аргонодуговой 110-180 град. Более высокое качество сварных соединений при аргонодуговой сварке сплавами МНЖ 5-1 объясняется тем, что в этом случае в металле шва содержание железа не превышает 8-10%, а при ручной сварке достигает 50-55%. Оптимальные условия наплавки меди на сталь требуют, чтобы не было расплавления стали, чтобы она хорошо смачивалась (для этого ее температура превышала 1100 град. С) и длительность контактирования меди со сталью при этой температуре была бы не менее 0,01-0,015 с. Для соединения меди и ее сплавов со сталью рекомендуется применять аргонодуговую сварку вольфрамовым электродом, а для наплавки цветных металлов на сталь — наплавку плазменной струей с токоведущей присадочной проволокой. Сварные соединения имеют достаточно высокую усталостную прочность. Сварка стали с титаном. Одной из основных задач при сварке титана со сталями является выбор таких сварочных материалов, методов и режимов сварки, при которых предотвращалось бы или резко подавлялось образование хрупких интерметаллических фаз FeTi и Fe2Ti. Непосредственная сварка титана со сталью не дает положительных результатов. Практическое применение находит сварка в аргоне вольфрамовым электродом и сварка через промежуточные вставки. Хорошие результаты получены при использовании комбинированной вставки, состоящей из технического тантала (sigmaВ = 70 кгс/мм2) и термообрабатываемой бронзы БрБ2. Бронза сваривается с углеродистой или аустенитной сталью аргонодуговой сваркой неплавящимся электродом, а тантал с титаном — в камерах с контролируемой атмосферой. Предел прочности соединения по бронзе 49 кгс/мм2, при закалке бронзы 60,5 кгс/мм2 (закалка до сварки). Комбинированные вставки из бронзы БрБ2 и ниобия используют для аргонодуговой сварки вольфрамовым электродом в камере с контролируемой атмосферой титана ОТ4-1 толщиной 0,8 и 2 мм. Прочность соединения при толщине 0,8 мм sigmaв = 53 — 66 кгс/мм2, угол изгиба 72-180 град.; при толщине 2 мм sigmaв = 40 — 45 кгс/мм2, угол изгиба 41-61 град.

Сварка стали с алюминием Процесс затруднен физико-химическими свойствами алюминия. Выполняется в основном аргонодуговая сварка вольфрамовым электродом. Подготовка стальной детали под сварку предусматривает для стыкового соединения двусторонний скос кромок с углом 70 град, так как при таком угле скоса прочность соединения достигает максимальной величины. Свариваемые кромки тщательно очищают механически или пескоструйным способом, или химическим травлением, затем на них наносят активирующее покрытие. Недопустимо применение дробеструйной очистки, так как на поверхности металла остаются окисные включения. Наиболее дешевое покрытие — цинковое, наносимое после механической обработки. Процессу гальванического и горячего цинкования должны предшествовать обезжиривание детали, промывка и сушка, травление в растворе серной кислоты с последующей промывкой и сушкой. При горячем цинковании, перед опусканием детали в цинковую ванну, имеющую температуру 470-520 град. С, необходимо флюсование детали в насыщенном растворе флюса. Простейший флюс состоит из двух компонентов: 50% KF +50% КСl. Совершенно недопустимо нанесение цинкового или алюминиевого покрытия по методу шоопирования, так как при этом частицы покрытия успевают окислиться и удовлетворительно сварить алюминий со сталью не удается. При гальваническом нанесении покрытия слой цинка должен достигать 30-40 мкм, при горячем цинковании 60-90 мкм. В последнем случае значительно облегчается процесс нанесения слоев алюминия, особенно на мелких деталях. Для сталей аустенитных (12Х18Н9Т и т. п.) алитирование возможно после механической очистки без применения флюса. Оптимальный (по прочности соединения) режим алитирования — температура алюминиевой ванны 750-800 град. С. Время выдержки при алитировании — до 5 мин в зависимости от размеров детали. Возможно также алитирование стальных деталей с применением токов высокой частоты. Технология сварки предусматривает использование стандартных сварочных установок типа УДГ-300 с применением лантанированных вольфрамовых электродов диаметром 2-5 мм и аргона 1-го и 2-го сортов по ГОСТ 10157-73. Особенностью сварки алюминия со сталью по сравнению с обычным процессом аргонодуговой сварки алюминиевых сплавов является расположение дуги; в начале наплавки первого шва — на присадочном прутке, а в процессе сварки — на присадочном прутке и образующемся валике, так как при длительном воздействии теплоты дуги на поверхность стали происходит преждевременное выгорание покрытия, что препятствует дальнейшему процессу сварки. После появления начальной части валика дугу нужно зажигать вновь (после перерыва) на алюминиевом валике. При сварке встык дугу ведут по кромке алюминиевой детали, а присадку — по кромке стальной детали таким образом, что жидкий алюминий натекает на поверхность стали, покрытой цинком или алитированной. При толщине свариваемого металла до 3 мм сила сварочного тока 110-130 А, при толщине стали 6-8 мм 130-160 А, при толщине 9-10 мм 180-200 А; только в этом случае обеспечивается достаточный разогрев деталей и образование необходимой соединительной прослойки. В качестве присадочного материала применяется проволока марки АД1 (чистый алюминий с небольшой присадкой кремния, благоприятно влияющего на формирование стабильного качества диффузионной прослойки). Присадку из сплава АМг6 применять не следует, так как в этом случае в формировании интерметаллидного слоя принимает участие магний, снижающий прочность соединения. По-видимому, наличие атомов магния вместо атомов алюминия в кристаллической решетке одной из фаз обуславливает наличие слабых связей — магний практически нерастворим в железе. Магний резко ускоряет рост прослойки из хрупких интерметаллидов, интенсифицирует развитие процессов реактивной диффузии. В зависимости от типа соединения при сварке необходимо соблюдать последовательность наложения валиков шва, обеспечивающую необходимое перекрытие. Чередование валиков с лицевой и обратной стороны предотвращает перегрев стальной детали и преждевременное выгорание цинка с ее поверхности. Важное значение имеет правильный выбор скорости сварки, так как она определяет время взаимодействия жидкого алюминия со сталью, т. е. определяет толщину и стабильность интерметаллидной прослойки. Для первых слоев скорость сварки назначают в интервале 7-10 м/ч, для последующих (когда сталь достаточно разогрета) в пределах 12-15 м/ч. При рассмотренных условиях сварки статическая прочность соединения при разрыве соответствует прочности технического алюминия (10 кгс/мм2). Повысить прочность соединения можно увеличением рабочего сечения шва либо применением комбинированных покрытий. Получающиеся сварные соединения пригодны для восприятия статической нагрузки и имеют высокую усталостную прочность при действии знакопеременной изгибающей нагрузки. Предел выносливости образцов при базе 10^7 циклов равен 5- 6 кгс/мм2, т. е. на уровне, обычном для сплава АМг6. Разрушение образцов, как правило, происходит на сплаве АМг6 у внешнего концентратора. Только при высоких напряжениях отдельные образцы разрушаются по шву. Сварные соединения имеют также высокую плотность при гидравлических, пневматических и вакуумных испытаниях, а также высокие коррозионные свойства в морской воде при наличии на их поверхности лакокрасочных покрытий. Применение комбинированных покрытий стали — медно-цинкового и никель-цинкового повышает прочностные свойства сварного соединения. В этом случае наносят слой меди или никеля толщиной 4-5 мкм и второй слой цинка толщиной 30-40 мкм. Соединительная прослойка иитерметаллидов сложного состава получается несколько меньшей толщины и твердости. Статическая прочность сварного соединения (при наличии усиления шва) 14-22,3 кгс/мм2. При сварке высоколегированной стали типа 18-8 с алюминием, если на стали имеется только цинковое покрытие толщиной 50 мкм, достигается прочность соединения 21,3-28,7 кгс/мм2. Если же по подслою цинка толщиной 25-30 мкм производят алитирование по указанной ранее технологии, достигается проч-ность соединения 29,5-32,8 кгс/мм2. Процесс аргонодуговой сварки алюминия и его сплавов со сталью может быть легко механизирован. Дополнительная информация:

Свойства и структура сварных соединений промышленных титановых сплавов alpha- и псевдо alpha сплавы Сплавы, относящиеся к первой группе: alpha-сплавы (BT1-00; ВТ1-0; ВТ5; BT5-1; 4200) и псевдо alpha-сплавы (ОТ4-0, ОТ4-1, ОТ4, ВТ4, ОТ4-2, АТ2, АТЗ, АТ4, ВТ20, ТС5) относятся к малолегированным (J-стабилизирующими элементами сплавам с К $ <=0,25. Эти сплавы хорошо свариваются всеми видами сварки, и сварное соединение по прочности и пластичности приближается к основному металлу. Сплавы не требуют обязательного стабилизирующего отжига после сварки. Поскольку в сварном шве возможно наличие пор, то прочность сварного соединения принимается в расчет с коэффициентом ослабления сваркой, равным 0,9-0,95 от прочности основного материала. С повышением прочности сварные соединения этих сплавов становятся более чувствительными к дефектам сварки (порам, концентраторам напряжения и т. п.) и несколько увеличивается разница в прочности и пластичности между сварным соединением и основным металлом. Технический титан марки ВТ1-00 изготавливают из наиболее чистых сортов титановой губки. Он содержит меньше таких примесей, как углерод, железо, кремний, кислород, чем допускается для других титановых сплавов. Титан марки ВТ1-00 отличается низкими характеристиками прочности и высокой пластичностью. Хорошо деформируется в горячем и холодном состояниях. Из титана марки ВТ1-00 изготавливают практически все виды полуфабрикатов: фольгу, ленту, листы, плиты, поковки, штамповки, профили, трубы, проволоку и т. д. Технический титан марки ВТ 1-00 в связи с его невысокой прочностью в качестве конструкционного материала применяется ограниченно. При сварке с присадкой в качестве присадочного материала используют сварочную проволоку из титана ВТ1-00 или ВТ1-0. Сварные соединения титана марки ВТ1-00, полученные АДС Нп с присадкой ВТ1-00, после неполного отжига имеют следующие механические свойства при комнатной температуре: а*=0,9ав основного металла; ан>=9,0 кгс*м/см2, а=180° для листа толщиной 1,5 мм и а=140° для листа толщиной 3,0 мм. Технический титан марки ВТ1-0 приготовляют из нелегированной губки, несколько уступающей по чистоте титановой губке, применяемой для изготовления титана марки ВТ1-00. Тем не менее содержание примесей в титане марки ВТ1-0 меньше, чем в легированных титановых сплавах. Сплав ВТ1-0 при несколько меньшей пластичности по сравнению с техническим титаном марки ВТ1-00 имеет более высокую прочность и широко применяется как конструкционный материал. Типичные механические свойства при комнатной и повышенных температурах титана марки ВТ1-0 приведены в табл. 28. Титан марки BT1-0 хорошо сваривается всеми видами сварки. Из ВТ 1-0 изготавливают листы, ленту, фольгу, прутки, профили, трубы, проволоку и т. п. Сплав ВТ1-0 применяют в конструкциях, длительно работающих при температурах от −253 до +150° С. Сварные швы пластичны и допускают значительную холодную деформацию [52]. Пластичность сварного соединения (угол изгиба а) практически не изменяется при нагартовке до 20%. Термической обработки после сварки не требуется. Механические свойства сварных соединений титана марки ВТ1-0, полученные АДС Нп с присадкой, после неполного отжига имеют следующие механические свойства при комнатной температуре: сгв=0,9ав основного металла; ан>=7 кгс*м/см2, а=135° для листа толщиной 1,5 мм и а=110° для листа толщиной 3,0 мм. При сварке с присадкой в качестве присадочного материала используется сварочная проволока из ВТ1-00 или ВТ1-0. Сплав марки ВТ5 является типичным однофазным а-титановым сплавом системы Т1-Аl. Из сплава ВТ5 изготавливают поковки; штамповки, кованые и катаные прутки, сварные кольца. Сплав ВТ5 имеет умеренную прочность при невысокой пластичности. Этими объясняется, что из этого сплава не изготавливают листовыеполуфабрикаты. Сплав ВТ5 хорошо сваривается всеми видами сварки, применяемыми для титана. Предел прочности при кратковременном растяжении и длительная прочность сварного соединения равны 0,9ав и 0,9 а^ основного материала соответственно при всех рабочих температурах. В качестве присадочного материала используют проволоку из титана ВТ1-00 или из сплава ВТ2. Сплавы с alpha+β-структурой мартенситного типа В эту группу входят среднелегированные р-стабилизирующими элементами сплавы с Ка =0,3-0,9, термически Упрочняемые путем закалки и старения. Сплавы этой группы непосредственно после сварки имеют пониженную пластичность сварного соединения в связи с образованием в структуре шва довольно прочной мартенситной а’-фазы. Для восстановления пластичности сварных соединений у сплавов такого типа применяют стабилизирующую термическую обработку, в результате которой а’-фаза превращается в стабильные а+р-составляющие. Большинство сварных конструкций из а+b-сплавов мартенситного типа изготовляют с прочностью сварных соединений 85-100 кгс/мм2. Реже сварные конструкция подвергают упрочняющей термической обработке на прочность 105-130 кгс/мм2, и тогда швы утолщают и подвергают отжигу, при этом достигается равнопрочность конструкции и обеспечивается достаточная на-дежность сварного соединения. Сплав ВТ6 — аналог широко применяемого зарубежного сплава Ti-6Аl-4V [2, 121], а также отечественного сплава ВТ6С. Изготавливается сплав в виде листом плит, прутков, поковок, штамповок, сварных колец. Сплав может применяться как в отожженном, так и в I термически упрочненном (закалка+старение) состояниях. Упрочняющей термической обработкой прочности сплава может быть увеличена на 15-20%. Сплав удовлетворительно сваривается всеми видами сварки, применяемыми для титана. Сварное соединение сплава ВТ6 непосредственно после сварки имеет несколько пониженную пластичность. Для восстановления пластичности сварного соединения требуется стабилизирующая термическая обработка. Прочность сварных соединений сплава ВТ6, выполненных ААрДЭС неплавящимся электродом без присадки, составляет после отжига при 760- 800° С и после закалки с 900° С и старения при 500° С в течение 2 ч 95-100 и 105 кгс/мм2 соответственно. Сплав I сваривается со всеми листовыми титановыми сплавами. В качестве присадочного материала используют проволоку из сплавов ВТ1-00, ВТ1-0, ВТ2, СПТ2, ВТ6С. Сплав ВТ6 применяется для изготовления сварных деталей, длительно работающих в отожженном состояв нии при температурах до 450° С, а в термически упрочненном состоянии — при температурах до 400°С. Сплав ВТ6С рекомендуется для изготовления штампосварных конструкций; работающих длительно при температурах до 400-450° С и кратковременно при температурах до 700-750° С. Предел прочности сварного соединения, выполненного сваркой плавлением, составляет не менее 90% от предела прочности основного металла. При сварке металла большой толщины используют прогрессивные методы сварки, например сварку погруженной дугой; швы сплава ВТ6С, полученные этим способом, равнопрочны отожженному основному металлу, а их ударная вязкость выше на 1,2-4,0 кгс*м/см2.

Структура и свойства сварных швов Рассмотрим влияние различных видов сварки на химический состав, свойства и структуру сварных швов различных типов титановых сплавов. Каждый конкретный вид сварки изменяет структуру и степень легирования металла шва вследствие различного разбавления шва основным металлом и дополнительного введения электродного металла, состав которого может отличаться от состава основного металла, а также вследствие изменения газосодержания металла шва. Таким образом, воздействие вида сварки на свойства металла шва титановых сплавов определяется несколькими основными факторами: химическим составом электродного металла, обеспечивающим оптимальное сочетание прочности и пластичности; соотношением доли основного и электродного металла при различных формах разделки кромок, характерных для данного вида сварки; структурой и фазовым составом, зависящими от термического цикла сварки и последующей термической обработки; возможностью образования различного рода дефектов, присущих данному виду сварки, и влиянием их (в особенности непроваров и пористости) на физико-механические и эксплуатационные характеристики; дополнительным газонасыщением расплавленного металла газами (азотом, кислородом и водородом) и влиянием этих газов на различные свойства и особенно на склонность к хрупкому и задержанному разрушению. Влияние всех указанных факторов возрастает по мере повышения прочности сплавов. Выбор того или иного вида сварки в основном зависит от химического состава свариваемого сплава и его толщины. Сварные швы а- и псевдоа-сплавов. На однофазных а-сплавах и псевдоа-сплавах практически для всего диапазона свариваемых толщин возможно использование различных способов сварки, при которых формирование литого металла шва происходит как непосредственным проплавлением основного металла, так и дополнительным вводом электродного присадочного металла. При этом основное значение при сварке а- и псевдоа-сплавов имеют взаимодействие расплавленного металла шва с защитными средами и возможность обеспечения минимального газонасыщения металла шва. Прочностные свойства литого металла независимо от толщины близки к свойствам основного металла, а снижение пластичности связано с особенностями формирования литой структуры. Для таких сплавов характерен значительный размер литого зерна, который зависит от величины погонной энергии данного вида сварки. Для всех а- и псевдоа-сплавов возможно использование электродного металла из технического титана ВТ1-00, сплава ВТ2 (Ti-ЗА1) либо сплава, аналогичного по составу основному металлу. При этом во всех случаях независимо от изменения скорости охлаждения в шве фиксируется а-или а’-фаза. Характер формирования а- или а’-фазы в швах в основном зависит от скорости охлаждения wo в интервале р-мх- или а’-превращения. При малых скоростях охлаждения образуются широкие и длинные пластины, при высоких скоростях охлаждения формируется мелкоигольчатая а- или а’-фаза. Изменяя скорость охлаждения, можно в определенных пределах управлять структурными превращениями в металле шва. Так, характерное для электрошлаковой сварки увеличение погонной энергии, замедляющей скорость охлаждения в мартенситном интервале, приводит к превращению тонких игл а-фазы на сплаве ВТ1-0 в крупные зерна с зазубренными границами. Дисперсность структурных составляющих существенно влияет на пластические свойства металла шва. Для указанных сплавов изменение пластичности в зависимости от скорости охлаждения происходит по кривой с максимумом и связано с величиной зерен литой структуры и дисперсностью а- или а’-фазы. При медленном охлаждении происходит снижение пластичности литого металла в результате увеличения размеров зерен. Высокие скорости охлаждения приводят к снижению пластичности вследствие образования мелкоигольчатой а или а’-фазы. Для сплавов этой группы характерно то, что механические свойства и структура металла шва изменяются незначительно при сварке всего диапазона толщин и использовании различных методов сварки. Отжиг после сварки стабилизирует структуру, но не влияет на механические свойства шва, в связи с чем термообработка сварных соединений сплавов этих типов, в том числе и технического титана, проводится только для уменьшения величины внутренних напряжений от сварочного цикла, а также для уменьшения концентрационных пиков водорода в различных зонах сварного соединения. Это подтверждается и структурами сварных швов, показанными на рис. 46.Влияние различных технологических факторов на механические свойства металла шва без учета влияния легирующих элементов удобнее рассматривать на примере сплава BT1-0. При всех видах сварки сплава BT1-0 прочность металла шва определяется исходной прочностью основного металла и присадочной проволоки. Если при сварке происходит значительный рост зерна, а также дополнительное газонасыщение металла шва, его прочность может превысить исходную при одновременном снижении пластичности. Результаты исследований, приведенные в работе, показали, что при сварке сплава ВТ1-0 неплавящимся электродом без присадки увеличение содержания водорода в основном влияет на ударную вязкость и угол изгиба металла шва, не изменяя его твердости. Увеличение содержания кислорода и азота сильно влияет на твердость и пластичность при испытании на угол изгиба. Особенно опасно газонасыщение поверхностных слоев шва. Повышение содержания кислорода с 0,15 до 0,38% (при сохранении 0,02% N) снижает угол изгиба металла шва на сплаве ВТ1-0 толщиной 1,5 мм со 180 до 100° С. С ростом толщины свариваемого металла и увеличением погонной энергии сварки глубина слоя с повышенной твердостью (загрязненного кислородом и азотом) растет, в то время как содержание водорода в металле шва при сварке без введения присадочных проволок становится более низким, чем в основном металле, вследствие его десорбции из расплава и диффузии в околошовную зону. Уменьшение пластичности металла шва, связанное с кислородом и азотом, повышает его чувствительность к влиянию уровня водорода и склонность к хрупкому и задержанному разрушению. Данные подтверждают влияние кислорода и азота на склонность металла шва сплава ВТ1-1 к образованию трещин при увеличении содержания водорода. Таким образом, от вида и технологии сварки непосредственно зависит содержание газов в металле шва и, следовательно, его механические и эксплуатационные свойства. Исследованиями установлено, что состояние защитной газовой атмосферы в сильной степени влияет на интенсивность поглощения и содержание газов в металле шва. В зависимости от вида и режимов сварки происходит изменение величины эффективной тепловой мощности дуги, что ведет к изменению количества водорода, поступающего в газовую фазу защитной атмосферы. Источником насыщения металла шва водородом может служить и адсорбированная влага, находящаяся на свариваемых кромках и электродной проволоке. Растворимость водорода в сварочной ванне зависит также в значительной степени от содержания легирующих элементов в металле шва. Экспериментальные данные по величине содержания водорода в металле шва, полученные в работах, показывают, что при всех основных видах сварки плавлением в среде защитных газов применение аргона первого состава и электродной проволоки, прошедший вакуумный отжиг исодержащей до 0,0006% Н, позволяет получать металл шва с более низким содержанием водорода, чем в основном металле, за счет его обезводораживания и перехода водорода в газовую фазу. При автоматической сварке под флюсом (без дополнительной защиты аргоном), так же как и при ЭШС, происходит дополнительное газонасыщение металла шва кислородом и водородом. В то же время выполнение автоматической сварки в вакууме резко снижает газонасыщение металла шва вследствие дополнительной его дегазации; при этом происходит уменьшение прочности и повышение пластичности шва. Аналогичные процессы дегазации происходят и при электроннолучевой сварке, причем величина снижения концентрации газов в металле шва зависит в первую очередь от глубины разрежения, а также от погонной энергии процесса сварки и скорости охлаждения металла шва. Повышение концентрации кислорода или азота в металле шва определяется объемом и временем существования сварочной ванны, что зависит от вида и режимов сварки и парциальных давлений этих газов в защитной атмосфере. Независимо от типа сплавов при сварке конструкций рекомендуется вести процесс в камерах с защитной атмосферой либо обеспечивать тщательную, устойчивую защиту всей зоны сварки. Например, при электрошлаковой сварке металла большой толщины из титановых сплавов невозможно полностью предохранить расплавленный металл от воздействия газов атмосферы с помощью одного только шлака, поэтому дополнительно создается газовая защитная атмосфера путем подачи аргона над шлаковой ванной [ПО]. Нарушение этих условий приводит к значительному газонасыщению металла шва, особенно его поверхностных слоев. При сварке в контролируемой атмосфере увеличение общего содержания газов в металле шва незначительно, а содержание водорода в металле шва вследствие его десорбции и диффузионного перемещения в околошовную зону даже снижается. Результаты исследования микротвердости и газонасыщения сварных швов показывают, что только при электроннолучевой сварке в вакууме не повышается твёрдость шва. Все остальные способы сварки ведут к повышению твердости в результате увеличения газосодержания поверхностных слоев шва.

Влияние вида сварки на структуру и свойства различных зон сварного соединения Характерной особенностью титана является наличие полиморфного превращения. Это обусловливает значительные изменения структуры и механических свойств титановых сплавов при сварке и особенности строения зоны теплового воздействия процесса сварки. Сварное соединение определяется наличием двух принципиально различных между собой зон — сварного шва и термического влияния. В зоне шва металл нагревается до температуры плавления и определенное время находится в жидком состоянии. При этом активно развиваются процессы насыщения металла газами, роста зерна, различные виды физической, химической и структурной неоднородности, образования метастабильных фаз, что значительно изменяет свойства в сравнении с металлом до сварке. После кристаллизации металл в зоне сварного шва приобретает характерную литую структуру. Большинство известных деформируемых титановых сплавов в литом состоянии имеет пониженные показатели пластичности. В таких случаях для улучшения свойств металла в зоне шва применяют присадочные материалы, позволяющие регулировать химический состав сварного шва. Зоной, определяющей свариваемость титановых сплавов, является зона термического влияния. Наиболее резкие изменения структуры и свойств происходят на участке, непосредственно прилегающем к сварному шву, где наблюдается оплавление ряда зерен. Металл на этом участке нагревается до температур от ТПл (температура плавления) до ~0,9 ТПл. Эту зону принято называть околошовной. Далее расположен участок, где металл претерпевает фазовую перекристаллизацию. При Охлаждении здесь фиксируются метастабильные фазы. Конечная структура зависит от температуры и условий охлаждения. На границе зоны термического влияния и основного металла расположен участок рекристаллизации — участок постепенного перехода к основному металлу. Структура и свойства зоны термического влияния Протяженность и структура зоны термического влияния (ЗТВ) определяется термическим циклом сварки. Основными параметрами термических циклов в зоне термического влияния являются скорость нагрева wH в интервале фазовых превращений, максимальная температура нагрева Тmax, время пребывания выше температуры полиморфного превращения и скорость охлаждения Тохл в интервале превращений. Скорость нагрева в околошовной зоне (ОШЗ) очень велика, и хотя и изменяется в зависимости от ряда факторов, но в небольших пределах. Основным фактором, влияющим на структуру и свойства ОШЗ, является скорость охлаждения wохл. При сварке титановых сплавав с высоким содержанием р-стабилизатора при больших значениях wохл в ОШЗ фиксируются метастабильные структуры. При этом существенное влияние на конечную структуру оказывает также время пребывания металла ОШЗ при температуре ниже температуры полиморфного превращения. Условия фазовых превращений в различных участках ЗТВ при сварке титановых сплавов во многом аналогичны условиям при закалке с различных температур. На рис. 4 была приведена диаграмма изменения фазового состава титановых сплавов в зависимости от содержания р-стабнлизирующих элементов и температуры резкого охлаждения. Рассмотренная метастабильная диаграмма дает общее представление о кинетике фазовых превращений в титановых сплавах при непрерывном охлаждении со скоростями закалки. Однако в условиях сварки скорость охлаждения металла в различных зонах сварного соединения неодинакова. Она зависят от толщины металла, режимов сварки, метода сварки, конструкции свариваемой детали и др. Быстрый нагрев и малое время пребывания металла при максимальной температуре нагрева препятствуют процессу стабилизации высокотемпературной фазы. Для анализа структурных превращений при сварке используют диаграммы зависимости кинетики превращений от скорости охлаждения. Они помогают выявить области образования хрупких фаз и установить режимы сварки, обеспечивающие получение нужной структуры, а также необходимость последующей термической обработки. Одновременно с изучением кинетики фазовых превращений в околошовной зоне строят зависимости влияния скорости охлаждения в интервале фазовых превращений на конечные механические свойства и структуру. Существует несколько методик определения таких зависимостей. В отечественной практике основное применение нашла методика ИМЕТ-1. Результаты испытаний образцов обобщают в виде диаграммы зависимости механических свойств от различных параметров сварки, чаще от скорости охлаждения. По этим диаграммам определяют оптимальный интервал скорости охлаждения (Wопт), в котором снижение свойств в околошовной зоне по сравнению с основным металлом оказывается минимальным.

Специальные режимы упрочняющей термической обработки сварных конструкций Изготовление сварных конструкций из термически упрочняемых титановых сплавов представляет многочисленные технологические трудности. При закалке крупногабаритных нежестких деталей или конструкций наблюдаются значительные поводки; которые весьма трудно, а в некоторых случаях и невозможно устранить; большие по объему сварные конструкции вообще трудно переносить в закалочную среду; в процессе нагрева под закалку и при переносе в закалочную среду тонколистовая конструкция окисляется, если даже ее нагрев проводить в печах с защитной атмосферой; образовавшуюся в результате нагрева окалину нужно удалять, что сопряжено с рядом трудностей, а иногда вообще невозможно (например, травление конструкций, имеющих нахлесточные соединения, выполненные точечной или роликовой сваркой); удаление окалины химическим методом сопровождается наводораживанием термически упрочняемых сплавов, которые содержат большое количество ^-стабилизирующих элементов; сборка конструкции путем сварки из закаленных элементов с последующим старением всей конструкции, как правило, не обеспечивает оптимальных механических и эксплуатационных свойств сварных соединений, поскольку термический цикл сварки создает довольно неопределенное состояние шва и переходной зоны, зависящее от ряда трудно учитываемых факторов. Перечисленные выше обстоятельства и являются основными факторами, сдерживающими освоение листовых термически упрочняемых сплавов в сварных конструкциях. В связи с изложенным выше нами изыскивались специальные режимы упрочняющей термической обработки титановых сплавов, позволяющие обрабатывать крупногабаритные сварные конструкции в защитной атмосфере. Для этой цели наиболее перспективными являются высоколегированные Р-стабилизирующими элементами титановые сплавы, имеющие р-фазу с повышенной стабильностью. Так, на сплаве ВТ16 с Ка =0,8 был обнаружен эффект упрочнения как основного металла, так и сварного соединения при определенной скорости охлаждения с температуры отжига. С увеличением скорости охлаждения до 4—8о С/мин и выше наблюдается непрерывное повышение предела прочности и снижение характеристик пластичности у сплава ВТ16. При скоростях охлаждения в пределах 12-17о С/мин удается повысить прочность сплава ВТ16 с 85 кгс/мм2 в отожженном состоянии до 105 кгс/мм2 и выше После упрочняющей термической обработки такого типа. Предложенный способ упрочняющей термической обработки оказался эффективным при изготовлении сотовых конструкций с помощью сварки, пайки и диффузионного сращивания. Достаточно было выполнить операции пайки или диффузионного отжига, проводимые, как правило, при температурах около 900° С, и охладить сотовую конструкцию в печи или контейнере со скоростью ~15о С/мин, как ее прочность (как основного металла, так и сварного соединения) повышалась до 105 кгс/мм2 и выше. При таком технологическом процессе легко обеспечить защиту садки от окисления с помощью инертных газов или вакуума. Соотношение прочности и пластичности при этом виде упрочняющей термической обработки примерно такое же, как и при закалке и старении. Механизм упрочнения при таком виде термической обработки состоит в том, что у титановых сплавов с а+р-структурой определенного состава (с определенным количеством р-фазы) при некоторых скоростях охлаждения происходит распад метастабнльных фаз с образованием дисперсных частиц а- и р-составляюших, что и ведет к упрочнению сплава. В этом случае скорость охлаждения данного сплава такова, что не происходит фиксации метастабнльных фаз, и в то же время настолько мала, что не позволяет пройти превращению до равновесного а+р-состояния. Еще более интересный способ упрочняющей термической обработки может быть применен для обработки сплавов закритического состава. Было установлено, что у титановых сплавов закритического состава по мере дальнейшего увеличения содержания р-стабилизирующих элементов метастабильная р-фаза может фиксироваться при весьма малых скоростях охлаждения, соизмеримых со скоростью охлаждения больших промышленных печей вместе с садкой (4- 10° С/мин). Дальнейший изотермический нагрев такого «закаленного» сплава при температурах старения ведет к распаду метастабильной Р-фазы и образованию дисперсных а- и Р-составляющих, т. е. ведет к существенному упрочнению. Очевидно, максимальной способностью к упрочняющей термической обработке такого типа обладают титановые сплавы с К=1,6-2,2. В меньшей мере и другие титановые сплавы могут воспринимать упрочняющую термическую обработку такого типа. На.этой основе удалось разработать способ упрочняющей термической обработки крупногабаритных сварных конструкций из титановых сплавов закритического состава без переноса в закалочную среду. Предложенный способ лишен всех недостатков упрочняющей термической обработки, связанной с переносом садки в закалочную среду. Он позволяет проводить упрочняющую термическую обработку в промышленных вакуумных печах и печах с защитной атмосферой. Так, например, сварные детали или конструкции из титанового сплава марки ВТ32 (Ti-2,5% Al-8,5% Mo-8,5% V-1,2% Fe- 1,2% Cr), обработанные в вакуумной печи по режиму: нагрев при 750° С в течение 1 ч, охлаждение с печью со скоростью >= 4° С/мин до 500° С, выдержка при 500° С в течение 4 ч, обеспечили о*в>= 120 кгс/мм2, бб>=7% в то время как в отожженном состоянии сплав имел ов=82 кгс/мм2 и 65= 16%. Широкое применение описанный выше способ термической обработки нашел при изготовлении сварных деталей и конструкций из сплава ВТ22. Сварные конструкции из этого сплава требуют стабилизирующего отжига при температуре около 850° С, т. е. при температурах границы а+р^=р-превращения. После такого отжига сплав имеет предел прочности около 100 кгс/мм2. Упрочняющая термическая обработка по режиму: нагрев при 850° С в течение 1 ч, охлаждение в печи до 750° С, выдержка 2 ч, охлаждение с печью до 500° С, выдержка при 600° С в течение 4 ч позволяет получить на сварных конструкциях из сплава ВТ22 <ув>= 110 кгс/мм2. Для такой термической обработки используются вакуумные печи и печи с защитной атмосферой, позволяющие осуществлять термическую обработку готовых деталей или конструкций.

Упрочняющая термическая обработка титановых сварных соединений Упрочняющая термическая обработка сварных соединений титановых сплавов, состоящая из закалки и старения (отпуска), служит дополнительным резервом повышения прочности сварных конструкций. Однако следует отметить, что применение упрочняющей термической обработки на сварном соединении более ограничено по сравнению с основным металлом. Это вызвано тем обстоятельством, что крупнозернистая игольчатая структура плохо воспринимает упрочняющую термическую обработку, т.е. не обеспечивает достаточно хорошего сочетания прочности и пластичности после закалки и старения. Поэтому для сварных соединений применяется «мягкая» упрочняющая термическая обработка, повышающая прочность на 10-20% по сравнению с прочностью отожженного состояния. В этом случае при умеренной прочности удается получить удовлетворительные характеристики пластичности сварного соединения. В последнее время разработано несколько новых способов упрочняющей термической обработки сварных соединений титановых сплавов, которые позволяют несколько расширить возможности применения упрочняющей термической обработки в сварных конструкциях, которые будут нами также рассмотрены в настоящем разделе. Все более широкое распространение получает упрочняющая термическая обработка сварных конструкций, когда основной металл упрочняется закалкой и старением до необходимого уровня, а сварное соединение делается утолщенным и приводится в отожженное состояние методом локальной термической обработки. Такой прием позволяет получать равнопрочную конструкцию как по основному металлу, так и по сварному соединению с высокой работоспособностью. Рассмотрим некоторые вопросы упрочняющей термической обработки сварных соединений титановых сплавов. Упрочняющая термическая обработка, состоящая из закалки и старения, применима к сварным соединениям двухфазных с+р-титановых сплавов, начиная со сплавов мартенситного типа и кончая псевдор-сплавами. Принцип упрочняющей термической обработки сварного соединения, как и основного металла, заключается в том, что при ускоренном охлаждении сохраняются ме-тастабильные р-, а’- ("Л-фазы, а при последующем искусственном старении происходит выделение дисперсных частиц а- и р-фаз. При этом эффект упрочняющей термической обработки зависит от типа, количества и состава метастабильных фаз, а также от дисперсности образовавшихся после старения частиц a- и р-фаз. Особенностью упрочняющей термической обработки сварных соединений титановых сплавов является использование в некоторых случаях термического цикла сварки в качестве закалки при упрочняющей термической обработке. Сварное соединение при однопроходной сварке металла небольших толщин можно рассматривать как закаленное с температур р-области.Метастабильные составляющие р- и а’-фазы у титановых сплавов склонны к распаду в процессе изотермического нагрева при невысоких температурах с образованием равновесной а+р-структуры.На начальной стадии старения образуются дисперсные выделения а- и р-фаз, что сопровождается значительным упрочнением сплавов.Распад метастабильной р-фазы идет по схеме:рнестаб-Триеста б+а-кх+р. При изотермическом нагреве а’(а")-фаза распадается по схеме а’(а")-+а’(а")0ботгтц-{-а-+а-{’Рнестаб-*а+р. Распад а’(а")-фазы сопровождается на первой стадии образованием ct-фазы и а’(а")-фазы, обогащенной р-стабилизирующими элементами. Приведенные схемы превращения метастабильных фаз при изотермическом нагреве справедливы для процессов, проходящих при температурах выше 450-500° С. При более низких температурах изотермического нагрет ва процессы распада могут проходить с образованием промежуточной со-фазы. В практике упрочняющей термической обработки как сварных соединений, так и основного металла режимы термической обработки исключают образование ©-фазы. В зависимости от режимов упрочняющей термической обработки — температуры закалки, температуры и продолжительности старения (отпуска) — механические свойства сварных соединений будут изменяться в широком диапазоне. С повышением температуры закалки в сварном соединении сохраняется все большее количество (по объему) метастабильных фаз. У сплавов докритического состава увеличивается сначала количество метастабильной р-фазы, а затем а’(а")-фазы. У сплавов закритического состава происходит непрерывное увеличение количества метастабильной р-фазы по мере повышения температуры закалки до точки полного полиморфного превращения в сплаве. Объем метастабильных фаз в сплаве определяет эффект упрочнения, который может быть получен при последующем старении закаленного сплава. Как правило, с повышением температуры закалки термически упрочненного сплава с а+р-структурой возрастает его прочность и снижается пластичность. При постоянном времени старения с повышением температуры старения увеличиваются объем и степень распада метастабильных фаз и выделяются дисперсные частицы. Это сопровождается повышением прочности и, как правило, снижением пластичности. При определенной температуре старения прочность достигает максимума, при дальнейшем повышении температуры прочность постепенно снижается до уровня прочности отожженного металла. Этот участок кривой характеризуется коагуляцией дисперсных а- и р-частиц до равновесного состояния по мере повышения температуры старения. Фактор продолжительности старения выражается в том, что максимум на кривой прочности смещается в область более высоких температур, и величина максимума уменьшается по мере уменьшения продолжительности старения. Такой характер изменения прочности в зависимости от режимов старения обусловлен тем, что с увеличением продолжительности старения удается в большей степени обеспечить полноту распада метастабильных фаз при сохранении высокой дисперсности упрочняющих частиц. Практические режимы старения используют, как правило, нисходящую ветвь кривой прочности, т. е. представляют собой режимы перестаривания. Это позволяет обеспечить лучшее сочетание прочности и пластичности у термически упрочненного металла при удовлетворительной стабильности механических свойств. Это еще в большей мере относится к сварным соединениям титановых сплавов с а+р-структурой, для упрочнения которых используют режимы еще более глубокого перестаривания. При таких режимах упрочняющей термической обработки при некоторой потере прочности удается получить некоторый выигрыш в пластичности, что является весьма необходимым для сварных соединений, имеющих литую структуру, которая хуже структуры деформированного металла.

Отжиг титановых сварных соединений Отжиг сварных соединений титановых сплавов состоит из нагрева до температуры рекристаллизации или до температуры фазового превращения, выдержки при за данной температуре и последующего охлаждения (мед ленного с печью, на воздухе или ступенчатого). Отжиг а-титановых сплавов, как правило, отжиг первого роде) поскольку он не связан с фазовыми превращениями. От-жиг а+р-титановых сплавов во всех случаях сопровождается изменением соотношения содержания а- и |3-фаз и его следует относить к отжигу второго рода. Отжиг с полной фазовой перекристаллизацией как для основного металла, так и сварного соединения титановых а-, псевдо а- и а+р-сплавов мартенситного типа пока не нашел промышленного применения, поскольку не дает дополнительного улучшения физико-механических свойств. Тем не менее в настоящее время опубликовав ряд работ по применению отжига в р-области с целью повышения вязкости разрушения (K1c) полуфабрикате из титановых сплавов. Для титановых сплавов с а+Я структурой переходного типа и псевдо р-сплавов отжиг с фазовой перекристаллизацией находит промышленное применение. Для сварных соединений титановых сплавов применяют полный и неполный отжиг. Отличие неполного отжига от полного заключается в том, что первый производится при более низких температурах и предназначен главным образом для частичного снятия внутренних напряжений в сварных конструкциях, а также для частичной стабилизации структуры. Неполный отжиг может быть применен как промежуточная операция в процессе сварки сложной конструкции или как окончательный отжиг. Достоинство неполного отжига состоит в том что его можно осуществлять в печах с воздушной атмосферой без обязательного последующего удаления окалины и загрязненного газами поверхностного слоя ме- Полный отжиг сварных соединений позволяет в значительной степени стабилизировать структуру сварного соединения и полностью снять остаточные напряжения. Поскольку он проводится, как правило, при температурах выше 700° С, его следует осуществлять в печах с защитной атмосферой (аргон, гелий) или в вакуумных печах. Титановые сплавы с a-структурой и псевдо а-сплавы практически не чувствительны к скорости охлаждения после отжига. Двухфазные a+p-сплавы мартенситного типа (ВТ16, ВТЗ-1, ВТ23 и др.) и особенно сплавы переходного типа (ВТ22, ВТ30 и др.), наоборот, весьма чувствительны к скорости охлаждения, и поэтому скорость их охлаждения с температуры отжига регламентируется. Для этого применяют отжиг с последующим охлаждением с печью при регламентированной скорости до определенной температуры, а затем на воздухе или ступенчатый отжиг, который может быть двойным или изотермическим. Двойной отжиг состоит из нагрева до температуры выше температуры рекристаллизации и превращения метастабильных фаз, образовавшихся в результате термического цикла сварки, выдержки, охлаждения на воздухе и последующего нагрева при бо-лее низкой температуре, но достаточной для стабилизации структуры, образовавшейся после первой ступени термообработки, выдержки при этой температуре и охлаждения на воздухе. Изотермический отжиг включает нагрев до температуры выше температур рекристаллизации и превращения метастабильных фаз, образовавшихся при изотермическом цикле сварки, выдержку, перенос сплавов в печь с температурой, достаточной для превращения метастабильных фаз в стабильную а+р-структуру, выдержку и охлаждение на воздухе. В случаях, когда применяют отжиг с последующим охлаждением сплава в печи (двойной или изотермический), температура, с которой начинают охлаждение на воздухе, должна быть столь низкой, чтобы обеспечить достаточную стабильность а-и р-составляющих в сварном соединении не только при эксплуатации сплава при нормальных температурах, но и при его эксплуатации при повышенных температурах. Поэтому режимы отжига для сварных соединений титановых сплавов выбирают, как правило, не только для получения оптимального соотношении характеристик прочности и пластичности, но и для получения их термической стабильности. Поэтому для титановых сплавов в зависимости от их состава, а иногда и от условий работы сварной конструкции выбирают тот или иной вид отжига. Так, например, для получения заданных физико-механических свойств после сварки и отжига псевдо-р-сплавов (ВТ15, ВТ32 и др,) скорость охлаждения с температуры отжига не играет роли. Однако для стабильности сварного соединения в процессе эксплуатации его при повышенных температурах следует проводить отжиг с последующим медленным охлаждением со скоростью не более 2-4 °С/мин. Несмотря на некоторые особенности сварного соединения, во всех случаях для него применимы общие принципы термической обработки, что и для основного металла. Время выдержки при отжиге исчисляется с момента нагрева садки. Очевидно, а-сплавы и псевдоа-сплавы во всех случаях отжигаются с последующим охлаждением на воздухе. Указанные режимы термической обработки обеспечивают сварным Соединениям полное снятие внутренних напряжений и оптимальное соотношение прочности и пластичности. Сварные соединения указанной группы сплавов термически стабильны, т. е. могут эксплуатироваться при рабочих температурах в течение длительного времени без существенного изменения физико-механических свойств. Сварные соединения титановых сплавов с а+р-структурой мартенситного типа можно в некоторых случаях отжечь с последующим охлаждением на воздухе, что часто обеспечивает получение оптимальных значений прочности и пластичности, поскольку температуры отжига большинства мартенситных сплавов лежат ниже! критической температуры для данного сплава. В этом случае последующее охлаждение на воздухе не сопровождается, образованием мартенсита или по крайней мере больших его количеств, что и обеспечивает сварному соединению достаточно хорошую пластичность по сравнению с пластичностью основного металла. В то же время сварные соединения титановых сплавов мартенситного типа, работающие длительно при повышенных температурах, следует отжигать по режимам, обеспечивающим достаточно высокую стабильность структуры, иначе в процессе работы сварные соединения будут терять свою пластичность. Стабилизирующие режимы отжига сварных соединений сплавов мартенситного типа приведены в табл. 7. Здесь следует также отметить, что сварные соединения титановых сплавов ВТ6С и ВТ6, примыкающих по содержанию р-стабилйзирующих элементов к псевдо-а-сплавам, не требуют обязательного стабилизирующего отжига, поскольку распад метастабильных фаз при длительном нагреве не сопровождается значительным дисперсионным упрочнением сварного соединения. Что касается сплава ВТ16, то стабилизирующий отжиг сварного соединения этого сплава требуется как для сохранения термической стабильности сварного соединения в процессе эксплуатации при повышенных температурах, так и для получения оптимального соотноше-ния прочности и пластичности сварного соединения в состоянии после сварки и отжига. Титановые сплавы с ct+p-структурой переходного типа, представителем которых является сплав ВТ22, имеют сварные соединения, которые требуют стабилизирующего отжига как для получений оптимальных механических свойств, так и для повышения термической стабильности в процессе длительной эксплуатации при повышенных температурах. Ступенчатый отжиг сплава ВТ22 позволяет в большой степени стабилизировать структуру и свойства его сварного соединения. Сварные соединения псевдор-сплавов ВТ15 и ТС6 непосредственно после сварки имеют хорошее сочетание прочности и пластичности. Последующий отжиг с охлаждением на воздухе позволяет несколько стабилизировать структуру сварных соединений этих сплавов, но не позволяет обеспечить их термическую стабильность при повышенных температурах в процессе длительной работы. В принципе у титановых псевдор-сплавов путем специального отжига можно было бы стабилизировать структуру сварного соединения, однако сплавы ВТ15 и ТС6 содержат большое количество эвтектоидообразующего элемента (хрома), и поэтому при стабилизирующем отжиге происходит эвтектоидное охрупчивание металла. Например, у опытного титанового сплава, имеющего марку BT32 (Ti-8,5% Mo- 8,5% V- 1%Сг — 2,5% А1-1 % Fe) и являющегося также псёвдор-сплавом, сварное соединение можно стабилизировать отжигом по режиму: нагрев до 780о С, выдержка 1 ч, охлаждение с печью со скоростью 2-4 °С/мин до 300° С, затем на воздухе. У этого сплава сварное соединение после сварки имеет хорошую пластичность, которая сохраняется и после отжига по указанному режиму. Однако если сварное соединение этого сплава непосредственно после сварки склонно при длительном нагреве к охрупчиванию, то после сварки и отжига оно становится термически стабильным и не изменяет своих свойств после длительного нагрева. Для иллюстрации поведения сварных соединений титановых сплавов различного типа при термической обработке приведем некоторые фактические данные. Механические свойства сварного соединения сплава ОТ4 мало изменяются в зависимости от режима термической обработки. Это объясняется тем" что а’-фаза сплавов этого типа по своим механическим свойствам мало отличается от а-фазы Дисперсионное твердение при распаде а’-фазы у этих сплавов незначительно, а количество р-фазы столь мало, что не оказывает заметного влияния на механические свойства сварного соединения. Эвтектоидное превращение сплавов этого типа не обнаруживается при определении механических свойств или при рентгеноструктурном или металлографическом анализе. Аналогичным образом ведут себя сварные соединения и других псевдо- а-титановых сплавов при подобной термической обработке. Рассмотрим теперь изменение структуры и свойств сварного соединения представителя а+р-титановых сплавов мартенситного типа — сплава ВТ14. У титанового сплава мартенситного типа марки ВТ14 с Кр=0,35 уже наблюдается тенденция к существенному влиянию режима термической обработки на механические свойства сварного соединения. У более легированных р-стабилизирующими элементами мартенситных титановых сплавов с К$=0,6-0,8 имеет место еще более значительное изменение механических свойств в зависимости от режимов термической обработки.

Термическая обработка сварных соединений титановых сплавов Термическую обработку сварных соединений титановых сплавов проводят с целью снятия внутренних напряжений, получения оптимальных физико-механических свойств и стабильной структуры (не склонной к изменению фазового состава и свойств при длительном нагреве Ори рабочих температурах). Сварные соединения, как и основной металл, подвергают отжигу, закалке, закалке и старению (отпуску). Отжиг сварных соединений применяется для всех типов титановых сплавов и является единственным видом термической обработки для а-, псевдо а- и р-сплавов. Этот вид термической обработки проводят для снятия внутренних напряжений, образовавшихся в процессе термического цикла сварки, а также для стабилизации структуры сварного соединения с целью получения оптимальных свойств в отожженном состоянии и сохранения их неизменными после длительного нагрева при рабочих температурах. Отжиг, проводимый в вакууме, наряду с решением выше перечисленных задач используют для дегазации сварного соединения от водорода. Закалку и закалку со -старением (отпуском) применяют для сплавов с а+р-структурой. Одна закалка для сварных соединений практического значения пока не имеет. Закалку и старение (отпуск) применяют с целью повышения прочности сварного соединения. В некоторых случаях для повышения прочности используют одно старение, поскольку сварные соединения непосредственно после сварки находятся по существу в закаленном состоянии. При термической обработке титана, как и при других технологических операциях, связанных с нагревом, необходимо учитывать активное его взаимодействие с атмосферой. Кислород атмосферы не только образует окалину, но и диффундирует в кристаллографическую решетку титана, резко повышая твердость поверхностных слоев металла. Это в полной мере относится как к основному металлу, так и к сварному соединению. В то же время считается, что термическая обработка в печах с воздушной атмосферой при температурах не выше 600-650° С является допустимой и не ведет к заметному ухудшению механических свойств сварного соединения и основного металла. Термическая обработка сварных соединений при более высоких температурах должна, как правило, осуществляться в печах с защит-ной атмосферой или в вакуумных печах. В противном случае окисленный и загрязненный газами слой должен быть удален химическим травлением или механически] путем. Дополнительная информация:

@Sakhalin_Cat, так нельзя, но может вам подойдет мой вариант просмотра форума. Я тоже постоянно пользуюсь функцией "новые публикации" при просмотре форума. После того, как я просмотрю все интересные мне темы, то я нажимаю ссылку "Отметить форум прочитанным" (слева сверху). И все неинтересные мне темы помечаются прочитанными. Это не поможет выкинуть темы навсегда, но позволит не заходить в каждую неинтересную тему отдельно.

Часовые пояса форума приведены в соответствие с действующим законодательством. Обязательно проверьте ваш часовой пояс в настройках профиля.

Сегодня прямо день модераторов! @svarnoi69, @Rust_eze, С Днем рождения, ура!

Производство электродов Современные качественные электроды изготовляют на электродных заводах или в специальных электродных мастерских. Стальную электродную проволоку для изготовления электродов правят и рубят на стержни необходимой длины. Обычно операции правки и рубки объединены в одном правильно-рубильном станке. Поверхность проволоки тщательно очищают от ржавчины и других загрязнений. Компоненты обмазки должны быть предварительно тонко измельчены. В процессе сварки за короткий промежуток времени из составных частей обмазки, часто весьма тугоплавких и трудно растворимых в шлаке, должен образоваться шлак. Полное сплавление и образование шлака нужного состава за такое время может произойти лишь при наличии весьма тонкого измельчения и тщательного перемешивания составных частей обмазки. Дробление компонентов, поступающих в крупных кусках, производится в две стадии: грубое и тонкое дробление, или размол. Грубое дробление производится различными дробилками. Тонкое дробление, или размол компонентов, чаще всего производится в шаровых мельницах. Молотые компоненты из шаровой мельницы просеиваются на ситах обычно с числом отверстий 1600-3600 на 1 см2. Из подготовленных, размолотых и просеянных компонентов изготовляется обмазочная паста для электродов. В настоящее время существует два основных способа производства обмазанных электродов: 1) обмакиванием или окунанием и 2) опрессовкой. Пасту для обмакивания следует замешивать примерно до сметанообразного состояния. Сначала смешивают сухие компоненты, а потом их замешивают на растворе связующего вещества, обычно на растворе жидкого стекла. При методе обмакивания электродные стержни погружают в ванну с жидкой обмазочной пастой и медленно вытягивают из нее; стержни при этом покрываются равномерным слоем обмазки. Способ обмакивания сохранился лишь для обмазок, непригодных для нанесения опрессовкой, для тонких обмазок и в мелких электродных мастерских, не располагающих обмазочными прессами. Более совершенный и преобладающий на современных электродных заводах способ нанесения обмазки опрессовкой осуществляется на специальных электродных прессах, работающих при высоких давлениях, 400-800 am. Обмазочная паста для опрессовки имеет консистенцию влажной земли и при сжатии в руке слипается в комок. Обмазочная паста периодически .загружается в цилиндр пресса. Электродные стержни проталкиваются через мундштук цилиндра в количестве от 200 до 600 шт. в минуту и выходят покрытыми плотным слоем обмазки вполне равномерной толщины. По выходе из пресса один конец электрода зачищается для захвата держателем. Современный электродный пресс обеспечивает производительность около 2000 т электродов в год при односменной работе. Электроды, изготовленные обмакиванием, проходят предварительную сушку при температуре до 40-50° С Предварительная сушка необходима для устранения растрескивания слоя обмазки, которое получается при слишком форсированной высокотемпературной сушке. Опрессованные электроды ввиду малого содержания влаги в пасте не нуждаются в предварительной сушке и подвергаются сразу окончательной сушке. Окончательная сушка, или прокалка электродов имеет целью удалить по возможности всю влагу из пасты и придать слою обмазки максимальную механическую прочность за счет химических реакций между жидким стеклом и компонентами обмазки. Окончательную сушку можно вести форсированно, при высоких температурах. Для электродов, не содержащих органических веществ, температуру прокалки можно доводить до 300-400гр; С, для обмазок с органическими веществами - не выше 150-180гр; С во избежание разложения органических веществ. По окончании сушки электроды идут на контроль и упаковку. От каждой партии электродов берется проба для выполнения опытной сварки. Электроды следует хранить в сухом отапливаемом помещении во избежание порчи электродов.

Назначение отдельных компонентов покрытия УОНИ-13 Назначение отдельных компонентов покрытия УОНИ-13 может быть объяснено следующим образом. Основная составная часть мрамор СаСО3 при нагревании разлагается на окись кальция СаО, идущую в шлак, и газ СО2, частично восстанавливающийся до СО. Двуокись углерода СО2 производит окисляющее действие и связывает водород, попавший в зону сварки в водяной пар Н2О. Газы СО2 и СО практически нерастворимы в металле. СО2 заполняет зону сварки, вытесняя из нее воздух и создавая защитную атмосферу. Окислительное действие СО2 на металл компенсируется наличием сильных раскислителей в сварочной ванне. Плавиковый шпат CaF2 снижает температуру плавления и вязкость шлака. При нагревании CaF2 частично разлагается, освобождающийся фтор образует с водородом очень прочный фтористый водород, не растворяющийся в металле. Покрытие негигроскопично, не включает компонентов, содержащих водород, и при изготовлении прокаливается при температуре 300-400° С. В результате содержание водорода в наплавленном металле сводится к минимуму, устраняя источник образования пор и трещин, оно в несколько раз меньше, чем при рудно-кислых покрытиях. Кварц вводят в покрытие для разжижения шлака и уменьшения выгорания кремния в металле. Ферромарганец и ферросилиций вводят для легирования металла. Ферротитан с содержанием около 23% Ti вводят как сильный раскислитель и модификатор наплавленного металла; титан в процессе сварки выгорает почти полностью и в составе наплавленного металла практически не обнаруживается. Вес приведенных качественных покрытий составляет 30-40% веса электродного стержня. Для составления обмазочной пасты к сухой смеси добавляют 30% водного раствора жидкого стекла плотностью 1,40 или 12-13% в пересчете на сухой остаток. Существуют специальные электроды, дающие повышенную производительность по наплавленному металлу. Для этой цели в покрытие электродов добавляется железный порошок, изготовляемый на специальных заводах. Количество вводимого порошка железа меняется в разных электродах от 5 до 50% веса электродного стержня и более; вес покрытия может достигать 100-180% веса стержня. Коэффициент наплавки повышается до 12-20 г/а-ч против обычных значений 8-10 г/а-ч; производительность наплавки может быть увеличена в 1,5-2 раза при том же токе. Применение высокопроизводительных электродов с железным порошком пока невелико; одна из причин в том, что часто решающим фактором является скорость расплавления не электродного, а основного металла.

Составы электродных покрытий Приведем несколько составов электродных покрытий. Электроды ОММ-5 — руднокислого типа, предназначены для сварки низкоуглеродистых сталей. Электроды типа Э42 допускаются для изготовления всевозможных ответственных конструкций из низкоуглеродистых сталей, работающих с приложением статических, динамических и переменных нагрузок при нормальных, повышенных и пониженных температурах. Стержень электрода из проволоки Св-08 или Св-08А. Состав обмазки ОММ-5 приведен ниже (в процентном соотношении по весу). Титановый (ильменитовый) концентрат — 37 %Марганцевая руда (пиролюзит) — 21 %Полевой шпат — 13 %Ферромарганец — 20 %Крахмал — 9 %Титановый концентрат, т. е. обогащенная руда, состоит главным образом из минерала ильменита, представляющего собой титанат закиси железа FeO -TiO2. Марганцевая руда состоит в основном из пиролюзита — перекиси марганца. Полевой шпат — природный минерал — силикат алюминия, натрия и калия. Ферромарганец, применяемый для электродных обмазок, в среднем содержит около 70% Мn. Титановая руда, марганцевая руда, полевой шпат и жидкое стекло, сплавляясь и взаимодействуя с металлом и ферромарганцем, образуют при сварке шлак. Двуокись титана из титановой руды делает шлак коротким. Кислород в закиси железа титановой руды и марганцевой руде окисляет ферромарганец с выделением значительного количества тепла, разогревает и разжижает шлак, заставляет кипеть ванну. Щелочи полевого шпата и жидкого стекла повышают устойчивость дуги. Окислы марганца в шлаке уменьшают потерю марганца ванной. Ферромарганец раскисляет и легирует наплавленный металл, восполняя потери марганца и несколько повышая его содержание. Крахмал, разлагаясь, образует защитную газовую оболочку вокруг дуги. Приведем состав покрытия электрода ЦМ-9 рутилового типа (по весу): Рутил — 48Магнезит — 5Полевой шпат — 30Ферромарганец — 15Декстрин — 2Рутил — природный минерал, состоящий в основном из ТiO2; магнезит — минерал в основном из MgCO3; декстрин — производное крахмала, добавляется в небольшом количестве для повышения пластичности обмазочной пасты, что облегчает работу обмазочных прессов. Примером электродов фтористо-кальциевого типа могут служить электроды УОНИ-13. Механические свойства сварного соединения характеризуются высокой прочностью и вязкостью, например для УОНИ-13/45 и УОНИ-13/55 ударная вязкость составляет 25-30 кГм/см2, что является чрезвычайно высоким значением и далеко превосходит значения ударной вязкости основного металла. Электроды рекомендуются для сварки в нижнем положении, но возможна также сварка в вертикальном и потолочном положениях. Ток постоянный, полярность обратная, т. е. плюс на электроде. При работе на переменном токе необходимо применение осциллятора. Существуют разновидности электродов УОНИ-13, в обмазку которых добавляют сильные ионизаторы, что дает возможность работать на переменном токе без осциллятора. Качество сварки электродами УОНИ-13 следует признать выдающимся, показатели механических свойств сварного шва и наплавленного металла получаются часто выше показателей основного металла.

Классификация покрытых электродов В настоящее время в нашей стране для сварки углеродистых и легированных конструкционных сталей применяют электроды по ГОСТу 9467-60, в основу которого положены механические свойства наплавленного металла или сварного соединения, выполняемых электродом. Кроме того, ограничивается содержание серы и фосфора в наплавленном металле. Тип электрода обозначается буквой Э; следующее за буквой число обозначает нижнее значение предела прочности. ГОСТ предусматривает типы электродов от Э34 до Э145; если после числа следует буква А, то это означает, что электрод обеспечивает повышенные значения пластических свойств наплавленного металла или сварного соединения. Электрод типа Э34 дает наименьшую прочность и малую пластичность металла и относится к электродам с тонким стабилизирующим покрытием, допускается только в производстве менее ответственных сварных конструкций; Э42 и Э46 пригодны для ответственных конструкций из углеродистых сталей, Э50 и Э55 — для среднеуглеродистых и низколегированных сталей; Э60, Э70, Э85, Э100, Э125 и Э145 — для легированных сталей повышенной прочности, причем для типов Э85-Э145 сварное соединение после сварки проходит термическую обработку. Типы Э34-Э70 имеют стержень из проволоки Св-08; Э85-Э145 — из легированной проволоки. Но электрод одного и того же типа, например Э42, можно получить с различными покрытиями, придающими электроду существенные технологические особенности, не отмеченные в ГОСТе. Поэтому сохраняется еще марка электродов, устанавливаемая изготовителем электродов и вносимая в паспорт электрода. Обозначения марок совершенно произвольны, и марка может отличаться, например, лишь количеством наносимого покрытия при том же составе. На основе химического состава покрытия проведена классификация качественных электродных покрытий: Руднокислые покрытия содержат окислы железа и марганца (обычно в виде руд), кремнезем, большое количество ферромарганца; для создания газовой защиты зоны сварки в покрытие вводят органические вещества (целлюлозу, древесную муку, крахмал и пр.), которые при нагревании разлагаются и сгорают с образованием смеси защитных газов. Электроды имеют довольно большую скорость расплавления, коэффициент наплавки 8- 11 г/а-ч, пригодны для сварки во всех пространственных положениях на постоянном и переменном токе; наплавленный металл соответствует типу электродов Э42 и содержит менее 0.12С; менее 0,10 Si; 0,6-0,9 Мn;менее 0,05 Р и менее 0,05 S. При плавлении электрода идет интенсивная экзотермическая реакция марганца и углерода кислородом окислов, разогревающая сварочную ванну и обеспечивающая гладкую поверхность наплавленного металла с небольшой чешуйчатостью. При большом содержании марганцевой руды образующийся дым вреден для сварщика и при недостаточной вентиляции может постепенно отравлять его соединениями марганца. Электроды широко применяются в производстве всевозможных изделий из низкоуглеродистых и низколегированных сталей, но на ряде предприятий Советского Союза применение этих электродов ограничено или запрещено из-за их токсичности.Рутиловые покрытия получают значительное из минерала рутила, состоящего в основном из двуокиси титана TiO2. В покрытия, помимо рутила, введены кремнезем, ферромарганец, карбонаты кальция или магния. Покрытия по технологическим качествам близки к руднокислым, дают лучшее формирование, меньшее разбрызгивание и выделение газов, считаются менее вредными для сварщика. Наплавленный металл соответствует электродам типа Э42 и Э46; электроды могут применяться для более ответственных конструкций из низкоуглеродистых и низколегированных сталей.Фтористо-кальциевые покрытия состоят из карбонатов кальция и магния, плавикового шпата и ферросплавов. Покрытия называются также основными, так как дают короткие шлаки основного характера, а электроды с таким покрытием называются также низководородистыми, так как наплавленный металл содержит водорода меньше, чем при других покрытиях. Газовая защита ванны обеспечивается двуокисью и окисью углерода, образующимися при разложении карбонатов под действием высокой температуры. Электроды чаще используются на постоянном токе обратной полярности (плюс на электроде). Наплавленный металл по составу соответствует спокойной стали, отличается чистотой, малым содержанием кислорода, азота и водорода; понижено содержание серы и фосфора, повышено — марганца (0,5-1,5%) и кремния (0,3-0,6%). Металл устойчив против старения, имеет высокие показатели механических свойств, в том числе ударной вязкости, и нередко по механическим свойствам превосходит основной металл. Электроды с этим покрытием рекомендуются для наиболее ответственных конструкций из углеродистых и легированных сталей. Электроды с фтористо-кальциевым покрытием на протяжении многих лет являются наилучшими по качеству наплавленного металла. Чувствительны к наличию окалины, ржавчины, масла на кромках основного металла и в этих случаях дают поры, как и при отсыревании электродов. Свойства наплавленного металла можно менять в широких пределах, меняя количество ферросплавов в покрытии. Широко известен электрод этого типа, маркируемый УОНИ-13; он имеет несколько разновидностей; УОНИ-13/45, УОНИ-13/55 и т. д.; второе число указывает предел прочности наплавленного металла.Органические покрытия состоят из органических материалов, обычно из оксицеллюлозы, к которой добавлены шлакообразующие материалы, двуокись титана, силикаты и пр. и ферромарганец в качестве раскислителя и легирующей присадки. Электроды пригодны для сварки во всех пространственных положениях на постоянном и переменном токе; малочувствительны к качеству сборки и состоянию поверхности металла, особенно пригодны для работы в монтажных и полевых условиях. Дают удовлетворительный наплавленный металл, соответствующий электродам типов Э42-Э50. Широко применяются в США на монтажных работах. Дополнительная информация:

Специальные виды точечной сварки Для увеличения производительности применяется многоточечная сварка, при которой за один цикл работы машины сваривается несколько точек. Электроды прижимаются к изделию, лежащему на токопроводящей медной подкладке. Ток идет по цепи электрод — изделие — медная подкладка — изделие — второй электрод. Свариваются одновременно две точки. Такой способ называется односторонней двухточечной сваркой. Многоточечные машины обычно имеют гидравлический привод и работают по принципу односторонней двухточечной сварки. Маслораспределитель распределяет масло, находящееся под высоким давлением, по цилиндрам отдельных электродов и прижимает к изделию по два соответственных электрода, подавая ток на них; затем ток выключается, электроды отодвигаются, масло подается в следующую пару цилиндров и т. д., пока не будет закончена сварка всего узла. Подобные машины могут иметь до 100 и более электродов. В некоторых многоточечных машинах все электроды сразу прижимаются к изделию, что обеспечивает меньшее коробление и большую точность изделия. Ток распределяется между прижатыми электродами специальным токораспределителем, имеющим довольно сложное устройство и включающим электроды попарно, осуществляя процесс односторонней двухточечной сварки. Оба типа машин применимы лишь в массовом производстве, причем для каждой детали требуется изготовление достаточно сложного приспособления с соответствующим размещением электродов и гидравлических цилиндров. Несколько проще одновременная сварка нескольких точек осуществляется способом рельефной сварки, или сварки выступами, являющейся разновидностью точечной контактной сварки. В этом случае на одной из свариваемых деталей или на обеих предварительно выштамповывают выступы (рельефы) в местах, подлежащих сварке. Подготовленные детали закладывают в специальную сварочную машину, носящую название «сварочный пресс». Сварка выступами может осуществляться также на мощных точечных машинах с прямолинейным ходом электрода, причем нормальный точечный электрод заменяется специальным электродом для рельефной сварки, имеющим форму массивной плиты. Одновременно с включением тока верхний электрод сжимает детали и спрессовывает их до полного уничтожения выступов. Таким образом, за один ход машины производится столько сварных точек, сколько было выштамповано выступов; число их может доходить до нескольких десятков на одной детали. Для получения качественной сварки требуется точная штамповка и плотное прилегание собранных деталей по всем выступам. Метод рельефной сварки может обеспечить высокую производительность. Электроды находятся в хороших условиях работы и имеют большой срок службы, поскольку их контактная поверхность очень велика, а давление и ток концентрируются в выступах свариваемых деталей. Недостатком рельефной сварки является значительная электрическая мощность, необходимая для сварочных прессов. Величина этой мощности для сварки одного выступа 15-30 та. Давление на один выступ обычно составляет 200-600 кГ. Разновидностью рельефной сварки является приварка стержней к листам торцами. Эту торцовую или Т-образную сварку можно выполнять на нормальных контактных машинах в несложных дополнительных приспособлениях. Концу стержня часто придают сферическую форму, причем сечение конца стержня предварительно увеличивается высадкой. Обычно на точечных машинах сваривают сравнительно мелкие детали, которые можно закладывать в неподвижную стационарную точечную машину.

Процесс точечной сварки После включения ток проходит от одного электрода к другому через металл деталей и разогревает металл больше всего в месте соприкосновения деталей. Разогрев поверхности металла под электродами при правильно проводимом процессе незначителен, так как контакт электрод — изделие имеет сравнительно небольшое сопротивление вследствие мягкости и высокой электропроводности электродного металла, а сам электрод интенсивно охлаждается проточной водой. Прохождение тока вызывает разогрев и расплавление металла в зоне сварки, создающее ядро сварной точки, имеющее чечевицеобразную форму (см рис.). Диаметр ядра сварной точки в обычных случаях имеет величину 4-12 мм. Точечная сварка без расплавления металла ядра точки хотя и возможна (на низкоуглеродистой стали), но недостаточно надежна и потому на практике почти не применяется. Сварка металлов, обладающих плохой свариваемостью в пластическом состоянии, возможна только при достаточном расплавлении металла в ядре точки. Точечная сварка представляет собой своеобразный процесс, в котором сочетается расплавление металла и получение литой структуры сварного соединения с использованием значительного осадочного давления. Давление должно быть достаточным для преодоления жесткости изделия и осуществления необходимой пластической деформации, обеспечивающей соответствующую прочность сварной точки. Необходимое давление быстро возрастает с увеличением толщины свариваемого металла. Давление осадки полностью передается электродами, имеющими небольшую рабочую поверхность, несущую значительную тепловую и электрическую нагрузку. При значительной толщине основного металла нагрузка электродов настолько велика, что срок их службы быстро сокращается. Поэтому точечная сварка применяется главным образом для металла небольшой толщины, не свыше 5-6 мм. Диаметр ядра определяет в основном прочность точки и зависит от диаметра рабочей поверхности электрода, толщины листов, давления, силы тока и времени его прохождения. При неправильно подобранном режиме сварки может не произойти достаточного плавления металла и точка получится непроваренной. Когда ядро расплавляется, прилегающая к нему по окружности зона металла находится в пластическом состоянии, плотно сжимаемая давлением электродов. Давление создает уплотняющее кольцо пластичного металла, удерживающее жидкий металл ядра. При недостаточном давлении уплотняющее кольцо не может удержать жидкий металл ядра и происходит внутренний выплеск металла в зазор между листами. С увеличением времени прохождения тока диаметр и высота ядра растут. Чрезмерное увеличение размеров ядра ослабляет его оболочку из нагретого твердого металла и происходит сильное вмятие металла под электродами, ведущее к наружному выплеску жидкого металла и снижению прочности точки. После выключения тока начинается охлаждение и затвердевание расплавленного ядра точки. Кристаллизация жидкого металла происходит от поверхности ядра к его середине. В результате ядро имеет столбчатую дендритную структуру. При охлаждении и затвердевании объем расплавленного металла ядра уменьшается. В результате в центральной части ядра может образоваться усадочная раковина, пористость и рыхлость металла. Чем толще металл, тем сильнее неблагоприятное влияние усадки и тем больше вероятность образования дефектов. Наиболее надежным способом борьбы с ними является повышение рабочего давления, а также переход на циклы сварки с проковкой. Обычно в сварном соединении располагается несколько точек, поэтому при сварке приходится считаться с утечкой тока через ранее сваренные точки, шунтирующие точку, подлежащую сварке. Наличие ранее сваренных точек вызывает также уменьшение полезного давления электродов на свариваемую точку, так как часть этого давления воспринимается ранее сваренными точками. Поэтому при сварке нескольких близко расположенных точек средняя прочность точки получается ниже, чем при сварке отдельной точки. Самой прочной точкой в узле обычно является первая. Для точечной сварки загрязнения поверхности металла в зоне сварки должны быть предварительно тщательно удалены щетками, травлением в кислотах, опескоструиванием и т. д. Сборка под точечную сварку должна как можно точнее обеспечивать плотное прилегание деталей до сварки. Наличие зазора между деталями поглощает значительную часть давления электродов на деформацию деталей до плотного соприкосновения, действительное осадочное давление на точку становится недостаточным и получается разброс прочности точек. Требования к точности сборки повышаются с увеличением толщины листов. Различают так называемые мягкие и жесткие режимы точечной сварки. При мягких режимах пользуются умеренными силами тока, плотность тока на рабочей поверхности электрода обычно не превышает 100 а/мм2. Для жестких режимов плотности тока доходят при сварке стали до 120-300 а/мм2. Мягкие режимы характеризуются большей продолжительностью времени сварки, более плавным нагревом, уменьшенной мощностью сварки. К преимуществам мягких режимов относятся уменьшение мощности, потребляемой из сети, уменьшение нагрузки сети, понижение мощности и стоимости необходимых контактных машин, уменьшение закалки зоны сварки. Жесткие режимы требуют машин повышенной мощности, увеличивают максимальную загрузку сети. К преимуществам жестких режимов сварки относятся уменьшение времени сварки, повышение производительности. Давление электродов обычно принимают в пределах 3-8 кГ/мм2. Неправильно установленный режим сварки или нарушение технологических требований может привести к разнообразным дефектам точечной сварки. Наиболее опасным дефектом является непровар, характеризующийся отсутствием литого ядра точки или малыми его размерами. Опасность непровара увеличивается тем, что он не всегда надежно обнаруживается внешним осмотром изделий при приемке. Могут встречаться также такие дефекты, как подплавление поверхности и прожог металла, глубокие вмятины на поверхности металла, раковины и пористость литого ядра. Точечной сваркой соединяются главным образом детали из низкоуглеродистой стали, обладающей отличной свариваемостью. Легированные стали, склонные к закалке, а также стали с повышенным содержанием углерода следует сваривать на мягких режимах. При сварке на жестких режимах ядро точки и окружающая зона влияния сильно закаливаются и обнаруживают повышенную склонность к образованию трещин. Стали повышенной прочности требуют увеличения рабочего давления при сварке. После сварки иногда необходима термообработка изделия для снятия внутренних напряжений, создаваемых процессом сварки, или для улучшения структуры металла, главным образом для уничтожения особенно опасной структуры мартенсита. Обычно термообработка сводится к высокому отпуску. Часто последующая термообработка повторным пропусканием тока возможна непосредственно в точечной машине тотчас после окончания сварки точки. Хорошо сваривается аустенитная нержавеющая хромоникелевая сталь типа 18-8. Для уменьшения распада аустенита и выпадения карбидов сварку ведут на жестких режимах, с минимально возможным временем сварки. Применяются высокие давления, требующие электродов из особо прочных сплавов. Время сварки сокращается до 0,01 сек на одну точку для тонкого материала. Возможна точечная сварка алюминия, алюминиевых и магниевых сплавов. Вследствие высокой тепло- и электропроводности алюминия для его точечной сварки необходима большая плотность тока на электродах, достигающая в некоторых случаях 1000-1500 А/мм2. При этом частицы алюминия легко прилипают к электродам, а частицы меди электродов прилипают к алюминиевым листам. Для уменьшения прилипания необходима тщательная зачистка поверхностей листов и рабочей поверхности электродов. Сплавы алюминия обычно свариваются несколько лучше технически чистого алюминия вследствие повышенного электрического сопротивления.

Клещи для контактной сварки Широкое применение точечной сварки в производстве изделий больших габаритных размеров, как например вагонов, самолетов, автомобилей, легких строительных металлоконструкций и т. п., потребовало создавать передвижные и переносные точечные машины и переносные приспособления к неподвижным машинам, позволяющие сваривать изделия больших размеров. Переносные приспособления для точечной сварки имеют различные названия: клещи, скобы, сварочные пистолеты для точечной сварки и др. приспособления, соединяемые со сварочным трансформатором гибкими проводами; при этом по изделию передвигается лишь одно сварочное приспособление, имеющее сравнительно небольшой вес, а наиболее тяжелая часть контактной машины, т. е. сварочный трансформатор, остается на месте. На представленных рисунках показано несколько типов переносных сварочных клещей с пневматическим давлением, присоединяемых к трансформатору гибкими проводами. Провод или кабель для присоединения сварочных приспособлений имеет специальное устройство, обеспечивающее минимальную индуктивность сварочной цепи и минимальный вес кабеля. Для уменьшения веса гибкий многожильный кабель заключается в резиновый шланг и охлаждается проточной водой. Подобные приспособления широко применяются, например, в производстве автомобилей. В некоторых случаях для сварки металла малой толщины оказываются удобными однополюсные сварочные пистолеты. Пистолет присоединяют к одному концу вторичной обмотки сварочного трансформатора, другой конец обмотки присоединяют к изделию. Это позволяет получить сварную точку в любом месте изделия, причем без подвода электрода с обратной стороны металла. Дополнительная информация:

Конструкции основных узлов плазмотрронов Основными узлами рассматриваемых плазмотронов являются катодный, сопловой и узел завихрения рабочего газа. Последний обеспечивает наилучшие условия формирования столба дуги из всех прочих схем стабилизации дуги, представленных в предыдущем параграфе, поэтому он рассмотрен более подробно. Стержневые нерасходуемые электроды-катоды выполняются в виде медного охлаждаемого несущего корпуса с катодной вставкой из вольфрама, циркония или других тугоплавких металлов и сплавов на их основе. Наиболее распространенный вариант выполнения катода — крепление вольфрамового прутка в разрезном цанговом зажиме. Цанга изготовляется из пружинящего электропррводного материала (из латуни, бронзы БрАЖ), так как она является токоведущей деталью и должна обеспечивать надежный контакт с катодом и теплоотвод от него. Существует два типа цанг: одни обжимают электрод, вдавливаемый в их отверстие, несколько меньшее, чем его диаметр, в других — электрод вставляется свободно, а цанга обжимается снаружи путем втягивания ее в головку корпуса плазмотрона с помощью резьбового соединения. Второй тип цанги является более рациональным, так как при этом обеспечивается лучшая центровка электрода и более плотное его обжатие за счет усилия в резьбовом соединении. При этом лучше решается задача герметизации головки плазмотрона. При цан говом зажиме обеспечивается возможность перемещения электрода по мере его эрозии, легкая замена его. Поэтому этот сравнительно простой вариант конструкции электродного узла широко применяется в ручных плазменных резаках, а также в плазменных горелках для ручной и механизированной сварки, работающих на малых и средних токах. При увеличении токовой нагрузки на катод не обеспечивается достаточный теплоотвод через вольфрамовый пруток в месте контакта его с цангой. При токе дуги выше 300 а конструкция цанговых катодов усложняется, а надежность их в процессе эксплуатации снижается. Кроме того, цанговый зажим совершенно не приемлем для циркониевых электродов, которые требуют более интенсивного отвода тепла непосредственно от места расположения катодного пятна. Большую токовую нагрузку при существенно меньшей эрозии обеспечивают катоды, вставка которых механически прочно и неподвижно соединена с медной водоохлаждаемой обоймой. При этом вольфрамовая вставка впаивается на серебряном припое или сваривается методом диффузионной сварки в вакууме, а циркониевая, как более пластичная, запрессовывается в медную обойму. Во всех последующих вариантах медный несущий корпус выполняется в виде полого цилиндра со вставленной внутрь трубкой, через которую подается охлаждающая вода, омывающая внутреннюю полость корпуса. По схеме 2 (рис., а) катодная вставка укрепляется в цельном корпусе, по схемам 3 и 4 — в сменных медных наконечниках, соединяемых с корпусом соответственно конусной посадкой или резьбой. Наилучшей является схема 5 (рис. а). Сменный наконечник в этом случае выполнен с наименьшим расходом материала, легко штампуется, крепится к корпусу с помощью накидной гайки. Все резьбовые соединения наконечников с корпусом электрода необходимо уплотнять резиновыми кольцами. Такие соединения надежнее, чем соединения на плотной конической посадке. При выполнении сквозной катодной вставки (схема 5, рис. а) обеспечивается лучший теплоотвод от катода. Такая схема применяется при изготовлении электродов с циркониевым катодом, а схема 2 (рис. а) с некоторым вылетом вставки применяется при изготовлении электродов с вольфрамовым катодом. Пути дальнейшего совершенствования конструкций стержневых катодов и поисков новых материалов катодов еще далеко не исчерпаны. В этом направлении продолжаются тщательные исследования. Формирующие сопла являются наиболее теплонапряженными элементами плазмотронов и поэтому требуют тщательного конструктивного выполнения. Как показал длительный опыт эксплуатации плазмотронов, наилучшим материалом для изготовления сопел является медь высокой чистоты (марки Ml, МО), обладающая высокой теплопроводностью. Армирование стенок сопла теплостойкими, обычно менее теплопроводными материалами приводит к уменьшению срока его службы. Сопла малоампер ных и ручных плазменных горелок могут быть выполнены с естественным или газовым (воздушным) охлаждением (схема 1, 2, рис. б). В большинстве случаев применяется водяное охлаждение сопел, при этом участок сопла, непосредственно контактирующий с плазменным столбом, выполняется сменным. На схемах 3, 4 и 5 (рис. б) представлены наиболее типичные виды крепления сопла с крышкой (резьбовое крепление, уплотнение с помощью резиновых прокладок, штуцерное). Наилучшим является штуцерное соединение сменного сопла, выполненного в форме «рюмочки», закрепленного и уплотненного без резиновых прокладок с помощью крышки из нержавеющей стали. Сопло и крышку изготовляют штамповкой. При такой конструкции обеспечиваются наилучшие условия теплоотвода от сопла. Узел завихрения рабочего газа определяет качество стабилизации столба плазменной дуги. Конструктивные варианты узлов завихрения можно разделить на четыре основных группы, в каждой из которых функции завихрителя может выполнять корпус Плазмотрона, керамическая шайба, помещенная у входа в сопло, само сопло или электрод плазмотрона. На схемах 1 и 2 (рис. в) рабочий газ поступает в камеру через одно или через несколько тангенциальных отверстий, просверленных в корпусе плазмотрона. Несколько отверстий обеспечивают большую равномерность распределения газа по окружности, но при этом усложняется система подачи газа в плазмотрон. На схеме 5, рис. В шайба-завихритель обеспечивает неплохое качество формирования столба, но она подвержена разрушению в результате теплового воздействия столба дуги и требует большой точности при сборке плазмотрона. В сопло-завихритель газ подается через тангенциально-аксиальные каналы, профрезерованные на его внутренней поверхности. Особенно интересен двухсопловой вариант формирующей системы (схема 4, рис. б) с двойным завихряющим газовым потоком. При этом можно резко сократить длину канала сопла, заменив большую часть его кольцами стабилизированого газа, вращающимися вокруг столба дуги. Недостаток такого вида сопла-завихрителя заключается в сложности его конструкции и, следовательно, в трудности его изготовления. Сопло, как наиболее часто изнашиваемая сменная деталь плазмотрона, должно быть простым в изготовлении. Наиболее удачно функции завихрителя выполняет электрод, на наружной поверхности которого выполнена винтовая нарезка (схема 5, рис. в). При плотной посадке такого электрода в корпусе плазмотрона рабочий газ поступает в камеру по пазам, образованным винтовой нарезкой. При этом без существенного усложнения конструкции корпуса электрода обеспечивается высокое качество газовихревой стабилизации. Чтобы конструктивный анализ основных узлов плазмотрона был полным, рассмотрим некоторые особенности сочленения этих узлов между собой. Жесткая механическая связь электродного и соплового узла осуществляется с помощью изолятора. При выборе материала и конструкции изолятора следует учитывать, что он должен выдерживать высокое напряжение осциллятора, сохраняя механическую прочность и плотность при повышенной температуре и влажности, кроме того, он должен хорошо поддаваться точной механической обработке. Наиболее полно этим требованиям удовлетворяет эпоксидная смола, обладающая высокими изолирующими свойствами (напряжение пробоя для нее составляет 20-30 кв/мм) и хорошим сцеплением с металлом, сохраняющая свои свойства при повышенных температурах (до 500° К), стойкая по отношению к влаге и различным агрессивным парам и газам. Изолятор может быть изготовлен из термостойкого стеклопластика типа АГ-4С, несколько уступающего по свойствам эпоксидной смоле. Основным недостатком этого материала является отсутствие адгезии с металлическими частями плазмотрона. Изоляторы из перечисленных материалов изготовляют с помощью литья или прессования. При этом требуется специальная технологическая оснастка, поэтому применение этих материалов оправдывается только при серийном изготовлении плазмотронов. При изготовлении единичных плазмотронов целесообразнее выточить изолятор из эбонита или фторопласта. Однако эти материалы уступают указанным выше по своим диэлектрическим и прочностным свойствам. Одним из условий стабильного горения дуги является точная центровка электрода и сопла при сборке плазмотрона. Отклонение в несколько десятых долей миллиметра может привести к образованию двойной дуги. Высокая точность центровки электрода и сопла может быть достигнута лишь при жесткой фиксации их взаимного расположения. Поэтому не рекомендуется проектировать плазмотроны с подвижными электродами, например, с целью возбуждения дуги путем замыкания электрода на сопло. Обычно в плазмотронах для механизированной обработки для возбуждения дуги применяется осциллятор, обеспечивающий возбуждение дуги при зазоре между электродом и соплом не более 4-5 мм. В ручных плазменных горелках можно применять графитовый стержень, который кратковременно вводится в отверстие сопла и, замыкая промежуток электрод — сопло, возбуждает дежурную дугу. Однако такой способ возбуждения приводит к повышенному износу электрода и сопла. Важным условием стабильного горения дуги в плазмотронах прямого действия является выполнение определенных размерных соотношений между диаметром катода dK, диаметром сопла dc и длиной канала сопла lс. На опыте эксплуатации плазмотронов установлено, что возможность двойного дугообразования исключается при двух условиях: dc ^ dK и lс ^ dc. Величина диаметра катода, как уже отмечалось, определяется током дуги. В плазмотронах косвенного действия, в которых исключено явление двойного дугообразования, длина канала сопла может превышать его диаметр в полтора-два раза и более. Чрезмерное превышение длины ограничивается явлением шунтирования дуги. Приведенные размерные соотношения являются исходными при проектировании плазмотронов. При выборе прочих размеров плазмотрона следует в первую очередь исходить из его назначения. Например, вес и размеры плазмотрона, предназначенного для механизированного процесса, не столь ограничены по сравнению с весом и размерами ручных плазменных горелок.

Требования предъявляемые к плазматронам При конструировании плазмотронов, предназначенных для различных видов обработки материалов следует учитывать ряд общих требований, предъявляемых к ним: Плазмотрон должен обеспечивать многократное надежное зажигание и стабильное горение плазменной дуги в заданном диапазоне рабочих токов и напряжений. Это требование удовлетворяется при определенных соотношениях между диаметром электрода, сопла, длиной последнего, и зазором между ними, а также при правильном конструктивном решении узла формирования и стабилизации дуги.Элементы, наиболее подверженные действию тепла (электрод, сопло), должны выдерживать длительную тепловую нагрузку при максимальной мощности плазмотрона. Это требование выполняется при правильном выборе материала теплонапряженных элементов и си-стемы их охлаждения.Электрическая изоляция между электродами и соплом должна быть рассчитана на максимальное напряжение, возникающее на дуговом промежутке при возбуждении дуги и ее обрыве. При возбуждении дуги с помощью осциллятора это напряжение составляет 2-5 кв в диапазоне частот 0,3-1 Мгц.Элементы водяных и газовых коммуникаций плазмотрона (шланги, уплотнения, прокладки и пр.) должны выдерживать давление не ниже 10 атм.Для обеспечения маневренности плазмотрона подсоединяемые к нему шланги и электрические провода должны быть гибкими и прочными.Плазмотрон должен быть технологичным в изготовлении, в ремонте и удобным в эксплуатации. Особо важно обеспечить легкость его разборки и сборки и возможность быстрой замены наиболее часто изнашиваемых деталей (катода и сопла).Конструкция плазмотрона должна быть экономичной, т. е. должна предусматривать возможность применения недифицитных материалов для его изготовления и обеспечивать минимальное потребление охлаждающей воды, рабочего газа и минимальные потери тепла.К плазмотронам предъявляется и ряд специальных требований, обусловленных особенностями технологического процесса.Плазмотроны для сварки и наплавки должны обеспечивать надежную защиту шва от вредного воздействия окружающей среды, плазмотроны для напыления — высокие скорость течения и теплосодержание плазменной струи при минимальной ее загрязненности продуктами эрозии электродов, плазмотроны для резки — высокую концентрацию теплового потока плазменной струи. Ручной плазменный резак должен быть легким и удобным в обращении.Конструкция плавильных плазмотронов, предназначенных для работы в печи с высокой температурой атмосферы, должна обеспечивать выполнение следующих специальных требований:отсутствие любых водо-, электро- или газоподводящих шлангов в рабочем пространстве печи;водоохлаждение всех металлических частей;защита от излучения всех уплотнений и неметаллических деталей водоохлаждаемыми или термоизоляционными экранами;возможность ввода плазмотрона в печную камеру через уплотнение.При этом желательно обеспечить возможность его поступательного перемещения в камере в процессе работы. В ряде случаев выдвигаются особые требования к системе управления плазмотроном, к способу его охлаждения, к защите от воздействия окружающей среды, к повышенной надежности его в условиях работы на поточной линии и др. Плазматроны: схемы, классификация При создании плазмотрона первым шагом является составление схемы его устройства. Исходя из особенностей технологического процесса и условий работы плазмотрона выбираем систему его охлаждения, род тока, плазмообразующую среду, вид и материал электрода, способ стабилизации дуги, перемещения ее электродных пятен и т. д. Различные варианты схем плазмотронов удобнее всего представить в виде классификации (рис.). Данная классификация составлена таким образом, что один из вариантов каждого подраздела является необходимым составным элементом общей схемы плазмотрона любого типа. В первую очередь все плазмотроны разделяются на две группы по виду дуги (см. рис.): плазмотроны с дугой прямого и косвенного действия (схемы 1 и 2). Различие тепловых свойств обоих типов плазмотронов и области их применения уже рассматривались выше. рис. 1 Классификация плазмотронов по критериям По системе охлаждения электрода и сопла плазмотроны также делятся на два основных типа: с воздушным и с водяным охлаждением (схемы 3, 4). Теплоемкость воды намного выше теплоемкости воздуха и других газов. Поэтому наиболее эффективной и распространенной является водяная система охлаждения, при которой допускаются высокие тепловые нагрузки на электрод и сопло, т. е. обеспечивается нормальная работа плазмотрона при больших токах и высокой степени обжатия плазменной дуги. Однако водяное охлаждение несколько усложняет конструкцию плазмотрона, утяжеляет его из-за наличия водоподводящих шлангов и удорожает эксплуатацию плазменной установки. Чистота воды существенно влияет на эффективность теплоотвода. При больших расходах воды плазменную установку целесообразно оснащать циркуляционной системой охлаждения с использованием дистиллированной воды во избежание образования накипи. Система воздушного охлаждения ввиду низкой эффективности применяется реже, главным образом для охлаждения малоамперных плазменных горелок и ручных плазменных резаков, предназначенных для монтажных работ в зимних условиях. В таких резаках рабочий ток обычно не превышает 300-400 а. В обеих системах охлаждающая среда чаще всего проходит последовательно электродный и сопловой узел через изолирующий корпус плазмотрона. При этом существенную роль с точки зрения эффективности охлаждения играет профиль полостей охлаждения, температура и давление поступающей в плазмотрон охлаждающей среды. Основная задача при выборе системы охлаждения состоит в том, чтобы обеспечить максимальную интенсивность отвода тепла стенками сопла, так как чем выше величина теплового потока, отводимого соплом, тем круче температурный градиент газовой прослойки между столбом дуги и стенками канала сопла и, следовательно, тем выше плотность тока и мощность столба дуги. рис. 2 Классификация плазмотронов по методам стабилизации дуги Плазмотроны можно классифицировать и по способу стабилизации дуги. Система стабилизации дуги, обеспечивающая сжатие столба и строгую фиксацию его по оси электрода и сопла плазмотрона, является наиболее важным элементом плазмотрона. Существуют три вида стабилизации дуги: газовая, водяная и магнитная. Наиболее простой и распространенной является газовая стабилизация, при которой наружный холодный слой рабочего плазмообразующего газа, омывая стенки столба дуги, охлаждает и сжимает его. При этом в зависимости от способа подачи газа (вдоль или перпендикулярно оси столба) газовая стабилизация может быть аксиальной или вихревой (схемы 5, 6). Наибольшее обжатие дуги достигается при вихревой ее стабилизации, поэтому этот способ используется главным образом в плазмотронах для резки и напыления. При аксиальной стабилизации поток газа, обдувающего столб дуги, имеет более спокойный, ламинарный характер, что обеспечивает лучшие условия защиты нагреваемого изделия от воздействия окружающей среды. Поэтому аксиальная стабилизация применяется в плазмотронах для сварки и наплавки. Иногда применяют двойную стабилизацию дуги (схема 7), при которой сочетается аксиальная подача газа через первичное и вихревая подача через вторичное сопло или наоборот. Столб дуги можно стабилизировать, омывая его водяной струей (схема 8). Образуемый из струи водяной пар служит плазмообразующей средой. При водяной стабилизации можно достигнуть наиболее высокой степени сжатия и температуры столба дуги до 50 000 °К. Однако присутствие паров воды вблизи катодной области приводит к интенсивному сгоранию электродов из любых материалов. В плазмотронах с водяной стабилизацией, предназначенных для резки, используется графитовый электрод, автоматически перемещаемый по мере его сгорания. Плазмотроны с водяной стабилизацией отличаются сложностью конструкции, малой надежностью системы автоматического регулирования подачи электрода и сложностью способов возбуждения дуги. Магнитная стабилизация (схема 9), при которой создается продольное магнитное поле, сжимающее столб дуги, менее эффективно, чем газовая и водяная. Кроме того, надетый на сопло соленоид усложняет конструкцию плазмотрона. Преимущество способа магнитной стабилизации состоит в возможности регулирования степени сжатия столба дуги независимо от расхода рабочего газа, в то время как при газовой и водяной стабилизации рабочий газ является одновременно плазмообразующим и стабилизирующим. На практике наложение продольного магнитного поля применяется не столько для стабилизации дуги, сколько для вращения ее анодного пятна по внутренним стенкам сопла с целью повышения стойкости последнего. Например, в плазмотронах, применяемых для напыления, магнитное вращение анодного пятна газовихревым способом позволяет значительно снизить эрозию сопла и, следовательно, загрязненность плазменной струи. Классификация плазмотронов по виду электрода По виду электрода-катода плазмотроны постоянного тока можно разделить на две группы: плазмотроны со стержневым и плазмотроны с распределенным катодом.В плазмотронах со стержневым катодом, катодное пятно фиксируется на торце электрода, а в плазмотронах с распределенным катодом — интенсивно перемещается с помощью газовихревого или магнитного вращения по развитой поверхности электрода. В плазмотронах для обработки металлов применяются в основном стержневые катоды, подразделяемые на три основных вида: расходуемый, газозащищенный и пленкозащитный (схемы 1, 2, 3). Расходуемый, чаще всего графитовый, электрод был показан в схеме плазмотрона с водяной стабилизацией. Несмотря на то, что графит обладает высокой температурой плавления, при нагревании до этой температуры он не плавится, а возгоняется, чем и обусловлен его повышенный расход. Газозащищенный вольфрамовый электрод — самый распространенный из всех видов электродов. При работе в инертной (аргон, гелий) и восстановительной (азот, водород) средах катод из тугоплавкого вольфрамового стержня при нагрузке 15-20 а/мм2 практически не расходуется. Вольфрамовый катод по сравнению с графитовым значительно прочнее и обладает во много раз большей электропроводностью. Для улучшения условий работы катоды дуговых плазмотронов изготовляют из вольфрама с небольшой добавкой окиси тория или лантана (1,5-2%). Существует мнение, что торированные вольфрамовые электроды обладают некоторой радиационной способностью, поэтому в последнее время чаще используются лантанированные вольфрамовые электроды. Примеси окиси тория или лантана повышают эмиссионные свойства вольфрамового катода (работа выхода электронов понижается с 4,5 до 2,63 эв), что обеспечивает лучшие условия зажигания, более высокую допустимую плотность тока и устойчивость горения дуги. Кроме того, вольфрам с указанными добавками имеет температуру рекристаллизации на 600° К выше, чем чистый вольфрам и, следовательно, сохраняет волокнистое строение и пластичность до более высокой температуры. Однако стойкость вольфрамового электрода при добавлении кислорода к газовой среде в связи с образованием летучих соединений резко снижается. Например, в плазмотронах, применяемых для резки, при использовании технического азота, содержащего 3-5% О2, на вольфрамовом катоде через 2-3 ч работы при токе 300-400 а образуется кратер, смещение центра которого относительно оси сопла вызывает соответствующее смещение столба дуги и приводит к явлению двойного дугообразования. Поэтому при работе с кислородосодержащей плазмообразующей средой в первичное сопло подается аргон, защищающий вольфрамовый электрод от воздействия рабочего кислородосодержащего газа, подаваемого во вторичное сопло. Система с двойным газовым потоком имеет существенные недостатки. При использовании дешевого рабочего газа, например воздуха, все же остается необходимость в использовании дефицитного аргона. При этом усложняется конструкция плазмотрона и ухудшается нагрев рабочего газа, так как наиболее эффективно газ нагревается вблизи катодной области. Сравнительно недавно появился новый вид катода — пленкозащитный стержневой катод, обладающий высокой стойкостью в газах, содержащих кислород (в воздухе, углекислом газе, техническом азоте). Он представляет собой стержень из циркония или его сплавов, запрессованный в медной обойме. Механизм работы такого электрода должен быть еще детально изучен, но можно уже считать установленным, что достаточно высокая термостойкость циркония, имеющего относительно низкую температуру плавления (2125° К), в значительной мере обусловлена образованием стойкой тугоплавкой пленки из его окислов и нитридов, защищающей чистый цирконий от испарения. Тугоплавкие соединения, образующие пленку, при обычных температурах являются диэлектриками, а при температурах, близких к температуре плавления (3200° К), теряют свои диэлектрические свойства и становятся проводниками с ионной проводимостью (σ >= 1 ом-1*см-1). Таким образом, стойкость циркониевого катода определяется его термохимическим взаимодействием с плазмообразующей средой. Не-обходимыми условиями, обеспечивающими высокую стойкость катода, является наличие в составе газовой среды кислорода и азота, а также такая интенсивность его охлаждения, при которой температура катодного пятна не превышала бы температуру разложения туго-плавких соединений. Эрозия циркониевого катода резко повышается при большем процентном содержании кислорода, чем в воздухе (более 20%) и особенно при наличии в газовой среде водорода. Особо важное значение с точки зрения повышения стойкости циркониевого катода имеет его конструкция и система охлаждения. В настоящее время в плазмотронах для воздушно-плазменной резки достигнута вполне удовлетворительная стойкость циркониевого катода при работе на токах до 400 а. Применение пленкозащитного электрода в плазмотронах переменного тока исключается ввиду его активного разрушения в полупериоды обратной полярности. Особенностью работы циркониевой вставки является постепенное углубление ее нижнего основания в медную обойму по мере эрозии. Циркониевая вставка расходуется главным образом при включении дуги, очевидно, вследствие разрушения пленки от термоудара. При определенном углублении нижней поверхности вставки последующее зажигание дуги осуществляется с медной обоймы, поэтому для перемещения катодного пятна на циркониевую вставку и для жесткой фиксации его необходимо применять газовихревую или магнитную стабилизацию дуги, обеспечивающую строгую соосность столба дуги с электродом и соплом плазмотрона. При использовании циркониевого электрода допускается большая плотность тока, достигающая 80-100 а/мм2, чем при использовании вольфрамового электрода. При работе плазмотрона с окислительной плазмообразующей средой на больших токах (1000 а и выше) используются разнообразные виды распределенных катодов, наиболее распространенными из которых являются полый, дисковый и кольцевой (схемы 4, 5 и 6). Недостатками распределенных катодов являются сложность их конструкции, трудность равномерного перемещения катодного пятна по всей поверхности электрода, низкая стабильность горения дуги, возрастание напряжения прикатодной области дуги и связанное с этим увеличение потерь мощности в электроде. Поэтому в плазмотронах для обработки металлов распределенные катоды не нашли практического применения. Существует классификация плазмотронов и по плазмообразующей среде. Состав плазмообразующей среды диктуется технологическим процессом и в свою очередь является определяющим фактором при выборе схемы плазмотрона. По химическому воздействию на обрабатываемое изделие и электроды плазмотрона все плазмообразующие среды можно разделить на три большие группы: инертная, восстановительная и окислительная. Физические свойства и оценка роли каждого из плазмообразующих газов уже рассматривались выше. Классификация плазмотронов по роду тока По роду тока плазмотроны отличаются наибольшим разнообразием вариантов. Поэтому рассмотрим лишь основные из них. Подавляющее большинство плазмотронов для обработки металлов выполняется на постоянном токе прямой полярности (схема 1). Это объясняется, прежде всего, физической особенностью дуги, заключающейся в том, что на аноде дуги выделяется большее количество тепла, чем на катоде. Тепловая мощность, выделяемая в электроде плазмотрона, в отличие от плавящегося электрода сварочной дуги является не только бесполезной, но и вредной. Наименьшую тепловую нагрузку несет электрод, являющийся катодом. Достаточно отметить, что предельно допустимая токовая нагрузка на лантанированный вольфрамовый электрод на переменном токе примерно в два раза, а на обратной полярности при использовании постоянного тока в десять раз ниже, чем на прямой полярности. Поэтому плазмотроны постоянного тока имеют наиболее высокий коэффициент полезного использования мощности. Столб интенсивно сжатой дуги должен быть жестко стабилизирован по оси электрода и сопла плазмотрона. При смене полярности электрода эта стабилизация нарушается, поэтому дугу переменного тока сжать труднее, чем дугу постоянного тока. Важным преимуществом плазмотронов постоянного тока по сравнению с плазмотронами переменного тока является большая стабильность горения дуги. Прохождение тока через нуль может вызвать погасание дуги, поэтому обычно напряжение холостого хода источника питания переменным током не менее чем вдвое превышает рабочее напряжение дуги. При питании плазмотронов постоянным током можно достичь отношения uд/uxx равного 0,8-0,9. Следовательно, при одинаковой мощности дуги установленная мощность и габариты источника постоянного тока меньше, чем мощность и габариты источника переменного тока. Кроме того, источник постоянного тока обеспечивает равномерную загрузку трехфазной сети. Существовавшая раньше проблема выпрямления постоянного тока в настоящее время практически решена благодаря созданию и широкому выпуску электропромышленностью мощных малогабаритных полупроводниковых вентилей. Первоначальные затраты и расходы на эксплуатацию плазменных установок переменного и постоянного тока приблизительно равны. Поэтому с учетом перечисленных выше преимуществ для большинства процессов обработки материалов целесообразно применять плазмотроны постоянного тока. Плазмотроны переменного тока применяются в ряде случаев в силу технологических требований процесса. Например, плазменную сварку алюминиевых сплавов необходимо вести на переменном токе, так как в периоды обратной полярности за счет действия эффекта катодного распыления разрушается тугоплавкая пленка окиси алюминия, препятствующая нормальному процессу сплавления металла. При плазменной плавке в случае параллельной работы нескольких мощных плазмотронов постоянного тока на общую ванну-анод возникает трудноустранимое магнитное взаимодействие между дугами. Поэтому в этих условиях могут быть использованы плазмотроны переменного тока. В этом случае целесообразно использовать плазмотроны в количестве, кратном трем, что обеспечивает равномерную загрузку трехфазной сети. Рассмотрим три основные схемы плазмотронов переменного тока. На схемах 2 и 3 плазмотроны питаются от однофазного трансформатора. В схеме 3 осуществлена вентильная коммутация тока таким образом, что электрод функционирует только как катод (в полупериод прямой полярности), а сопло — как анод (в полупериод обратной полярности). При такой схеме обеспечивается большая стойкость вольфрамового электрода. Однако с увеличением тока ухудшаются условия работы сопла, а при работе на токах ниже определенного предела (~150 а) нарушается стабильность горения дуги. На схеме 4 плазмотрон питается от трехфазного трансформатора. В этом случае обеспечивается высокая стабильность горения дуги, однако электроды и сопло находятся в сравнительно тяжелых условиях работы. Кроме того, значительно усложняется конструкция плазмотрона. В целях повышения стабильности горения дуги переменного тока некоторые плазмотроны выполняют комбинированными. В этом случае основную дугу переменного тока прямого действия стабилизируют вспомогательной маломощной дугой постоянного тока, горящей либо между электродом и соплом (схема 5), либо между двумя соплами (схема 6), одно из которых (катод) является формирующим. Второе сопло (анод) выполняется с большим внутренним диаметром. Благодаря этому оно подвержено меньшему тепловому воздействию столба основной дуги. Наряду с дуговыми плазмотронами, работающими на переменном токе промышленной частоты, за последнее время были разработаны высокочастотные (ВЧ) и сверхвысокочастотные (СВЧ) плазмотроны [7, 8]. Принцип работы высокочастотного индуктивного или безэлектродного плазмотрона (схема 7) заключается в нагреве газа до состояния плазмы в электромагнитном поле индуктора. Для этого в полость индуктора, питаемого от высокочастотного генератора (частотой 1-40 Мгц, напряжением до 10 кв и мощностью до 50 кВт), помещается трубка из термостойкого изолирующего материала, например, кварца. В трубку подается плазмообразующий газ и кратковременно вводится металлический или графитовый пруток. Последний раскаляется под действием поля индуктора и вызывает нагрев и первоначальную ио-низацию окружающего газа. Когда электропроводность газа возрастает до определенной величины, начинается интенсивный его нагрев и ионизация вихревыми токами, создаваемыми полем индуктора. После развития самостоятельного кольцевого разряда пруток удаляется из полости трубки. Продуваемый через трубку газ, проходя через кольцевой разряд, нагревается и истекает в виде плазменной струи, температура которой достигает 15 000-20 000° К, а скорость истечения в десятки раз меньше, чем скорость истечения плазменной струи дуговых плазмотронов. Высокочастотная энергия сравнительно дорога, высокочастотные генераторы сложны и имеют ограниченную мощность. Поэтому очень чистый (ввиду отсутствия электродов) и мягкий факел индукционного плазмотрона нашел применение для обработки особо чистых тугоплавких порошковых материалов, выращивания монокристаллов и других специальных процессов, не требующих высокой производительности. В сверхвысокочастотных (СВЧ), или электронных плазмотронах, газ также нагревается электромагнитным полем, создаваемым электродом-излучателем (схема 8). Плазменный высокочастотный факел возникает у электрода при остроконечной форме электрода и высокой напряженности поля вблизи него. В высоковольтном и сверхвысокочастотном электрическом поле свободные электроны ускоряются и приобретают такую кинетическую энергию, что при столкновении с частицами газа вызывают их диссоциацию и ионизацию. Электрод плазмотрона подключен к магнетронному генератору частотой 2000-3000 Мгц и мощностью 2-5 кет. Плазменный факел электронного плазмотрона интересен тем, что в нем нет термического равновесия: температура электронов на порядок выше температуры ионов и свободных атомов. Например, при температуре факела 3500° К электронная температура достигает 35 000° К. Такая высокая температура электронов позволяет проводить в плазменной струе химические реакции синтеза некоторых специальных материалов.

Плазменная наплавка и напыление Некоторые детали и узлы современных машин и аппаратов работают в таких условиях, при которых они должны быть одновременно механически прочными и стойкими при воздействии на них высоких температур, химически агрессивных сред и др. Выполнять такие изделия из одного материала почти невозможно и экономически нецелесообразно. Гораздо выгоднее и проще изготовить деталь, например, из конструкционной стали, удовлетворяющей требованиям механической прочности, и покрыть ее поверхность более дорогим жаропрочным, износостойким или кислотоупорным сплавом. Используя в качестве защитных покрытий различные по составу металлические и неметаллические материалы, можно прида вать деталям в целом требуемые механические, тепловые, диэлектрические и другие свойства. Наиболее универсальными и совершенными методами нанесения защитных покрытий являются наплавка и напыление плазменной дугой [1, 2]. Материал покрытия, специально приготовленный в виде мелкогранулированного порошка или проволоки; подается в поток плазменной струей и, нагреваясь или расплавляясь в этом потоке, переносится с ним на обраба тываемое изделие. Одновременно струя плазмы подогревает изделие. Преимущества методов плазменного нанесения покрытий перед другими (гальваническим, вакуумным, кислородно-ацетиленовым и др.) заключаются в следующем: высокая температура плазменного потока позволяет расплавлять и наносить самые тугоплавкие материалы;поток плазмы дает возможность получать сплавы различных по свойствам материалов или наносить многослойные покрытия из различных сплавов. Это открывает широкую возможность получения покрытий, сочетающих разнообразные защитные свойства;возможности этого способа не ограничены формой и размерами обрабатываемого изделия;плазменная дуга — наиболее гибкий источник нагрева, позволяющий в широких пределах регулировать его энергетические характеристики.Для плазменной наплавки наиболее широко применяется плазмотрон комбинированного действия (см. рис.). При горении независимой дуги такого плазмотрона между вольфрамовым электродом и соплом происходит расплавление присадочного металлического порошка, а при горении дуги между электродом и изделием поверхность последнего нагревается, и обеспечивается сплавление присадочного и основного металла. Использование комбинированной плазменной дуги позволяет получить минимальную глубину проплавления и долю основного металла в составе наплавленного, что является важнейшим технологическим преимуществом плазменной наплавки по сравнению с другими способами наплавки. Схема установки для плазменной наплавки металлическим порошком 1 — источник питания дуги прямого действии; 2 — балластные сопротивления; 3 — источник питания дуги косвенного действия; 4 — осциллятор 5 — сопло для плазмообразующего газа; 6 — корпус горелки; 7 — отверстие для ввода защитного газа; 8 — питатель для подачи порошка; 9 — трубка, по которой подается газ, несущий порошок (открытой дугой, дугой под флюсом, индукционной и др.). Защита наплавляемого слоя от воздействия окружающей среды обеспечивается потоком инертного газа, окружающим дугу и подаваемым в наружное сопло плазмотрона. Присадочный порошок подается также инертным транспортирующим газом из специального порошкового питателя. С помощью плазменной наплавки металлическим порошком можно получить жаростойкие и наиболее износостойкие покрытия из сплавов на основе никеля и кобальта. Этот способ позволяет получить тонкий равномерный слой покрытия с гладкой беспористой поверхностью, часто не требующей дополнительной механической обработки. При плазменной наплавке токоведущей присадочной проволокой дуга горит между катодом плазмотрона и проволокой, являющейся анодом, равномерно подаваемой в пространство между соплом и изделием. При таком способе обеспечивается более высокая производительность процесса наплавки при малой глубине проплавления основного металла, однако возможности получения тонкого и равномерного слоя при таком способе наплавки ограничены. Кроме того, применение присадочного материала в виде порошка позволяет использовать для наплавки практически любые сплавы, что трудно осуществить при использовании проволоки в качестве присадочного материала. При плазменной наплавке в качестве плазмообразующего, защитного и транспортирующего газов обычно используется аргон. Расход газа и диапазон рабочих токов и напряжений при наплавке примерно тот же, что и при плазменной сварке. В отличие от наплавки процесс напыления характеризуется большей концентрацией теплового потока и высокой скоростью течения плазменной струи. Появление этого отличия связано с тем, что при плазменном напылении в качестве материалов покрытия применяются тугоплавкие металлы (вольфрам, молибден, тантал и др.) или окислы металлов (Аl2О3, MgO, ZrO2), силициды (MoSi2), карбиды (В4С, SiC), бориды (ZnB2, HfB2), т. е. неметаллические материалы, обладающие весьма высокой температурой плавления. Эти материалы, приготовленные в виде мелкогранулированного порошка (размеры частиц 40-70 мкм), проходя через плазменную струю, успевают нагреться в основном лишь до пластического состояния. Однако благодаря высокой скорости плазменной струи частицы порошка приобретают значительную кинетическую энергию и при соударении с напыляемой поверхностью расплющиваются внедряясь в нее и заполняя неровности. Пр1 этом кинетическая энергия частиц выделяется в виде тепла, температура их повышается, что обеспечивает прочное сцепление частиц между собой и с поверхностью изделия. Для напыления используется плазменная дуга косвенного действия, горящая между охлаждаемыми водой вольфрамовым катодом и медным соплом (анодом) и выдуваемая через сопло в виде плазменного факела. Схема плазмотрона для напыления показана на рис. 10. На досопловом и внутрисопловом участках плазмотрона происходит плазмообразование. Порошок вместе с транспортирующим его газом подается в небольшое отверстие вблизи выхода из сопла, т. е. вдувается в наиболее высокотемпературную область плазменной струи. Нагрев порошка происходит на участке, который начинается от анодного пятна и заканчивается факелом плазмы. Эффективность нагрева частиц порошка определяется временем их пребывания в плазме, т. е. расстоянием от среза сопла до изделия и мощностью плазменной струи. Повыше ние мощности может быть достигнуто при использовании двухатомных газов с высоким теплосодержанием, например N2 и Н2. Благодаря высокой теплопроводности водорода увеличивается длина высокотемпературной части факела, что дает возможность повысить температуру порошка за счет некоторого удаления плазмотрона от обрабатываемого изделия. Однако скорость плазменной струи с удалением от среза сопла понижается. Поэтому следует выдерживать оптимальное расстояние от среза сопла до поверхности изделия, величина которого зависит от параметров режима напыления, от материала покрытия и изделия и изменяется от 4 до 20 мм. Мощность плазмотрона, используемого для напыления, можно повысить также при увеличении длины досоплового и внутрисоплового участков столба дуги, однако при чрезмерном увеличении внутрисоплового участка столба дуги затрудняется возбуждение дуги, обычно производимое с помощью высокочастотного пробоя. Увеличение длины канала сопла свыше определенного предела приводит к явлению шунтирования столба дуги и снижению к. п. д. плазмотрона. Обычно в плазмотронах для напыления диаметр сопла составляет 5- 6 мм, длина досоплового участка — 4-8 мм, а длина канала сопла — 10-18 мм. Повышение мощности плазмотрона за счет увеличения тока дуги ограничивается стойкостью сопла (анода). При эрозии сопла появляется не только опасность его разрушения, но и возможность загрязнения напыляемого материала, что может резко ухудшить качество покрытия. В плазмотронах для напыления вращение анодного пятна по внутренней стенке сопла создается либо с помощью вихревой системы ввода рабочего газа, либо с помощью магнитного поля, образуемого катушкой постоянного тока, надетой на сопло. При использовании водорода в качестве рабочего газа с целью уменьшения величины теплового потока, направленного от дуги к соплу, водород применяют в смеси с аргоном, обеспечивающим тепловую изоляцию сопла от столба дуги. Обычно в плазмотронах для напыления ток не превышает 400 а, напряжение при использовании азота и смеси водорода с аргоном в зависимости от их расхода изменяется в пределах 60-100 в. Таким образом, мощность не превышает 40 квт. При этом производительность процесса напыления в зависимости от материала покрытия составляет 2-3 кг/ч. Качество обработки поверхности при плазменном напылении определяется максимальной прочностью сцепления материала покрытия с изделием и минимальной пористостью покрытия. Высокое качество покрытия обеспечивается при соответствии физических свойств материалов, например в случае близости значений их коэффициентов теплового расширения. Повышение качества достигается при тщательной подготовке поверхности изделия перед процессом (обезжиривание, пескоструйная обработка, сушка и др.) и правильном выборе параметров режима напыления. Эти вопросы подробно рассмотрены в соответствующей литературе [2]. Литература Вайнерман А.Е. и др. Плазменная наплавка Л., «Машиностроение» 1969Усов Л.Н., Борисенко А.И. Применение плазмы для получения высокотемпературных покрытий М., «Наука», 1965 Плазменная плавка и переплав Среди разнообразных схем, предлагаемых для обработки и получения металлов с помощью дуговой плазмы, наиболее перспективны те, в которых используются плазмотроны прямого действия (анодом является ванна расплавляемого металла). Почти неограниченные возможности повышения мощности и высокий к. п. д. плазмотронов прямого действия обусловили появление реальной возможности их широкого промышленного применения для плавки и переплава высококачественных металлов [1]. Принципиальная схема выплавки металла в плазменно-дуговой печи с огнеупорной футеровкой представлена на рис., а. По форме ванны и материалам, применяемым для футеровки подины и рабочего пространства, плазменно-дуговая печь не отличается от обычной дуговой электропечи. Схемы плазменно-дуговых печей а — для плавки металла, 1 — плазматрон; 2 — камера печи; 3 — соленоид для перемешивания жидкого металла; 4 — подовый электрод — анод; б — для переплава металла; 1 — электрод; 2 — камера; 3 — сопло плазмотрона; 4 — кристаллизатор Водоохлаждаемый медный анод смонтирован заподлицо с подиной и находятся в контакте с жидким металлом. Неплавящийся катод плазмотрона выполнен из толстого вольфрамового прутка, зажатого в медной токоведущей цанге. Медное водоохлаждаемое сопло плазмотрона одновременно служит для поджига дуги, ее формирования и защиты катода от брызг металла и шлака. Предварительно откачанная камера печи засполняется вытекающим из плазмотрона газом (аргоном, азотом, водородом) и после достижения определенного давления, обычно близкого к атмосферному, начинается процесс плавки. Вначале плазменная дуга проплавляет в шихте узкий колодец, и жидкий металл, стекая вниз, скапливается на подине, а затем расплавляется весь объем ванны. Дегазация и рафинирование металла особенно интенсивно протекают на поверхности ванны, где жидкий, несколько перегретый плазменной струей металл контактирует с нейтральной или восстановительной газовой атмосферой печи. Для перемешивания жидкого металла в подине печи установлены два соленоида, включенных последовательно в цепь питания плазмотрона. Магнитное поле, создаваемое этими соленоидами, взаимодействуя с магнитным полем тока, протекающего через ванну, приводит жидкий металл в движение. Для плавки используются плазмотроны постоянного тока в несколько тысяч ампер. Напряжение дуги в зависимости от состава, расхода газа и ее длины изменяется в пределах 30-150 В. Часто для повышения мощности печи для расплавления металла в одной ванне параллельно работают несколько плазмотронов. К. п. д. плазмотронов при наплавке достигает 85%. Расход электроэнергии на плавление почти такой же, как в обычных дуговых электропечах. В настоящее время исследуются печи, работающие на плазмотронах переменного тока. Плазменная плавка по сравнению с другими способами плавки имеет следующие преимущества: исключается загрязнение металла нежелательными примесями, например углеродом из графитированных электродов, применяемых в обычных дуговых печах; плазменная струя может состоять из любой необходимой смеси газов, что позволяет поддерживать в печи любую атмосферу — окислительную, восстановительную или нейтральную; в плазменно-дуговых печах можно достичь высоких и легко регулируемых температур, а стабильность процесса упрощает проблему его регулирования. Большие перспективы для получения особо чистых металлов открывает разработанный в Институте электросварки им. Е. О. Патона способ плазменно-дугового переплава (ПДП). Схема процесса ПДП дана на рис., б [2]. Стержень из перерабатываемого материала, так называемая штанга, форма сечения которого может быть любая, подается с постоянной скоростью и оплавляется факелом одной или нескольких плазменных дуг, анодом которых является поверхность ванны жидкого металла в медном водоохлаждаемом кристаллизаторе. Стекающий со штанги равномерными каплями металл прогревается плазменной струей и растекается по поверхности ванны. В контакте с контролируемой газовой атмосферой камеры металл рафинируется и, затвердевая под воздействием холодных стенок кристаллизатора, вытягивается из него с определенной постоянной скоростью в виде непрерывного слитка круглого или прямоугольного сечения. Включая все преимущества процесса, описанного ранее, данный процесс обеспечивает более стабильное и высокое качество переплавляемого металла без перемешивания его. Благодаря возможности более точного ре гулирования температуры расплавляемого металла за счет изменения геометрических и электрических параметров плазменной дуги процесс ПДП является более гибким по сравнению с существующими процессами вакуумно-дугового или электрошлакового переплава. Так например, при ПДП можно в определенных пределах изменять температуру перегрева металла ванны независимо от скоростей плавления штанги и вытягивания слитка, что очень важно для управления процессами рафинирования металла (удалении газов, раскисления металла, удаления легкоплавких примесей цветных металлов). Кроме того, равномерный обогрев ванны позволяет получить плоскую конфигурацию дна ванны расплавленного металла, что обеспечивает получение высокого качества кристаллизуемого слитка, т. е. обеспечивает плотность, однородность, направленную кристаллизацию его вдоль вертикальной оси. С применением замкнутой системы рециркуляции и регенерации рабочего газа мощные установки плазменной плавки и переплава могут конкурировать с электропечами. Литература Фарнасов Г.А. и др. Плазменная плавка. М., «Наука», 1965 Патон Б.Е. и др. Плазменно-дуговой переплав металлов и сплавов. -«Автоматическая сварка» 1966 № 8

Рационализация плазменной сварки Приведем формулу для расчета скорости резки Очевидно, что не увеличивая ток дуги, существенно повысить скорость резки путем увеличения напряжения дуги за счет напряженности поля столба дуги Е, что достигается применением высокоэнтальпийных молекулярных плазмообразующих газов (N2, Н2, О2 и др.) и интенсивным обжатием столба, т. е. повышением плотности тока. Благодаря применению вихревой системы формирования столба плотность тока в сопле плазмотронов для резки может быть повышена до 100 а/мм2. При этом скорость резки увеличивается не столько за счет роста мощности дуги, сколько за счет уменьшения средней ширины реза и повышения КПД дуги благодаря уменьшению потерь в кромки. Закономерности изменения напряженности поля столба Е и плотности тока j при изменении состава и расхода плазмообразующего газа и диаметра сопла рассматривались ранее в главе «Плазменная дуга и ее свойства». Таким образом, с увеличением Е и j повышается как производительность, так и экономичность процесса плазменной резки, т. е. уменьшаются затраты электроэнергии и потери выплавляемого металла на погонный метр реза. Однако увеличение плотности тока можно производить до предела, ограниченного стойкостью сопла плазмотрона и определяемого из условий двойного дугообразованияПо мере увеличения толщины разрезаемого металла, особенно при толщинах свыше 60-80 мм, изменение плотности тока в сопле все меньше влияет на производительность резки, что объясняется ослаблением эффекта обжатия столба, спадом температуры и скорости плазменной струи по мере удлинения столба дуги. При этом прирост мощности дуги за счет увеличения длины дуги недостаточен. Поэтому появляется необходимость резкого повышения тока Iд. С повышением тока увеличивается ширина реза и уменьшается коэффициент полезного использования мощности дуги, вследствие чего, несмотря на рост мощности при увеличении толщины металла, скорость резки падает и качество реза ухудшается [2]. Повышение тока дуги имеет пределы, определяемые из условий допустимой тепловой нагрузки на катод плазмотрона. В настоящее время предельная толщина нержавеющей стали, которая может быть разрезана, достигает 150 мм, алюминия — 250 мм. Кислородная резка углеродистых сталей значительно превосходит эти пределы. На практике максимальная величина тока при плазменной резке не превышает 1000 а, напряжение дуги — 300 в, скорость резки ~5 м/мин. Качество реза и скорость определяются не только энергетическими параметрами плазменной дуги, но и в значительной степени теплофизическими и химико-металлургическими свойствами плазмообразующих газов. В последнее время в качестве плазмообразующих сред используются природные или искусственные смеси, представляющие различные сочетания четырех основных газов: аргона Аr, азота N2, водорода Н2 и кислорода O2. Благодаря высокой теплоемкости водород обладает максимальным теплосодержанием при сравнительно низкой температуре плазмы, а благодаря высокой теплопроводности позволяет получить наилучшие условия теплоотдачи мощности плазменного столба в металл, т. е. максимальный rjn. Поэтому при одинаковой мощности дуги скорость резки в водороде и в смесях на его основе выше, чем в других газах. Плазменная струя на основе водорода сохраняет высокую энергию газа на максимальной длине дуги. Поэтому резку в водородосодержащих смесях наиболее целесообразно применять для высоколегированных сталей больших толщин и высокотеплопроводных металлов, например, меди и алюминия [2] . Применение водорода обеспечивает получение чистой поверхности реза. Экономически наиболее выгодно применение дешевых водородосодержащих газов: аммиака, состоящего из 75% Н2 и 25% N2, или так называемого «смешанного» газа, являющегося исходным сырьем для синтеза аммиака. В отличие от чистого водорода аммиак взрывобезопасный, дешевый. Расход водородосодержащих смесей зависит от величины тока резки и составляет 2-4 м/ч. Однако водородосодержащие смеси имеют существенный недостаток. Вследствие высокой теплопроводности водорода даже при сравнительно небольших мощностях нарушается тепловая и электрическая изоляция сопла плазмотрона от столба дуги, что приводит к разрушению сопла. Нормальная работа сопла при использовании водородосодержащих плазмообразующих газов обеспечивается только тогда, когда к ним добавлено не менее 20% аргона. Предполагают, что вследствие термодиффузии аргон, как значительно более тяжелый по сравнению с водородом газ, скапливается у стенок сопла и, имея сравнительно низкую электрои теплопроводность, обеспечивает тепловую защиту сопла. К сожалению, эта защита не вполне надежна, так как малейшее отклонение столба от оси сопла приводит к разрушению последнего. Аргон дефицитный и дорогостоящий газ, используется и транспортируется в баллонах. Поэтому использование его даже в качестве примеси снижает экономичность процесса резки в водородосодержащих смесях. При резке углеродистых, нержавеющих сталей и алюминия средних толщин часто применяется технический азот. Качество плазменной резки в азоте несколько хуже, а скорость значительно ниже, чем в водородосодержащих смесях (вследствие меньшего теплосодержания азотной плазмы). Кроме того, наблюдается заметное повышение содержания азота в оплавленном слое кромок реза на глубине до 0,15 мм. Технический азот дешев, однако использование его в большинстве случаев также связано с необходимостью применения баллонов, что не всегда удобно. Наиболее простой и экономичной является созданная в Институте электросварки им. Е. О. Патона АН УССР аппаратура для которой — плазмотрон с циркониевым катодом специальной конструкции — работает на сжатом воздухе. Воздух является кислородосодержащим газом (78% N2 и 21% O2). Как видно из табл. 2, по своему теплосодержанию он близок к азоту. Максимальная теплопроводность его Хщах (при Т=7000°К) выше, чем Хтах водорода (при Т=3800°К). Поэтому воздушноплазменная струя обладает большей концент рацией энергии и более высоким ги по сравнению с водородной. При наличии кислорода в плазме тепло поступает в полость реза не только от дуги, но и вследствие теплоотдачи, возникающей в результате реакции окисления железа. Кроме того, при наличии кислорода наблюдается существенное уменьшение гратообразования на нижней кромке разрезаемого листа. Скорость воздушно-плазменной резки сталей в 1,5- 2,5 раза выше, чем скорость резки при использовании азота в качестве плазмообразующего газа. Качество реза повышается. Исследования показали, что при большем, чем в воздухе процентном содержании кислорода в смеси кислорода с азотом можно несколько повысить скорость резки. Однако с экономической точки зрения применение искусственной азотнокислородной смеси нецелесообразно. По предварительным подсчетам воздушноплазменная резка углеродистых сталей толщиной до 50 мм в полтора-два раза экономичнее по сравнению с газокислородной. Качество реза при воздушно-плазменной резке выше, почти полностью ликвидируется грат, уменьшаются деформации при резке тонколистовых материалов и полностью отпадает необходимость применения газов в баллонах. Воздушно-плазменную резку можно успешно применять для резки цветных сплавов, однако чистота поверхности реза получается несколько ниже, чем при резке водородосодержащих смесей. При толщине меди свыше 40- 50 мм, алюминия свыше 80-100 мм воздушноплазменная резка вследствие понижения скорости не может конкурировать с резкой в водородосодержащих смесях. Идеальной плазмообразующей средой, представляющей удачное и дешевое сочетание водорода с кислородом, является вода. Несмотря на продолжительные исследования, проведенные с целью определения целесообразности использования воды для резки, плазмотроны с водяной стабилизацией дуги в силу сложности и ненадежности в настоящее время еще не нашли широкого промышленного применения. Экономически наименее эффективным плазмообразующим газом является, дорогостоящий и малоэнтальпийный аргон. Однако благодаря низкому напряжению дуги он еще находит широкое применение при ручной разделительной резке цветных и легированных сталей малых и средних толщин, как самостоятельный газ или в смеси с техническим азотом. Литература: Беркович Е. И. Полупроводниковые выпрямители М. «Энергия» 1967Быховский Д.Г. Газоэлектрическая резка металлов в скдостроении Л. «Судостроение» 1964Эсибян Э.М. Плазменно-дуговая аппаратура К. «Технiка» 1971

Энергетические свойства плазменной дуги Плазменная дуга — преобразователь электрической энергии в тепловую. Поэтому с одной стороны, как элемент электрической цепи, она характеризуется электрическими параметрами (током, напряжением), а с другой стороны, как источник тепла,- тепловыми параметрами (температурой, теплосодержанием). Существует сложная взаимосвязь между параметрами первой и второй группы. Структурно плазменную дугу постоянного тока можно представить в виде ряда характерных участков, последовательно расположенных вдоль ее оси. Плазменная дуга, к примеру, прямого действия (см. рис.) состоит из катодной области (1), досоплового (2), внутрисоплового (3) и засоплового(4) участков столба и анодной области(5), расположенной практически на обрабатываемом изделии. Обозначим их u1 — u5 соответственно. Соответственно напряжение дуги является суммой падений напряжения на этих участках. Uд = U1 + U2 + U3 + U4 + U5 Подобным образом рассчитывается напряжение дуги косвенного действия, за исключением того, что анодная область не входит в сумму падений напряжений. На внутрисопловом участке столб представляет собой цилиндрический электропроводный канал, при том за срезом сопла по мере удаления от него электропроводный диаметр столба увеличивается и на изделии достигает величины, а температура и скорость течения плазменной струи уменьшаются. На внутрисопловом участке столб представляет собой цилиндрический электропроводный канал, при том за срезом сопла по мере удаления от него электропроводный диаметр столба увеличивается и на изделии достигает величины, а температура и скорость течения плазменной струи уменьшаются. Обычно сумма катодного и анодного падений напряжения составляют малую долю общего напряжения плазменной дуги. В зависимости от тока и степени сжатия дуги в плазмотронах с вольфрамовым катодом величина и1 изменяется в пределах 5-8 В, а с циркониевым катодом в пределах 10-12 В. Величина U5 практически мало зависит от материала анода, плазмообразующей среды, тока и составляет 5-6 В. Таким образом, напряжение плазменной дуги определяется в основном напряженностью поля и длиной участков, составляющих столб дуги. Падения напряжений на участках(2) и (3) приблизительно одинаковы (при равной длине). Температура плазменной дуги Найдем напряженность поля столба дуги: Eд = Uд*lд Затем расчитываем плотность тока по формуле: Где k = 0,6.. 0,9 — коэффициент заполнения плазмой канала сопла. После этого находим удельную проводимость плазмы в дуге: и по известным для различных газов зависимостям sigma = f(T) определить усредненную по сечению электропроводного столба температуру Тпл. Для примера на рис. 1 приведен график указанной зависимости для азота. Температура плазмы является исходным тепловым параметром плазмотронов. Она изменяется как по сечению столба дуги, так и вдоль ее оси. Картина распределения температуры в плазменной дуге может быть получена довольно сложным экспериментальным или расчетным путем. В большинстве случаев для инженерных расчетов достаточно определять среднюю по сечению электропроводного столба температуру плазмы так, как это было показано выше. Энтальпия плазменной дуги Важным тепловым параметром плазменной струи является ее удельное теплосодержание (энтальпия), т. е. количество тепла, содержащееся в единице объема или массы струи. I = СТ дж/г где С — удельная теплоемкость газа при температуре Т, дж/г. °К. На рис. 2 приведены зависимости теплосодержания ряда газов от температуры при атмосферном давлении, из которых видно, что теплосодержание молекулярных газов при относительно низких температурах ((4-8) * 103 °К) за счет поглощения энергии, выделяющейся в процессе диссоциации молекул, достигает высоких значений и превышает почти на порядок теплосодержание одноатомных газов. Следующий порог резкого повышения теплосодержания плазмы наступает при температуре ее около 12-103 °К за счет поглощения энергии, выделяющейся при ионизации атомов. Использование высокоэнтальпийных молекулярных плазмообразующих газов в энергетическом отношении более выгодно, так как они при более низких температурах обладают той же тепловой эффективностью, что и одноатомные газы. При этом уменьшаются потери тепла на излучение в стенки плазмотрона и в окружающую среду (эти потери пропорциональны четвертой степени температуры). Чем выше теплосодержание плазмообразующего (рабочего) газа, тем большую мощность требуется передать единице длины столба дуги, тем выше, следовательно, при данном токе напряженность поля столба Е. Таким образом, напряженность поля столба, а значит, и напряжение плазменной дуги в первую очередь определяются составом плазмообразующего (рабочего) газа. Вольтамперные характеристики плазмотронов Влияние состава рабочего газа на напряжение дуги наглядно иллюстрируется вольтамперными характеристиками плазмотронов. представляющими собой зависимость между напряжением и током дуги при прочих равных условиях (длине дуги, расходе газа, параметрах плазмотрона, внешних условиях). В области малых токов вольт-амперные характеристики плазмотронов падающие, а с увеличением величины тока переходят в независимые и возрастающие. При неизменном составе газа напряженность всех участков столба плазменной дуги увеличивается при увеличении степени его сжатия. Степень сжатия столба дуги растет (до определенного предела) при уменьшении диаметра формирующего сопла и увеличении расхода рабочего газа. Как показывают исследования, основная масса газа проходит по периферийным областям столба и по мере увеличения расхода все интенсивнее охлаждает и сжимает столб. Чем интенсивнее обжата дуга, тем при меньшем значении тока ее вольт-амперная характеристика переходит в возрастающую. Таким образом, напряжение плазменной дуги зависит от конструктивных размеров плазмотрона (dсопла, lсопла ) от тока дуги, состава и расхода рабочего газа и, наконец, от величины расстояния от торца плазмотрона до обрабатываемого изделия (l5). Для определения области рабочих напряжений плазмотрона данного вида строят семейство вольт-амперных характеристик, каждая из которых снимается при неизменных составе и расходе газа Q, длине l5 и неизменных конструктивных размерах плазмотрона. Иногда также строят внешние характеристики плазменной дуги: Ud=f(Q) и Ud=f(l5 ) при Iд= const. Эти характеристики возрастающие. Их можно аппроксимировать в линейные и использовать при создании систем автоматического регулирования процесса сварки по напряжению дуги.