Array
(
[TAGS] =>
[~TAGS] =>
[ID] => 42331
[~ID] => 42331
[NAME] => Повышение эффективности гибридной сварки алюминиевых сплавов
[~NAME] => Повышение эффективности гибридной сварки алюминиевых сплавов
[IBLOCK_ID] => 1
[~IBLOCK_ID] => 1
[IBLOCK_SECTION_ID] => 115
[~IBLOCK_SECTION_ID] => 115
[DETAIL_TEXT] =>
Одной из актуальных проблем современной науки и техники в области сварки металлов плавлением является создание новых источников тепла, которые позволяют управлять концентрацией тепловой энергии, вводимой в металл в процессе сварки. Это, в конечном итоге, дает возможность обеспечить требуемые производительность сварки, качество получаемого сварного соединения, стабильность процесса и воспроизводимость его результатов. В качестве такого управляемого источника тепла для сварки металлических материалов в последние годы все чаще используется комбинированный лазерно-дуговой источник, который реализуется путем совместного теплового воздействия на свариваемый металл (в пределах общей зоны нагрева) сфокусированным лазерным пучком и электрической дугой.
Вместе с тем закономерности взаимного влияния составляющих лазерно-дугового источника тепла и их совместного воздействия на различные металлические материалы изучены пока недостаточно. Исследование физики процессов взаимодействия составляющих лазерно-дугового источника тепловой энергии между собой и их комбинированного воздействия на свариваемый металл, разработка соответствующих математических моделей и компьютерное моделирование указанных процессов представляют собой весьма актуальные научно-технические задачи. К таким задачам относится учет физических особенностей гибридной лазерно-дуговой сварки алюминиевых сплавов, позволяющий повысить ее производительность за счет повышения эффективного КПД, т.е. увеличения отношения мощности теплового источника, действующего в металле при сварке, к суммарной мощности электрической дуги и лазерного излучения. Одним из путей повышения эффективного КПД сварки является снижение потерь лазерной энергии, связанных с отражением излучения от свариваемой поверхности.
Целью данной работы является изучение влияния сопутствующего подогрева, обеспечиваемого электрической дугой, на изменение условий поглощения лазерного излучения алюминиевыми сплавами при их лазерно-дуговой сварке, а также определение параметров режима сварки, обеспечивающих повышение эффективного КПД за счет снижения потерь лазерной энергии. При этом учет теплового действия дуги не зависит от того, каким электродом (плавящимся или неплавящимся) она образована.
Лазерно-дуговая сварка, как и лазерная, характеризуется образованием парогазового канала проплавления в свариваемом металле. В работе детально описано поведение этого канала в процессе сварки. В частности, отмечено, что на его передней стенке существует слой расплавленного металла, испытывающий постоянные «возмущения», — образование искривления в виде ступеньки, которая периодически перемещается по высоте канала. При этом удаление материала с передней стенки осуществляется послойно при перемещении ступеньки сверху вниз. Это можно объяснить увеличением слоя расплавленного металла на передней стенке, происходящим за счет перехода энергии излучения в выделяющуюся на этой стенке тепловую энергию, в сочетании с происходящими в сварочной ванне гидродинамическими процессами.
Известно, что часть энергии излучения поглощается свариваемым металлом, а часть отражается от него. Доля поглощенного излучения тем больше, чем выше температура металла. Образовавшийся на передней стенке расплав хорошо поглощает излучение, однако за счет перемещения по ходу сварки передняя часть лазерного пучка все время попадает на слабо нагретый металл, что приводит к снижению коэффициента поглощения. Логично предположить, что локальный подогрев до определенных температур достаточно небольшого участка свариваемого металла, находящегося непосредственно перед парогазовым каналом по ходу сварки, способен существенно повысить коэффициент поглощения лазерного излучения. В случае лазерно-дуговой сварки, осуществляемой по приведенной на рис. 1 схеме, такой локальный подогрев осуществляется электрической дугой. Возникает задача достижения минимальных температур, достаточных для максимально возможного увеличения коэффициента поглощения излучения, в зависимости от скорости сварки и геометрии свариваемого изделия.
Для определения температурной зависимости коэффициента поглощения лазерного излучения металлическими материалами A(Ts ) будем рассматривать исследуемый металл (алюминий) в рам- ках модели почти свободных электронов. В этом случае, согласно формулам Друде–Зинера, для действительной ε1 и мнимой ε2 частей комплексной диэлектрической проницаемости металла на частоте лазерного излучения ω=2πc/λ , где c — скорость света, λ — длина волны излучения, имеем:
Здесь ωp — частота плазменных колебаний свободных электронов металла; ωс — частота, численно равная обратному времени релаксации электронов проводимости. Величина плазменной частоты определяется по формуле
где e и m*e — заряд и эффективная масса электро- на в металле.
Концентрация электронов проводимости Ne = V/Ω определяется через валентность V и атомный объем Ω. Значение валентности для алюминия принималось равным трем. Атомный объем был получен на основе экспериментальных данных по плотности алюминия, приведенных в работе.
В предельном случае постоянного поля, когда ω = 0, высокочастотная оптическая проводимость σ превращается в статическую проводимость металла:
Температурную зависимость частоты релаксации ωс для рассматриваемых металлов в твердом состоянии учитывали с помощью следующей формулы :
где θ — температура Дебая; K′ — константа, которая включает полное сечение рассеяния изолированного атома, массы иона, плотность ионов, волновое число Дебая, температуру Дебая и другие универсальные константы.
Значения ωс и, соответственно, K΄ при комнатной температуре для алюминия выбирались в соответствии с данными работы. Для алюминия в жид- ком состоянии использовали экспериментальные значения из работ. Полученные таким образом расчетные данные приведены на рис. 2.
Представленная на этом рисунке температурная зависимость имеет характерный разрыв при температуре плавления металла Tm. По формулам (1) и (2) с использованием (3)–(5) были построены температурные зависимости действительной и мнимой частей комплексной диэлектрической проницаемости для алюминия на частоте излучения СО2-лазера (λ = 10,6 мкм), изображенные на рис. 3 (здесь и далее температура выражена в градусах Кельвина).
Для дальнейших расчетов удобно ввести действительную n и мнимую k части комплексного показателя преломления металла на частоте лазерного излучения
используя для этого следующие формулы:
Температурные зависимости действительной и мнимой части комплексного показателя преломле- ния для алюминия представлены на рис. 4. Рис. 3. Зависимости действительной ε1 и мнимой ε2 частей комплексной диэлектрической проницаемости алюминия от температуры Т Рис. 4.
Используя полученные значения n и k, определим коэффициент поглощения лазерного излучения, нормально падающего на плоскую поверхность металла (поглощательную способность), по известной формуле
В некоторых случаях более важным параметром является коэффициент отражения (отражательная способность), которую можно определить по формуле
На рис. 5, а представлены результаты расчетов температурных зависимостей коэффициента поглощения излучения СО2-лазера для алюминия в диапазоне температур от комнатной до температуры кипения металла Tb и выше. Аналогичные расчеты были проведены и для определения поглощательной способности алюминиевой поверхности в случае падения на нее излучения Nd:YAG-лазера (λ = 1,06 мкм). Они показали идентичность поведения обеих зависимостей с тем отличием, что абсолютные значения коэффициента поглощения излучения Nd:YAG-лазера выше, чем излучения СО2-лазера (рис.5, б).
Полученные для обоих типов излучения расчетные зависимости поглощательной способности сравнивали с имеющимися экспериментальными данными [6–9], при этом совпадение было вполне удовлетворительным. Согласно зависимостям, приведенным на рис. 5, для достижения максимальных значений коэффициента поглощения поверхность свариваемого алюминиевого сплава в зоне действия лазерного излучения обеих длин волн (10,6 и 1,06 мкм) следует нагревать до температуры кипения Tb. Однако даже нагрева до температуры плавления Тm достаточно для резкого скачкообразного увеличения поглощательной способности.
Для определения таких параметров режима лазерно-дуговой сварки, как мощность Qa дуговой составляющей и расстояние L между точкой подвода электродной проволоки и осью лазерного излучения (см. рис. 1), необходимо решить соответствующее уравнение теплопроводности. Для упрощения задачи будем рассматривать стационарный случай нагрева алюминиевой пластины толщиной δ дуговым источником, тепловой поток которого определяется по зависимости
где η — КПД дуги плавящегося электрода (обычно принимают η = 0,8); I — сварочный ток, А; U — напряжение на дуге, В.
Предположим, что пространственное распределение теплового потока, вводимого в образец, симметрично относительно оси, перпендикулярной его поверхности (т.е. симметрично относительно оси лазерного пучка). В связи с этим сформулируем математическую модель нагрева рассматриваемого образца в осесимметричной постановке. Уравнение теплопроводности в металле запишем в цилиндрической системе координат с учетом осевой симметрии температурного поля (при этом ось r направлена вдоль поверхности образца, а ось z направлена внутрь образца, перпендикулярно его поверхности).
где Cm(T), ρm(T), λm(T) — эффективная теплоемкость металла (с учетом скрытой теплоты плавления), плотность и коэффициент теплопроводности, соответственно.
Краевую задачу для уравнения (12) поставим в области 0 ≤ r ≤ R, 0 ≤ z ≤ δ, t ≥ 0, где R — радиус расчетной области, δ — толщина образца. В качестве начального условия во всей области задается температура T0, равная температуре окружающей среды. При r = 0 ставится условие симметрии температурного поля:
Предполагается, что за характерное время, на котором необходимо найти решение задачи, тепловое возмущение не доходит до внешних границ расчетной области, т.е. на этих границах поддерживается начальная температура
На поверхности образца, на которую воздействует импульсный источник тепла, ставится следующее граничное условие:
Здесь Qa (r, t) — пространственно-временное распределение теплового потока, вводимого в металл импульсным дуговым разрядом, определяемое согласно зависимости (11) по среднему значению сварочного тока.
Максимальная температура Тс в центре дугового источника мощностью Qa определялась по закону Ньютона–Рихмана Qa = α(Tc – T0), где α — коэффициент теплоотдачи, [Вт/(м2·К)], найденный экспериментально для алюминиевого сплава АМг6 (1/α = 0,55…0,60).
Решение задачи (12)–(15) находилось численно методом Писмена–Рэкфорда [10] для алюминиевой пластины толщиной 2 мм. При проведении всех расчетов использовали теплофизические характеристики алюминиевого сплава АМг6, приведенные в работе [11]. Рассчитывали распределение температуры, создаваемой дуговым источником мощностью Qa на поверхности алю-миниевой пластины по оси х в направлении, противоположном направлению сварки. Скорость сварки vсв учитывали при определении времени воздействия дугового источника, рассчитываемого по зависимости τ = d/vсв, где d — размер теплового источника на поверхности свариваемой пластины (приняли d = 2 мм).
Были проведены расчеты для трех случаев сварки: со средними технологическими показателями (Qa ≈ 3,1 кВт, I ≈ 150 А, vсв = 130 м/ч), на экономичном режиме со сравнительно невысокими скоростью и мощностью (Qa ≈ 2,1 кВт, I ≈ 100 А, vсв = 120 м/ч) и высокопроизводительная (Qa ≈ 4,1 кВт, I ≈ 200 А, vсв = 300 м/ч). Для этих трех случаев определили распределение температур по оси х от центра действия дугового источника энергии (рис. 6). Результаты расчетов показали, что в случае сварки со средними технологическими показателями расстояние L между точкой подвода электродной проволоки и осью лазерного излучения не должно превышать 2 мм. При сварке на экономичном режиме расстояние L должно находиться в пределах до 0,8 мм, а при высокопроизводительной сварке — до 1,5 мм. Превышение расчетных расстояний приведет к снижению поглощающей способности А(Т), повышению доли потерь лазерного излучения за счет его отражения от поверхности свариваемого алюминиевого сплава и, как следствие, к снижению производительности. Отметим, что дальнейшее повышение производительности гибридной сварки приводит к необходимости уменьшения расстояния L. Это, по достижении определенных параметров режима, может привести к ухудшению поглощательной способности и получению непровара из-за проблематичности обеспечения условия L < 1,0 мм.
Экспериментальную проверку спрогнозированного подхода к повышению эффективного КПД гибридной сварки за счет выбора расстояния L между точкой подвода электродной проволоки и осью лазерного излучения проводили на образцах из алюминиевого сплава АМг6 толщиной d = 2 мм с применением электродной проволоки Св-АМг6 диаметром 1,2 мм. При этом использовали СО2 -лазер ЛТ-104 мощностью до 10 кВт и типовое оборудование Fronius TPS- 2700 для сварки плавящимся электродом. Гибридную сварку проводили в среде аргона с расходами для защиты корня шва 8…10 л/мин и сварочной ванны 12…14 л/мин. При этом мощность излучения, попадающего на образец, составляла 2,5 кВт, а сва- рочный ток изменяли в пределах I = 60…300 А. Расстояние между точкой подвода электродной проволоки и осью лазерного излучения составляло L = 1…2 мм (в среднем 1,5 мм). Первой по ходу сварки располагали электрическую дугу, затем сфокусированное лазерное излучение. В ходе экспериментов, повышая ток I, определяли скорость сварки vсв по критерию формирования качественного соединения. В результате была получена зависимость, приведенная на рис. 7.
Анализ характера данной зависимости позволяет утверждать следующее. До тех пор, пока мощности дугового теплового источника, действующего на поверхности свариваемого алюминиевого сплава, не стало достаточно для того, чтобы создать на этой поверхности ванну расплава, протяженность которой по оси х превысила бы величину L, производительность сварки практически не повышалась с повышением сварочного тока. При этом значительная часть мощности лазерного излучения терялась за счет отражения от поверхности сплава. Как только мощности теплового источника хватило для создания ванны расплава требуемой протяженности, имело место резкое повышение производительности сварки, определяемое ее скоростью. По нашему мнению, оно обусловлено скачкообразным повышением поглощательной способности и, соответственно, повышением эффективного КПД сварки за счет снижения потерь лазерной энергии.
Таким образом, при гибридной лазерно-дуговой сварке алюминиевых сплавов, для повышения эффективного КПД процесса, электрическая дуга должна обеспечивать такой сопутствующий подогрев, который позволит создать ванну расплава, перекрывающую зону действия сфокусированного лазерного излучения. При этом доля поглощенного лазерного излучения скачкообразно возрастает как минимум вдвое для длины волны СО2-лазера и примерно втрое для длины волны Nd:YAG-лазера, что положительно сказывается не только на общем энергетическом вкладе, но и на стабилизации самой электрической дуги.
Источник: журнал "Автоматическая сварка"
[~DETAIL_TEXT] =>
Одной из актуальных проблем современной науки и техники в области сварки металлов плавлением является создание новых источников тепла, которые позволяют управлять концентрацией тепловой энергии, вводимой в металл в процессе сварки. Это, в конечном итоге, дает возможность обеспечить требуемые производительность сварки, качество получаемого сварного соединения, стабильность процесса и воспроизводимость его результатов. В качестве такого управляемого источника тепла для сварки металлических материалов в последние годы все чаще используется комбинированный лазерно-дуговой источник, который реализуется путем совместного теплового воздействия на свариваемый металл (в пределах общей зоны нагрева) сфокусированным лазерным пучком и электрической дугой.
Вместе с тем закономерности взаимного влияния составляющих лазерно-дугового источника тепла и их совместного воздействия на различные металлические материалы изучены пока недостаточно. Исследование физики процессов взаимодействия составляющих лазерно-дугового источника тепловой энергии между собой и их комбинированного воздействия на свариваемый металл, разработка соответствующих математических моделей и компьютерное моделирование указанных процессов представляют собой весьма актуальные научно-технические задачи. К таким задачам относится учет физических особенностей гибридной лазерно-дуговой сварки алюминиевых сплавов, позволяющий повысить ее производительность за счет повышения эффективного КПД, т.е. увеличения отношения мощности теплового источника, действующего в металле при сварке, к суммарной мощности электрической дуги и лазерного излучения. Одним из путей повышения эффективного КПД сварки является снижение потерь лазерной энергии, связанных с отражением излучения от свариваемой поверхности.
Целью данной работы является изучение влияния сопутствующего подогрева, обеспечиваемого электрической дугой, на изменение условий поглощения лазерного излучения алюминиевыми сплавами при их лазерно-дуговой сварке, а также определение параметров режима сварки, обеспечивающих повышение эффективного КПД за счет снижения потерь лазерной энергии. При этом учет теплового действия дуги не зависит от того, каким электродом (плавящимся или неплавящимся) она образована.
Лазерно-дуговая сварка, как и лазерная, характеризуется образованием парогазового канала проплавления в свариваемом металле. В работе детально описано поведение этого канала в процессе сварки. В частности, отмечено, что на его передней стенке существует слой расплавленного металла, испытывающий постоянные «возмущения», — образование искривления в виде ступеньки, которая периодически перемещается по высоте канала. При этом удаление материала с передней стенки осуществляется послойно при перемещении ступеньки сверху вниз. Это можно объяснить увеличением слоя расплавленного металла на передней стенке, происходящим за счет перехода энергии излучения в выделяющуюся на этой стенке тепловую энергию, в сочетании с происходящими в сварочной ванне гидродинамическими процессами.
Известно, что часть энергии излучения поглощается свариваемым металлом, а часть отражается от него. Доля поглощенного излучения тем больше, чем выше температура металла. Образовавшийся на передней стенке расплав хорошо поглощает излучение, однако за счет перемещения по ходу сварки передняя часть лазерного пучка все время попадает на слабо нагретый металл, что приводит к снижению коэффициента поглощения. Логично предположить, что локальный подогрев до определенных температур достаточно небольшого участка свариваемого металла, находящегося непосредственно перед парогазовым каналом по ходу сварки, способен существенно повысить коэффициент поглощения лазерного излучения. В случае лазерно-дуговой сварки, осуществляемой по приведенной на рис. 1 схеме, такой локальный подогрев осуществляется электрической дугой. Возникает задача достижения минимальных температур, достаточных для максимально возможного увеличения коэффициента поглощения излучения, в зависимости от скорости сварки и геометрии свариваемого изделия.
Для определения температурной зависимости коэффициента поглощения лазерного излучения металлическими материалами A(Ts ) будем рассматривать исследуемый металл (алюминий) в рам- ках модели почти свободных электронов. В этом случае, согласно формулам Друде–Зинера, для действительной ε1 и мнимой ε2 частей комплексной диэлектрической проницаемости металла на частоте лазерного излучения ω=2πc/λ , где c — скорость света, λ — длина волны излучения, имеем:
Здесь ωp — частота плазменных колебаний свободных электронов металла; ωс — частота, численно равная обратному времени релаксации электронов проводимости. Величина плазменной частоты определяется по формуле
где e и m*e — заряд и эффективная масса электро- на в металле.
Концентрация электронов проводимости Ne = V/Ω определяется через валентность V и атомный объем Ω. Значение валентности для алюминия принималось равным трем. Атомный объем был получен на основе экспериментальных данных по плотности алюминия, приведенных в работе.
В предельном случае постоянного поля, когда ω = 0, высокочастотная оптическая проводимость σ превращается в статическую проводимость металла:
Температурную зависимость частоты релаксации ωс для рассматриваемых металлов в твердом состоянии учитывали с помощью следующей формулы :
где θ — температура Дебая; K′ — константа, которая включает полное сечение рассеяния изолированного атома, массы иона, плотность ионов, волновое число Дебая, температуру Дебая и другие универсальные константы.
Значения ωс и, соответственно, K΄ при комнатной температуре для алюминия выбирались в соответствии с данными работы. Для алюминия в жид- ком состоянии использовали экспериментальные значения из работ. Полученные таким образом расчетные данные приведены на рис. 2.
Представленная на этом рисунке температурная зависимость имеет характерный разрыв при температуре плавления металла Tm. По формулам (1) и (2) с использованием (3)–(5) были построены температурные зависимости действительной и мнимой частей комплексной диэлектрической проницаемости для алюминия на частоте излучения СО2-лазера (λ = 10,6 мкм), изображенные на рис. 3 (здесь и далее температура выражена в градусах Кельвина).
Для дальнейших расчетов удобно ввести действительную n и мнимую k части комплексного показателя преломления металла на частоте лазерного излучения
используя для этого следующие формулы:
Температурные зависимости действительной и мнимой части комплексного показателя преломле- ния для алюминия представлены на рис. 4. Рис. 3. Зависимости действительной ε1 и мнимой ε2 частей комплексной диэлектрической проницаемости алюминия от температуры Т Рис. 4.
Используя полученные значения n и k, определим коэффициент поглощения лазерного излучения, нормально падающего на плоскую поверхность металла (поглощательную способность), по известной формуле
В некоторых случаях более важным параметром является коэффициент отражения (отражательная способность), которую можно определить по формуле
На рис. 5, а представлены результаты расчетов температурных зависимостей коэффициента поглощения излучения СО2-лазера для алюминия в диапазоне температур от комнатной до температуры кипения металла Tb и выше. Аналогичные расчеты были проведены и для определения поглощательной способности алюминиевой поверхности в случае падения на нее излучения Nd:YAG-лазера (λ = 1,06 мкм). Они показали идентичность поведения обеих зависимостей с тем отличием, что абсолютные значения коэффициента поглощения излучения Nd:YAG-лазера выше, чем излучения СО2-лазера (рис.5, б).
Полученные для обоих типов излучения расчетные зависимости поглощательной способности сравнивали с имеющимися экспериментальными данными [6–9], при этом совпадение было вполне удовлетворительным. Согласно зависимостям, приведенным на рис. 5, для достижения максимальных значений коэффициента поглощения поверхность свариваемого алюминиевого сплава в зоне действия лазерного излучения обеих длин волн (10,6 и 1,06 мкм) следует нагревать до температуры кипения Tb. Однако даже нагрева до температуры плавления Тm достаточно для резкого скачкообразного увеличения поглощательной способности.
Для определения таких параметров режима лазерно-дуговой сварки, как мощность Qa дуговой составляющей и расстояние L между точкой подвода электродной проволоки и осью лазерного излучения (см. рис. 1), необходимо решить соответствующее уравнение теплопроводности. Для упрощения задачи будем рассматривать стационарный случай нагрева алюминиевой пластины толщиной δ дуговым источником, тепловой поток которого определяется по зависимости
где η — КПД дуги плавящегося электрода (обычно принимают η = 0,8); I — сварочный ток, А; U — напряжение на дуге, В.
Предположим, что пространственное распределение теплового потока, вводимого в образец, симметрично относительно оси, перпендикулярной его поверхности (т.е. симметрично относительно оси лазерного пучка). В связи с этим сформулируем математическую модель нагрева рассматриваемого образца в осесимметричной постановке. Уравнение теплопроводности в металле запишем в цилиндрической системе координат с учетом осевой симметрии температурного поля (при этом ось r направлена вдоль поверхности образца, а ось z направлена внутрь образца, перпендикулярно его поверхности).
где Cm(T), ρm(T), λm(T) — эффективная теплоемкость металла (с учетом скрытой теплоты плавления), плотность и коэффициент теплопроводности, соответственно.
Краевую задачу для уравнения (12) поставим в области 0 ≤ r ≤ R, 0 ≤ z ≤ δ, t ≥ 0, где R — радиус расчетной области, δ — толщина образца. В качестве начального условия во всей области задается температура T0, равная температуре окружающей среды. При r = 0 ставится условие симметрии температурного поля:
Предполагается, что за характерное время, на котором необходимо найти решение задачи, тепловое возмущение не доходит до внешних границ расчетной области, т.е. на этих границах поддерживается начальная температура
На поверхности образца, на которую воздействует импульсный источник тепла, ставится следующее граничное условие:
Здесь Qa (r, t) — пространственно-временное распределение теплового потока, вводимого в металл импульсным дуговым разрядом, определяемое согласно зависимости (11) по среднему значению сварочного тока.
Максимальная температура Тс в центре дугового источника мощностью Qa определялась по закону Ньютона–Рихмана Qa = α(Tc – T0), где α — коэффициент теплоотдачи, [Вт/(м2·К)], найденный экспериментально для алюминиевого сплава АМг6 (1/α = 0,55…0,60).
Решение задачи (12)–(15) находилось численно методом Писмена–Рэкфорда [10] для алюминиевой пластины толщиной 2 мм. При проведении всех расчетов использовали теплофизические характеристики алюминиевого сплава АМг6, приведенные в работе [11]. Рассчитывали распределение температуры, создаваемой дуговым источником мощностью Qa на поверхности алю-миниевой пластины по оси х в направлении, противоположном направлению сварки. Скорость сварки vсв учитывали при определении времени воздействия дугового источника, рассчитываемого по зависимости τ = d/vсв, где d — размер теплового источника на поверхности свариваемой пластины (приняли d = 2 мм).
Были проведены расчеты для трех случаев сварки: со средними технологическими показателями (Qa ≈ 3,1 кВт, I ≈ 150 А, vсв = 130 м/ч), на экономичном режиме со сравнительно невысокими скоростью и мощностью (Qa ≈ 2,1 кВт, I ≈ 100 А, vсв = 120 м/ч) и высокопроизводительная (Qa ≈ 4,1 кВт, I ≈ 200 А, vсв = 300 м/ч). Для этих трех случаев определили распределение температур по оси х от центра действия дугового источника энергии (рис. 6). Результаты расчетов показали, что в случае сварки со средними технологическими показателями расстояние L между точкой подвода электродной проволоки и осью лазерного излучения не должно превышать 2 мм. При сварке на экономичном режиме расстояние L должно находиться в пределах до 0,8 мм, а при высокопроизводительной сварке — до 1,5 мм. Превышение расчетных расстояний приведет к снижению поглощающей способности А(Т), повышению доли потерь лазерного излучения за счет его отражения от поверхности свариваемого алюминиевого сплава и, как следствие, к снижению производительности. Отметим, что дальнейшее повышение производительности гибридной сварки приводит к необходимости уменьшения расстояния L. Это, по достижении определенных параметров режима, может привести к ухудшению поглощательной способности и получению непровара из-за проблематичности обеспечения условия L < 1,0 мм.
Экспериментальную проверку спрогнозированного подхода к повышению эффективного КПД гибридной сварки за счет выбора расстояния L между точкой подвода электродной проволоки и осью лазерного излучения проводили на образцах из алюминиевого сплава АМг6 толщиной d = 2 мм с применением электродной проволоки Св-АМг6 диаметром 1,2 мм. При этом использовали СО2 -лазер ЛТ-104 мощностью до 10 кВт и типовое оборудование Fronius TPS- 2700 для сварки плавящимся электродом. Гибридную сварку проводили в среде аргона с расходами для защиты корня шва 8…10 л/мин и сварочной ванны 12…14 л/мин. При этом мощность излучения, попадающего на образец, составляла 2,5 кВт, а сва- рочный ток изменяли в пределах I = 60…300 А. Расстояние между точкой подвода электродной проволоки и осью лазерного излучения составляло L = 1…2 мм (в среднем 1,5 мм). Первой по ходу сварки располагали электрическую дугу, затем сфокусированное лазерное излучение. В ходе экспериментов, повышая ток I, определяли скорость сварки vсв по критерию формирования качественного соединения. В результате была получена зависимость, приведенная на рис. 7.
Анализ характера данной зависимости позволяет утверждать следующее. До тех пор, пока мощности дугового теплового источника, действующего на поверхности свариваемого алюминиевого сплава, не стало достаточно для того, чтобы создать на этой поверхности ванну расплава, протяженность которой по оси х превысила бы величину L, производительность сварки практически не повышалась с повышением сварочного тока. При этом значительная часть мощности лазерного излучения терялась за счет отражения от поверхности сплава. Как только мощности теплового источника хватило для создания ванны расплава требуемой протяженности, имело место резкое повышение производительности сварки, определяемое ее скоростью. По нашему мнению, оно обусловлено скачкообразным повышением поглощательной способности и, соответственно, повышением эффективного КПД сварки за счет снижения потерь лазерной энергии.
Таким образом, при гибридной лазерно-дуговой сварке алюминиевых сплавов, для повышения эффективного КПД процесса, электрическая дуга должна обеспечивать такой сопутствующий подогрев, который позволит создать ванну расплава, перекрывающую зону действия сфокусированного лазерного излучения. При этом доля поглощенного лазерного излучения скачкообразно возрастает как минимум вдвое для длины волны СО2-лазера и примерно втрое для длины волны Nd:YAG-лазера, что положительно сказывается не только на общем энергетическом вкладе, но и на стабилизации самой электрической дуги.
Источник: журнал "Автоматическая сварка"
[DETAIL_TEXT_TYPE] => html
[~DETAIL_TEXT_TYPE] => html
[PREVIEW_TEXT] => Одной из актуальных проблем современной науки и техники в области сварки металлов плавлением является создание новых источников тепла, которые позволяют управлять концентрацией тепловой энергии, вводимой в металл в процессе сварки. Это, в конечном итоге, дает возможность обеспечить требуемые производительность сварки, качество получаемого сварного соединения, стабильность процесса и воспроизводимость его результатов.
[~PREVIEW_TEXT] => Одной из актуальных проблем современной науки и техники в области сварки металлов плавлением является создание новых источников тепла, которые позволяют управлять концентрацией тепловой энергии, вводимой в металл в процессе сварки. Это, в конечном итоге, дает возможность обеспечить требуемые производительность сварки, качество получаемого сварного соединения, стабильность процесса и воспроизводимость его результатов.
[PREVIEW_TEXT_TYPE] => text
[~PREVIEW_TEXT_TYPE] => text
[DETAIL_PICTURE] =>
[~DETAIL_PICTURE] =>
[TIMESTAMP_X] => 26.09.2019 10:50:13
[~TIMESTAMP_X] => 26.09.2019 10:50:13
[ACTIVE_FROM] => 15.02.2017
[~ACTIVE_FROM] => 15.02.2017
[LIST_PAGE_URL] => /news/
[~LIST_PAGE_URL] => /news/
[DETAIL_PAGE_URL] => /news/115/42331/
[~DETAIL_PAGE_URL] => /news/115/42331/
[LANG_DIR] => /
[~LANG_DIR] => /
[CODE] => povyshenie_effektivnosti_gibridnoy_svarki_alyuminievykh_splavov
[~CODE] => povyshenie_effektivnosti_gibridnoy_svarki_alyuminievykh_splavov
[EXTERNAL_ID] => 42331
[~EXTERNAL_ID] => 42331
[IBLOCK_TYPE_ID] => news
[~IBLOCK_TYPE_ID] => news
[IBLOCK_CODE] => news
[~IBLOCK_CODE] => news
[IBLOCK_EXTERNAL_ID] => clothes_news_s1
[~IBLOCK_EXTERNAL_ID] => clothes_news_s1
[LID] => s1
[~LID] => s1
[NAV_RESULT] =>
[DISPLAY_ACTIVE_FROM] => 15.02.2017
[IPROPERTY_VALUES] => Array
(
[SECTION_META_TITLE] => Повышение эффективности гибридной сварки алюминиевых сплавов
[SECTION_META_KEYWORDS] => повышение эффективности гибридной сварки алюминиевых сплавов
[SECTION_META_DESCRIPTION] => Одной из актуальных проблем современной науки и техники в области сварки металлов плавлением является создание новых источников тепла, которые позволяют управлять концентрацией тепловой энергии, вводимой в металл в процессе сварки. Это, в конечном итоге, дает возможность обеспечить требуемые производительность сварки, качество получаемого сварного соединения, стабильность процесса и воспроизводимость его результатов.
[SECTION_PAGE_TITLE] => Повышение эффективности гибридной сварки алюминиевых сплавов
[ELEMENT_META_TITLE] => Повышение эффективности гибридной сварки алюминиевых сплавов
[ELEMENT_META_KEYWORDS] => повышение эффективности гибридной сварки алюминиевых сплавов
[ELEMENT_META_DESCRIPTION] => Одной из актуальных проблем современной науки и техники в области сварки металлов плавлением является создание новых источников тепла, которые позволяют управлять концентрацией тепловой энергии, вводимой в металл в процессе сварки. Это, в конечном итоге, дает возможность обеспечить требуемые производительность сварки, качество получаемого сварного соединения, стабильность процесса и воспроизводимость его результатов.
[ELEMENT_PAGE_TITLE] => Повышение эффективности гибридной сварки алюминиевых сплавов
[SECTION_PICTURE_FILE_ALT] => Повышение эффективности гибридной сварки алюминиевых сплавов
[SECTION_PICTURE_FILE_TITLE] => Повышение эффективности гибридной сварки алюминиевых сплавов
[SECTION_DETAIL_PICTURE_FILE_ALT] => Повышение эффективности гибридной сварки алюминиевых сплавов
[SECTION_DETAIL_PICTURE_FILE_TITLE] => Повышение эффективности гибридной сварки алюминиевых сплавов
[ELEMENT_PREVIEW_PICTURE_FILE_ALT] => Повышение эффективности гибридной сварки алюминиевых сплавов
[ELEMENT_PREVIEW_PICTURE_FILE_TITLE] => Повышение эффективности гибридной сварки алюминиевых сплавов
[ELEMENT_DETAIL_PICTURE_FILE_ALT] => Повышение эффективности гибридной сварки алюминиевых сплавов
[ELEMENT_DETAIL_PICTURE_FILE_TITLE] => Повышение эффективности гибридной сварки алюминиевых сплавов
)
[FIELDS] => Array
(
[TAGS] =>
)
[DISPLAY_PROPERTIES] => Array
(
)
[IBLOCK] => Array
(
[ID] => 1
[~ID] => 1
[TIMESTAMP_X] => 15.02.2016 17:09:48
[~TIMESTAMP_X] => 15.02.2016 17:09:48
[IBLOCK_TYPE_ID] => news
[~IBLOCK_TYPE_ID] => news
[LID] => s1
[~LID] => s1
[CODE] => news
[~CODE] => news
[NAME] => Пресс-центр
[~NAME] => Пресс-центр
[ACTIVE] => Y
[~ACTIVE] => Y
[SORT] => 500
[~SORT] => 500
[LIST_PAGE_URL] => /news/
[~LIST_PAGE_URL] => /news/
[DETAIL_PAGE_URL] => #SITE_DIR#/news/#SECTION_ID#/#ELEMENT_ID#/
[~DETAIL_PAGE_URL] => #SITE_DIR#/news/#SECTION_ID#/#ELEMENT_ID#/
[SECTION_PAGE_URL] => #SITE_DIR#/news/#SECTION_ID#/
[~SECTION_PAGE_URL] => #SITE_DIR#/news/#SECTION_ID#/
[PICTURE] =>
[~PICTURE] =>
[DESCRIPTION] =>
[~DESCRIPTION] =>
[DESCRIPTION_TYPE] => text
[~DESCRIPTION_TYPE] => text
[RSS_TTL] => 24
[~RSS_TTL] => 24
[RSS_ACTIVE] => Y
[~RSS_ACTIVE] => Y
[RSS_FILE_ACTIVE] => N
[~RSS_FILE_ACTIVE] => N
[RSS_FILE_LIMIT] => 0
[~RSS_FILE_LIMIT] => 0
[RSS_FILE_DAYS] => 0
[~RSS_FILE_DAYS] => 0
[RSS_YANDEX_ACTIVE] => N
[~RSS_YANDEX_ACTIVE] => N
[XML_ID] => clothes_news_s1
[~XML_ID] => clothes_news_s1
[TMP_ID] => 7892ec079502a4fafaa420df15fe1cad
[~TMP_ID] => 7892ec079502a4fafaa420df15fe1cad
[INDEX_ELEMENT] => Y
[~INDEX_ELEMENT] => Y
[INDEX_SECTION] => Y
[~INDEX_SECTION] => Y
[WORKFLOW] => N
[~WORKFLOW] => N
[BIZPROC] => N
[~BIZPROC] => N
[SECTION_CHOOSER] => L
[~SECTION_CHOOSER] => L
[LIST_MODE] =>
[~LIST_MODE] =>
[RIGHTS_MODE] => S
[~RIGHTS_MODE] => S
[SECTION_PROPERTY] => N
[~SECTION_PROPERTY] => N
[PROPERTY_INDEX] => N
[~PROPERTY_INDEX] => N
[VERSION] => 1
[~VERSION] => 1
[LAST_CONV_ELEMENT] => 0
[~LAST_CONV_ELEMENT] => 0
[SOCNET_GROUP_ID] =>
[~SOCNET_GROUP_ID] =>
[EDIT_FILE_BEFORE] =>
[~EDIT_FILE_BEFORE] =>
[EDIT_FILE_AFTER] =>
[~EDIT_FILE_AFTER] =>
[SECTIONS_NAME] => Разделы
[~SECTIONS_NAME] => Разделы
[SECTION_NAME] => Раздел
[~SECTION_NAME] => Раздел
[ELEMENTS_NAME] => Новости
[~ELEMENTS_NAME] => Новости
[ELEMENT_NAME] => Новость
[~ELEMENT_NAME] => Новость
[CANONICAL_PAGE_URL] =>
[~CANONICAL_PAGE_URL] =>
[EXTERNAL_ID] => clothes_news_s1
[~EXTERNAL_ID] => clothes_news_s1
[LANG_DIR] => /
[~LANG_DIR] => /
[SERVER_NAME] => www.alfa-industry.ru
[~SERVER_NAME] => www.alfa-industry.ru
)
[SECTION] => Array
(
[PATH] => Array
(
[0] => Array
(
[ID] => 115
[~ID] => 115
[TIMESTAMP_X] => 2015-11-25 18:37:33
[~TIMESTAMP_X] => 2015-11-25 18:37:33
[MODIFIED_BY] => 2
[~MODIFIED_BY] => 2
[DATE_CREATE] => 2015-09-29 20:10:16
[~DATE_CREATE] => 2015-09-29 20:10:16
[CREATED_BY] => 1
[~CREATED_BY] => 1
[IBLOCK_ID] => 1
[~IBLOCK_ID] => 1
[IBLOCK_SECTION_ID] =>
[~IBLOCK_SECTION_ID] =>
[ACTIVE] => Y
[~ACTIVE] => Y
[GLOBAL_ACTIVE] => Y
[~GLOBAL_ACTIVE] => Y
[SORT] => 500
[~SORT] => 500
[NAME] => Технические статьи
[~NAME] => Технические статьи
[PICTURE] =>
[~PICTURE] =>
[LEFT_MARGIN] => 21
[~LEFT_MARGIN] => 21
[RIGHT_MARGIN] => 22
[~RIGHT_MARGIN] => 22
[DEPTH_LEVEL] => 1
[~DEPTH_LEVEL] => 1
[DESCRIPTION] =>
[~DESCRIPTION] =>
[DESCRIPTION_TYPE] => text
[~DESCRIPTION_TYPE] => text
[SEARCHABLE_CONTENT] => ТЕХНИЧЕСКИЕ СТАТЬИ
[~SEARCHABLE_CONTENT] => ТЕХНИЧЕСКИЕ СТАТЬИ
[CODE] =>
[~CODE] =>
[XML_ID] => 115
[~XML_ID] => 115
[TMP_ID] =>
[~TMP_ID] =>
[DETAIL_PICTURE] =>
[~DETAIL_PICTURE] =>
[SOCNET_GROUP_ID] =>
[~SOCNET_GROUP_ID] =>
[LIST_PAGE_URL] => /news/
[~LIST_PAGE_URL] => /news/
[SECTION_PAGE_URL] => /news/115/
[~SECTION_PAGE_URL] => /news/115/
[IBLOCK_TYPE_ID] => news
[~IBLOCK_TYPE_ID] => news
[IBLOCK_CODE] => news
[~IBLOCK_CODE] => news
[IBLOCK_EXTERNAL_ID] => clothes_news_s1
[~IBLOCK_EXTERNAL_ID] => clothes_news_s1
[EXTERNAL_ID] => 115
[~EXTERNAL_ID] => 115
[IPROPERTY_VALUES] => Array
(
[SECTION_META_TITLE] => Технические статьи
[SECTION_META_KEYWORDS] => технические статьи
[SECTION_META_DESCRIPTION] =>
[SECTION_PAGE_TITLE] => Технические статьи
[ELEMENT_META_TITLE] => Технические статьи
[ELEMENT_META_KEYWORDS] => технические статьи
[ELEMENT_META_DESCRIPTION] =>
[ELEMENT_PAGE_TITLE] => Технические статьи
[SECTION_PICTURE_FILE_ALT] => Технические статьи
[SECTION_PICTURE_FILE_TITLE] => Технические статьи
[SECTION_DETAIL_PICTURE_FILE_ALT] => Технические статьи
[SECTION_DETAIL_PICTURE_FILE_TITLE] => Технические статьи
[ELEMENT_PREVIEW_PICTURE_FILE_ALT] => Технические статьи
[ELEMENT_PREVIEW_PICTURE_FILE_TITLE] => Технические статьи
[ELEMENT_DETAIL_PICTURE_FILE_ALT] => Технические статьи
[ELEMENT_DETAIL_PICTURE_FILE_TITLE] => Технические статьи
)
)
)
)
[SECTION_URL] => /news/115/
)
Повышение эффективности гибридной сварки алюминиевых сплавов
15.02.2017
Одной из актуальных проблем современной науки и техники в области сварки металлов плавлением является создание новых источников тепла, которые позволяют управлять концентрацией тепловой энергии, вводимой в металл в процессе сварки. Это, в конечном итоге, дает возможность обеспечить требуемые производительность сварки, качество получаемого сварного соединения, стабильность процесса и воспроизводимость его результатов. В качестве такого управляемого источника тепла для сварки металлических материалов в последние годы все чаще используется комбинированный лазерно-дуговой источник, который реализуется путем совместного теплового воздействия на свариваемый металл (в пределах общей зоны нагрева) сфокусированным лазерным пучком и электрической дугой.
Вместе с тем закономерности взаимного влияния составляющих лазерно-дугового источника тепла и их совместного воздействия на различные металлические материалы изучены пока недостаточно. Исследование физики процессов взаимодействия составляющих лазерно-дугового источника тепловой энергии между собой и их комбинированного воздействия на свариваемый металл, разработка соответствующих математических моделей и компьютерное моделирование указанных процессов представляют собой весьма актуальные научно-технические задачи. К таким задачам относится учет физических особенностей гибридной лазерно-дуговой сварки алюминиевых сплавов, позволяющий повысить ее производительность за счет повышения эффективного КПД, т.е. увеличения отношения мощности теплового источника, действующего в металле при сварке, к суммарной мощности электрической дуги и лазерного излучения. Одним из путей повышения эффективного КПД сварки является снижение потерь лазерной энергии, связанных с отражением излучения от свариваемой поверхности.
Целью данной работы является изучение влияния сопутствующего подогрева, обеспечиваемого электрической дугой, на изменение условий поглощения лазерного излучения алюминиевыми сплавами при их лазерно-дуговой сварке, а также определение параметров режима сварки, обеспечивающих повышение эффективного КПД за счет снижения потерь лазерной энергии. При этом учет теплового действия дуги не зависит от того, каким электродом (плавящимся или неплавящимся) она образована.
Лазерно-дуговая сварка, как и лазерная, характеризуется образованием парогазового канала проплавления в свариваемом металле. В работе детально описано поведение этого канала в процессе сварки. В частности, отмечено, что на его передней стенке существует слой расплавленного металла, испытывающий постоянные «возмущения», — образование искривления в виде ступеньки, которая периодически перемещается по высоте канала. При этом удаление материала с передней стенки осуществляется послойно при перемещении ступеньки сверху вниз. Это можно объяснить увеличением слоя расплавленного металла на передней стенке, происходящим за счет перехода энергии излучения в выделяющуюся на этой стенке тепловую энергию, в сочетании с происходящими в сварочной ванне гидродинамическими процессами.
Известно, что часть энергии излучения поглощается свариваемым металлом, а часть отражается от него. Доля поглощенного излучения тем больше, чем выше температура металла. Образовавшийся на передней стенке расплав хорошо поглощает излучение, однако за счет перемещения по ходу сварки передняя часть лазерного пучка все время попадает на слабо нагретый металл, что приводит к снижению коэффициента поглощения. Логично предположить, что локальный подогрев до определенных температур достаточно небольшого участка свариваемого металла, находящегося непосредственно перед парогазовым каналом по ходу сварки, способен существенно повысить коэффициент поглощения лазерного излучения. В случае лазерно-дуговой сварки, осуществляемой по приведенной на рис. 1 схеме, такой локальный подогрев осуществляется электрической дугой. Возникает задача достижения минимальных температур, достаточных для максимально возможного увеличения коэффициента поглощения излучения, в зависимости от скорости сварки и геометрии свариваемого изделия.
Для определения температурной зависимости коэффициента поглощения лазерного излучения металлическими материалами A(Ts ) будем рассматривать исследуемый металл (алюминий) в рам- ках модели почти свободных электронов. В этом случае, согласно формулам Друде–Зинера, для действительной ε1 и мнимой ε2 частей комплексной диэлектрической проницаемости металла на частоте лазерного излучения ω=2πc/λ , где c — скорость света, λ — длина волны излучения, имеем:
Здесь ωp — частота плазменных колебаний свободных электронов металла; ωс — частота, численно равная обратному времени релаксации электронов проводимости. Величина плазменной частоты определяется по формуле
где e и m*e — заряд и эффективная масса электро- на в металле.
Концентрация электронов проводимости Ne = V/Ω определяется через валентность V и атомный объем Ω. Значение валентности для алюминия принималось равным трем. Атомный объем был получен на основе экспериментальных данных по плотности алюминия, приведенных в работе.
В предельном случае постоянного поля, когда ω = 0, высокочастотная оптическая проводимость σ превращается в статическую проводимость металла:
Температурную зависимость частоты релаксации ωс для рассматриваемых металлов в твердом состоянии учитывали с помощью следующей формулы :
где θ — температура Дебая; K′ — константа, которая включает полное сечение рассеяния изолированного атома, массы иона, плотность ионов, волновое число Дебая, температуру Дебая и другие универсальные константы.
Значения ωс и, соответственно, K΄ при комнатной температуре для алюминия выбирались в соответствии с данными работы. Для алюминия в жид- ком состоянии использовали экспериментальные значения из работ. Полученные таким образом расчетные данные приведены на рис. 2.
Представленная на этом рисунке температурная зависимость имеет характерный разрыв при температуре плавления металла Tm. По формулам (1) и (2) с использованием (3)–(5) были построены температурные зависимости действительной и мнимой частей комплексной диэлектрической проницаемости для алюминия на частоте излучения СО2-лазера (λ = 10,6 мкм), изображенные на рис. 3 (здесь и далее температура выражена в градусах Кельвина).
Для дальнейших расчетов удобно ввести действительную n и мнимую k части комплексного показателя преломления металла на частоте лазерного излучения
используя для этого следующие формулы:
Температурные зависимости действительной и мнимой части комплексного показателя преломле- ния для алюминия представлены на рис. 4. Рис. 3. Зависимости действительной ε1 и мнимой ε2 частей комплексной диэлектрической проницаемости алюминия от температуры Т Рис. 4.
Используя полученные значения n и k, определим коэффициент поглощения лазерного излучения, нормально падающего на плоскую поверхность металла (поглощательную способность), по известной формуле
В некоторых случаях более важным параметром является коэффициент отражения (отражательная способность), которую можно определить по формуле
На рис. 5, а представлены результаты расчетов температурных зависимостей коэффициента поглощения излучения СО2-лазера для алюминия в диапазоне температур от комнатной до температуры кипения металла Tb и выше. Аналогичные расчеты были проведены и для определения поглощательной способности алюминиевой поверхности в случае падения на нее излучения Nd:YAG-лазера (λ = 1,06 мкм). Они показали идентичность поведения обеих зависимостей с тем отличием, что абсолютные значения коэффициента поглощения излучения Nd:YAG-лазера выше, чем излучения СО2-лазера (рис.5, б).
Полученные для обоих типов излучения расчетные зависимости поглощательной способности сравнивали с имеющимися экспериментальными данными [6–9], при этом совпадение было вполне удовлетворительным. Согласно зависимостям, приведенным на рис. 5, для достижения максимальных значений коэффициента поглощения поверхность свариваемого алюминиевого сплава в зоне действия лазерного излучения обеих длин волн (10,6 и 1,06 мкм) следует нагревать до температуры кипения Tb. Однако даже нагрева до температуры плавления Тm достаточно для резкого скачкообразного увеличения поглощательной способности.
Для определения таких параметров режима лазерно-дуговой сварки, как мощность Qa дуговой составляющей и расстояние L между точкой подвода электродной проволоки и осью лазерного излучения (см. рис. 1), необходимо решить соответствующее уравнение теплопроводности. Для упрощения задачи будем рассматривать стационарный случай нагрева алюминиевой пластины толщиной δ дуговым источником, тепловой поток которого определяется по зависимости
где η — КПД дуги плавящегося электрода (обычно принимают η = 0,8); I — сварочный ток, А; U — напряжение на дуге, В.
Предположим, что пространственное распределение теплового потока, вводимого в образец, симметрично относительно оси, перпендикулярной его поверхности (т.е. симметрично относительно оси лазерного пучка). В связи с этим сформулируем математическую модель нагрева рассматриваемого образца в осесимметричной постановке. Уравнение теплопроводности в металле запишем в цилиндрической системе координат с учетом осевой симметрии температурного поля (при этом ось r направлена вдоль поверхности образца, а ось z направлена внутрь образца, перпендикулярно его поверхности).
где Cm(T), ρm(T), λm(T) — эффективная теплоемкость металла (с учетом скрытой теплоты плавления), плотность и коэффициент теплопроводности, соответственно.
Краевую задачу для уравнения (12) поставим в области 0 ≤ r ≤ R, 0 ≤ z ≤ δ, t ≥ 0, где R — радиус расчетной области, δ — толщина образца. В качестве начального условия во всей области задается температура T0, равная температуре окружающей среды. При r = 0 ставится условие симметрии температурного поля:
Предполагается, что за характерное время, на котором необходимо найти решение задачи, тепловое возмущение не доходит до внешних границ расчетной области, т.е. на этих границах поддерживается начальная температура
На поверхности образца, на которую воздействует импульсный источник тепла, ставится следующее граничное условие:
Здесь Qa (r, t) — пространственно-временное распределение теплового потока, вводимого в металл импульсным дуговым разрядом, определяемое согласно зависимости (11) по среднему значению сварочного тока.
Максимальная температура Тс в центре дугового источника мощностью Qa определялась по закону Ньютона–Рихмана Qa = α(Tc – T0), где α — коэффициент теплоотдачи, [Вт/(м2·К)], найденный экспериментально для алюминиевого сплава АМг6 (1/α = 0,55…0,60).
Решение задачи (12)–(15) находилось численно методом Писмена–Рэкфорда [10] для алюминиевой пластины толщиной 2 мм. При проведении всех расчетов использовали теплофизические характеристики алюминиевого сплава АМг6, приведенные в работе [11]. Рассчитывали распределение температуры, создаваемой дуговым источником мощностью Qa на поверхности алю-миниевой пластины по оси х в направлении, противоположном направлению сварки. Скорость сварки vсв учитывали при определении времени воздействия дугового источника, рассчитываемого по зависимости τ = d/vсв, где d — размер теплового источника на поверхности свариваемой пластины (приняли d = 2 мм).
Были проведены расчеты для трех случаев сварки: со средними технологическими показателями (Qa ≈ 3,1 кВт, I ≈ 150 А, vсв = 130 м/ч), на экономичном режиме со сравнительно невысокими скоростью и мощностью (Qa ≈ 2,1 кВт, I ≈ 100 А, vсв = 120 м/ч) и высокопроизводительная (Qa ≈ 4,1 кВт, I ≈ 200 А, vсв = 300 м/ч). Для этих трех случаев определили распределение температур по оси х от центра действия дугового источника энергии (рис. 6). Результаты расчетов показали, что в случае сварки со средними технологическими показателями расстояние L между точкой подвода электродной проволоки и осью лазерного излучения не должно превышать 2 мм. При сварке на экономичном режиме расстояние L должно находиться в пределах до 0,8 мм, а при высокопроизводительной сварке — до 1,5 мм. Превышение расчетных расстояний приведет к снижению поглощающей способности А(Т), повышению доли потерь лазерного излучения за счет его отражения от поверхности свариваемого алюминиевого сплава и, как следствие, к снижению производительности. Отметим, что дальнейшее повышение производительности гибридной сварки приводит к необходимости уменьшения расстояния L. Это, по достижении определенных параметров режима, может привести к ухудшению поглощательной способности и получению непровара из-за проблематичности обеспечения условия L < 1,0 мм.
Экспериментальную проверку спрогнозированного подхода к повышению эффективного КПД гибридной сварки за счет выбора расстояния L между точкой подвода электродной проволоки и осью лазерного излучения проводили на образцах из алюминиевого сплава АМг6 толщиной d = 2 мм с применением электродной проволоки Св-АМг6 диаметром 1,2 мм. При этом использовали СО2 -лазер ЛТ-104 мощностью до 10 кВт и типовое оборудование Fronius TPS- 2700 для сварки плавящимся электродом. Гибридную сварку проводили в среде аргона с расходами для защиты корня шва 8…10 л/мин и сварочной ванны 12…14 л/мин. При этом мощность излучения, попадающего на образец, составляла 2,5 кВт, а сва- рочный ток изменяли в пределах I = 60…300 А. Расстояние между точкой подвода электродной проволоки и осью лазерного излучения составляло L = 1…2 мм (в среднем 1,5 мм). Первой по ходу сварки располагали электрическую дугу, затем сфокусированное лазерное излучение. В ходе экспериментов, повышая ток I, определяли скорость сварки vсв по критерию формирования качественного соединения. В результате была получена зависимость, приведенная на рис. 7.
Анализ характера данной зависимости позволяет утверждать следующее. До тех пор, пока мощности дугового теплового источника, действующего на поверхности свариваемого алюминиевого сплава, не стало достаточно для того, чтобы создать на этой поверхности ванну расплава, протяженность которой по оси х превысила бы величину L, производительность сварки практически не повышалась с повышением сварочного тока. При этом значительная часть мощности лазерного излучения терялась за счет отражения от поверхности сплава. Как только мощности теплового источника хватило для создания ванны расплава требуемой протяженности, имело место резкое повышение производительности сварки, определяемое ее скоростью. По нашему мнению, оно обусловлено скачкообразным повышением поглощательной способности и, соответственно, повышением эффективного КПД сварки за счет снижения потерь лазерной энергии.
Таким образом, при гибридной лазерно-дуговой сварке алюминиевых сплавов, для повышения эффективного КПД процесса, электрическая дуга должна обеспечивать такой сопутствующий подогрев, который позволит создать ванну расплава, перекрывающую зону действия сфокусированного лазерного излучения. При этом доля поглощенного лазерного излучения скачкообразно возрастает как минимум вдвое для длины волны СО2-лазера и примерно втрое для длины волны Nd:YAG-лазера, что положительно сказывается не только на общем энергетическом вкладе, но и на стабилизации самой электрической дуги.
Источник: журнал "Автоматическая сварка"
Просмотров: 1373
Распечатать