ISSN 2225-7551

УДК 621.791.754:51-74

 

И.В. Пентегов, д-р техн. наук

Черниговский национальный технологический университет, г. Чернигов, Украина

С.В. Рымар, д-р техн. наук

В.Н. Сидорец, д-р техн. наук

С.Ю. Максимов, д-р техн. наук

И.В. Ляховая, ведущий инженер

Институт электросварки им. Е.О. Патона НАН Украины, г. Киев, Украина

РАСПЛАВЛЕНИЕ ПОКРЫТОГО СВАРОЧНОГО ЭЛЕКТРОДА ПРИ ПОДВОДНОЙ ДУГОВОЙ СВАРКЕ

І.В. Пентегов, д-р техн. наук

Чернігівський національний технологічний університет, м. Чернігів, Україна

С.В. Римар, д-р техн. наук

В.М. Сидорець, д-р техн. наук

С.Ю. Максимов, д-р техн. наук

І.В. Ляхова, провідний інженер

Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України, м. Київ, Україна

РОЗПЛАВЛЮВАННЯ ПОКРИТОГО ЗВАРЮВАЛЬНОГО ЕЛЕКТРОДА ПРИ ПІДВОДНОМУ ДУГОВОМУ ЗВАРЮВАННІ

Igor Pentegov, Doctor of Technical Sciences

Chernigov National Technological University, Chernigov, Ukraine

Sergey Rymar, Doctor of Technical Sciences

Vladimir Sidorets, Doctor of Technical Sciences

Sergey Maksimov, Doctor of Technical Sciences

Inna Lyakhovaya, principal engineer

The E.O. Paton Electric Welding Institute of the NAS of Ukraine, Kiev, Ukraine

MELTING-DOWN OF THE COATED WELDING ELECTRODE AT A UNDERWATER ARC WELDING

Рассмотрено влияние коротких замыканий, в частности, их уровня и длительности, на процесс расплавления покрытого сварочного электрода при подводной дуговой сварке сталей. Учтено влияние давления соленой или пресной воды на глубине, на которой осуществляется сварка, температуры омывающей электрод воды, диаметра электрода и толщины его покрытия, пространственного расположения электрода в процессе сварки, плотности тока в электроде, теплообмена между электродом и омывающей его водой.

Ключевые слова: стали, подводная дуговая сварка сталей, расплавление покрытого сварочного электрода.

Розглянуто вплив коротких замикань, зокрема, їх рівня і тривалості, на процес розплавлювання покритого зварювального електрода при підводному дуговому зварюванні сталей. Враховано вплив тиску солоної або прісної води на глибині, на якій здійснюється зварювання, температури води, що омиває електрод, діаметра електрода й товщини його покриття, просторового розташування електрода у процесі зварювання, щільності струму в електроді, теплообміну між електродом і водою, що його омиває.

Ключові слова: сталі, підводне дугове зварювання сталей, розплавлювання покритого зварювального електрода.

Influence of short circuits, particularly of their level and duration, on the process of meltdown of a coated welding electrode is studied for underwater arc welding of steels. Allowances were made for effects of salt or fresh water pressure at the depth of welding, temperature of surrounding water, electrode diameter and thickness of its coating, spatial arrangement of electrode during welding process, current density in the electrode, heat exchange between the electrode and surrounding water.

Key words: steels, underwater arc welding of steels, meltdown of a coated welding electrode.

Постановка проблемы. Подводная дуговая сварка сталей широко применяется при строительстве и ремонте морских, речных и береговых инженерных конструкций и сооружений, ремонте корпусов кораблей и судов. Актуальность исследований продиктована необходимостью обеспечения стабильного качества сварных швов при подводной сварке сталей покрытыми сварочными электродами. Проблемы здесь связаны с интенсивным отводом тепла водой от свариваемых конструкций, что существенно затрудняет формирование качественного сварного шва. Положение усугубляется и тем, что интенсивный отвод тепла осуществляется и с поверхности сварочного электрода, затрудняя его плавление. Статья продолжает начатые авторами работы [1-3] по определению факторов, оказывающих влияние на скорость плавления покрытого сварочного электрода при сварке сталей и их учет при расчете коэффициента расплавления электрода.

Анализ последних исследований и публикаций. Исследования плавления электрода при сварке сталей освещены во многих работах, наиболее важные из которых отмечены в работах [1-3]. Однако большинство методов расчёта базируются только на экспериментальных данных, что затрудняет процесс исследования.

Выделение не решенных ранее частей общей проблемы. В опубликованных ранее авторами работах [1-3] не рассматривалась подводная сварка сталей, характеризующаяся интенсивным отводом тепла из зоны сварки и электрода водой.

Целью статьи является дальнейшее развитие аналитических методов расчета коэффициента расплавления покрытого сварочного электрода, предложенных авторами в работах [1-3], для упрощения анализа процессов, происходящих при подводной дуговой сварке сталей покрытыми сварочными электродами. Здесь необходим учет таких характеристик, как наличие коротких замыканий и их длительность в процессе сварки, величина тока короткого замыкания, пространственное расположение электрода, теплообмен между электродом и омывающей его водой, температура и давление морской или речной воды на глубине, на которой осуществляется сварка.

Изложение основного материала. По существующим требованиям подводная дуговая сварка покрытым электродом должна осуществляться только постоянным (выпрямленным) током. Рассмотрим процессы при естественном охлаждении электрода (без учета течения воды). В статье не будем повторять формулы, которые уже были приведены в работах [1-3], а дадим ссылки на них.

Плавление электрода при подводной дуговой сварке происходит за счет нагрева металла электрода дугой при подогреве электрода протекающим по нему током. При этом металл электрода нагревается от температуры окружающей среды (воды) Тoc до температуры капли Тkap. Часть расплавленного металла, граничащая с дугой, испаряется. Основной характеристикой плавления электрода является массовая скорость плавления (производительность) Gp, измеряемая массой расплавленного металла электрода в единицу времени (кг/с) [1-3]. Коэффициент расплавления электрода αp, имеющий размерность кг/(с∙А), в первом приближении прямо пропорционален массовой скорости плавления Gp и обратно пропорционален току сварки Isv:

αp = Gp/Isv (1)

и сложным образом зависит от времени сварки, характера сварочного тока Isv, температуры капли Тkap.

Для определения времени t нагрева электрода проходящим эффективным (действующим) током Ieff от температуры окружающей среды Тoc до температуры предварительного нагрева электрода Т0 необходимо использовать формулу (9) работы [3], которая записана в виде функции от температуры Т0, эффективного значения плотности тока в электроде jeff, диаметра электрода de и угла наклона электрода φ. В эту формулу входит коэффициент конвективной теплоотдачи с поверхности электрода αk. Определим этот коэффициент при естественном охлаждении водой. Для этого запишем выражения и аппроксимационные формулы характеристик воды [4; 5] в зависимости от температуры воды Тoc = 273…373 K (0…100 0С).

Температурный коэффициент объемного расширения воды, K–1, равен [4; 5]:

(2)

где T2 – температура поверхности покрытия электрода; βvd.0 = 1,82·10–4 K–1 – значение коэффициента объемного расширения воды при температуре T293K = 293 K (при 20 0С).

Коэффициент теплопроводности воды, Вт/(м·K),

. (3)

Здесь λvd.0 = 0,599 Вт/(м·K) – значение коэффициента теплопроводности воды при температуре T293K.

Теплоемкость воды, Дж/(кг·K),

, (4)

где Cp,vd.0 = 4,183∙103 Дж/(кг·K) – значение теплоемкости воды при температуре T293K.

Плотность воды, кг/м3,

. (5)

Здесь ρvd.0 = 998,23 кг/м3 – плотность воды при температуре T293K.

Коэффициент вязкости воды, Н·с/м2,

, (6)

где μvd.0 = 1004 Н·с/м2 – значение коэффициента вязкости воды при температуре T293K.

Коэффициент кинематической вязкости воды νvd(T2), критерий Грасгофа Gr(T2), характеризующий относительную эффективность подъемной силы, вызывающий свободно-конвективное движение воды вдоль поверхности горизонтально расположенного электрода и критерий Прандтля Pr(T2), являющийся теплофизической характеристикой теплоносителя (воды), рассчитывается соответственно по формулам (10)–(12) работы [2].

Критерий Нуссельта, определяющий интенсивность теплоотдачи вдоль поверхности горизонтально расположенного электрода, для отдельных областей изменения произведения критериев Gr(T2)·Pr(T2), равен [6]:

(7)

Коэффициент конвективной теплоотдачи с поверхности горизонтально расположенного электрода при естественном охлаждении αk(T2) определяется по формуле (14) работы [2].

Для вертикально расположенного электрода длиной l, являющейся его характерным линейным размером, критерий Грасгофа вычисляется по формуле (15) работы [2].

Из-за поднимающихся от дуги турбулентных потоков нагретой воды критерий Нуссельта будет определяться по формуле [5]:

Nu(T2) = 0,135(Gr(T2Pr(T2))1/3, (8)

а коэффициент конвективной теплоотдачи с поверхности вертикально расположенного электрода при естественном охлаждении, при учете выражений (12) и (15) работы [2] и формулы (8), будет иметь вид

αk(T2) = Nu(T2)λvd(T2)/l = 0,135[gβvd(T2)μvd(T2)Cp.vd(T2)·(T2Тoc)]1/3·, (9)

не зависящий от длины электрода l, где g = 9,807 м/с2 – ускорение свободного падения.

Аппроксимационная зависимость (8) работы [3] позволяет определить значения коэффициента конвективной теплоотдачи с поверхности αk для горизонтально (см. формулу (14) работы [2]) и вертикально (см. формулу (9)) расположенного электрода при естественном охлаждении и произвольном расположении электрода в зависимости от температуры поверхности покрытия электрода T2, его диаметра de и угла наклона φ.

Отметим, что при наличии подводных течений коэффициент αk будет существенно увеличиваться, причем тем сильнее, чем больше скорость течения воды, и практически не зависеть от пространственного расположения электрода.

Коэффициент расплавления электрода αp при подводной сварке определяется по формуле (19) работы [3]. В эту формулу входит коэффициент конвективной теплоотдачи с поверхности капли αk,kap, для расчета которого необходимо определить выражения и аппроксимационные формулы характеристик водяного пара на линии насыщения, образующегося в парогазовом пузыре вокруг ванны расплавленного металла сварного шва, дуги и капли расплавленного металла электрода, полученные на основании работ [4; 5], в зависимости от давления воды pvd на глубине hgl от 0 до 200 м, на которой проводится сварка, где давление pvd изменяется от 1 до 20 атм.

Коэффициент теплопроводности пара, Вт/(м·K),

. (10)

Здесь λp.0 = 2,372·10–2 Вт/(м·K) – значение коэффициента теплопроводности пара при давлении 1 атм; p1atm – давление, равное 1 атм.

Теплоемкость пара, Дж/(кг·K),

, (11)

где Cp,p.0 = 2,135∙103 Дж/(кг·K) – значение теплоемкости пара при давлении p1atm.

Плотность пара, кг/м3,

. (12)

Здесь ρp.0 = 0,598 кг/м3 – плотность пара при давлении p1atm.

Коэффициент вязкости пара, Н·с/м2,

, (13)

где μp.0 = 1,197∙10–5 Н·с/м2 – значение коэффициента вязкости пара при давлении p1atm.

Температура пара, K,

, (14)

где Tp.0 = 373 K = 100 0С – значение температуры пара при давлении p1atm.

Температурный коэффициент объемного расширения пара, K–1 [4; 5], согласно закону Гей-Люссака

βp(pvd) = 1/Tp(pvd). (15)

Коэффициент кинематической вязкости пара, м2/c,

νp(pvd) = μp(pvd)/ρp(pvd). (16)

Критерий Грасгофа, характеризующий относительную эффективность подъемной силы, вызывающий свободно-конвективное движение пара вдоль поверхности капли с характерным линейным размером капли, равным ее среднему диаметру dkap = 2de:

Gr(pvd,Тkap) = βp(pvd)(ТkapТp(pvd)). (17)

Критерий Прандтля, являющийся теплофизической характеристикой теплоносителя (пара):

Pr(pvd) = μv(pvd)Cp.v(pvd)/λv(pvd). (18)

Критерий Нуссельта будет определяться по формуле [5]:

Nu(pvd,Тkap) = 0,135(Gr(pvd,ТkapPr(pvd))1/3, (19)

а коэффициент конвективной теплоотдачи с поверхности капли при естественном охлаждении будет иметь вид

αk,kap(pvd,Тkap) = Nu(pvd,Тkapvd(pvd)/dkap =

= 0,135[gβp(pvdp(pvd)Cp,p(pvd)·(ТkapТp(pvd))]1/3·, (20)

не зависящий от диаметра капли dkap.

Давление воды на глубине, Па, определяется по формуле [7]:

pvd(hglvd) = p1atm + ρvdg·hgl. (21)

Здесь p1atm = 1,013·10–5 Па; ρvd – плотность воды: для пресной воды ρvd ≈ 999 кг/м3; для морской воды ρvd ≈ 1025 кг/м3.

Определим значения коэффициента расплавления αp из выражения (19) работы [3]. На рис. 1 построены зависимости от времени нагрева электрода (времени осуществления сварочного процесса) tsv постоянным (выпрямленным) током без коротких замыканий, kt,kz = 0, при плотностях тока в электроде j = 15 и 20 А/мм2 (токи I = 190 и 250 А), диаметре электрода de = 4 мм, температуре капли Тkap = 2600, 2800 и 3000 K – соответственно штрих-пунктирные, пунктирные и сплошные линии, при коэффициенте кратности тока короткого замыкания kkz = 1,6 [3], температуре морской воды 5 0С, глубине 50 м, давлении воды 5,96 атм и угле наклона электрода φ = 450. Обычно значения коэффициента kkz, равного отношению тока короткого замыкания к сварочному току, в источниках питания для дуговой сварки покрытыми электродами лежат в диапазоне 1,2…2,5. Диапазон изменения коэффициента kt,kz, учитывающего долю времени коротких замыканий за период сварки, равен 0…0,2 [3]. Из рис. 1 видно, что значения коэффициента αp с течением времени нагрева электрода постепенно увеличиваются. При больших значениях плотности тока кривые значений коэффициента αp лежат выше, чем при их меньших значениях, так же как и при меньшей температуре капли расплавленного металла Тkap, по сравнению с большей температурой.

 

αp, кг/(c·А) j, А/мм2, (Тkap, K)

tsv, c

Рис. 1. Зависимости коэффициента расплавления αp от времени сварки tsv постоянным током
без коротких замыканий, kt,kz = 0, при плотностях тока в электроде j = 15 и 20 А/мм2, диаметре
электрода de = 4 мм, температуре капли Тkap = 2600 K (штрих-пунктирные линии), 2800 K
(пунктирные линии) и 3000 K (сплошные линии), при kkz = 1,6, температуре морской воды 5 0С,
глубине 50 м, давлении воды 5,96 атм

Наличие или отсутствие коротких замыканий при подводной сварке покрытыми электродами определяется многими условиями: сварочным током, напряжением, величиной дугового промежутка, температурой капли, составом и толщиной покрытия электрода и др. На рис. 2 приведены осциллограммы сварочного тока при подводной сварке на обратной полярности сертифицированным покрытым электродом диаметром de = 4 мм, разработанным в ИЭС им. Е.О. Патона НАН Украины, на глубине 0,2 м, давлении пресной воды 1,02 атм, температуре воды 15 0С, при токе: а – 190 А с короткими замыканиями, kt,kz = 0,25, б – 250 А без коротких замыканий, kt,kz = 0; приведены образцы сварных швов в при токе: 190 А – верхний шов, 250 А – нижний шов. На рис. 3 приведены осциллограммы сварочного тока и сварочные швы при подводной сварке на обратной полярности при тех же условиях опытным покрытым электродом диаметром de = 4 мм, разработанным в ИЭС им. Е.О. Патона НАН Украины, практически без коротких замыканий. Видно, что при меньшем сварочном токе и наличии коротких замыканий верхний шов на рис. 2,в тоньше нижнего шва, полученного при большем сварочном токе и отсутствии коротких замыканий, а металл шва в верхнем шве «стянут» к серединной части шва, образуя ребро, несколько сильнее, чем в нижнем шве. Это говорит о лучшем прогреве металла в зоне сварки в нижнем шве, имеющем лучшее качество, по сравнению с верхним швом. На рис. 3, в эти отличия в форме швов выражены незначительно, поскольку при формировании верхнего шва практически не было коротких замыканий, и несмотря на то, что швы были получены при разных токах, их форма практически одинакова, что связано с составом покрытия сварочного электрода.

 

а б

в

Рис. 2. Осциллограммы сварочного тока при подводной сварке на обратной полярности сертифицированным покрытым электродом диаметром de = 4 мм, разработанным в ИЭС
им. Е.О. Патона НАН Украины, на глубине 0,2 м, давлении пресной воды 1,02 атм, температуре воды
15 0С, при токе: а – 190 А с короткими замыканиями, kt,kz = 0,25, б – 250 А без коротких замыканий,
kt,kz = 0; в – образцы сварных швов при токе: 190 А – верхний шов, 250 А – нижний шов

 

а б

в

Рис. 3. Осциллограммы сварочного тока при подводной сварке на обратной полярности опытным
покрытым электродом диаметром de = 4 мм, разработанным в ИЭС им. Е.О. Патона НАН Украины,
на глубине 0,2 м, давлении пресной воды 1,02 атм, температуре воды 15 0С, при токе: а – 190 А
с незначительным количеством коротких замыканий, kt,kz = 0,005, б – 250 А без коротких замыканий,
kt,kz = 0; в – образцы сварных швов при токе: 190 А – верхний шов, 250 А – нижний шов

Как было показано в работе [3], на расплавление электрода влияют два основных фактора. Первый фактор – это нагрев капли электрической дугой, увеличивающийся при отсутствии коротких замыканий и уменьшающийся при их наличии, второй фактор – нагрев электрода проходящим током, увеличивающийся при наличии коротких замыканий, и уменьшающийся при их отсутствии. Рассмотрим подробнее эти два случая. Для наглядности, возьмем более широкие диапазоны изменения значений коэффициентов kt,kz и kkz.

На рис. 4 приведены зависимости коэффициента расплавления электрода αp от времени сварки tsv при значениях коэффициента, учитывающего долю времени короткого замыкания kt,kz = 0,2 и 0,3, при значениях коэффициента кратности тока короткого замыкания kkz = 1,0 (сплошные линии), 1,6 (пунктирные линии), 3,2 (штрих-пунктирные линии), диаметре электрода de = 4 мм, при плотности тока в электроде j = 20 А/мм2 и температуре капли Тkap = 2800 K, температуре морской воды 5 0С, глубине 50 м, давлении воды 5,96 атм и угле наклона электрода φ = 450.

 

αp, кг/(c·А) 0.3(3.2) 0.2(3.2) kt,kz (kkz