2794.Электронно-лучевая сварка

Легко убедиться, что термический КПД η T может быть рассчитан как отношение Y/X параметров Y и Х, являющихся координатами кривой Y (Х), представленной на рис. 2.60. Прямая линия Y = 0,484X, наблюдаемая при высоких значениях мощности электронного пучка на рис. 2.67, дает теоретическую границу термической эффективности при ЭЛС для принятой тепловой модели. Очевидно, что теория дает постоянные величины η T при высоких мощностях и скоростях сварки, которые стремятся к предельной величине 0,484.

На рис. 2.67 представлены экспериментальная и теоретическая зависимости Вv от P/H. На рисунке три прямые наклонные линии представляют 100 % (верхняя наклонная прямая), 50 % (центральная прямая) и 20 % (нижняя прямая) термической эффективности ЭЛС. Теоретическая граница этой эффективности 48,4 % [67] расположена близко к прямому участку теоретической кривой Вv (P/H). Экспериментальные данные, полученные при обширном исследовании значений глубины и ширины поперечного сечения электронно-лучевых швов, выполненных на нержавеющей стали [49], представлены на рис. 2.67 (точки представляют только часть данных от более чем 140 экспериментов). Величины экспериментальных данных находятся в областях: для отношения P/H − 1,33–10,0 кВт/см и для произведения Bv −

(0,1–0,75) см2/с.

Несоответствие экспериментальных точек с теоретической кривойнарис. 2.67 вызваноследующиминеучтеннымифакторами:

–использование стационарного теплового источника вместо нестационарного (идея об осцилляции интенсивности теплового источника обсуждается в работах [54, 68]);

–наличие канала проплавления и кругового распределенного теплового источника вместо принятого теплового источника, сосредоточенного на оси пучка; наличие потоков жидкого металла в сварочной ванне и фазовых переходов на границах между фазами.

Экспериментальное подтверждение нестационарности теплового источника, действующего в сварочной ванне, было полу-

261

чено прямым измерением температур в точках, расположенных на различных расстояниях от линии движения теплового источника (электронного пучка), с помощью термопары. Параметры электронного пучка были следующими: ускоряющее нап-

ряжение Uуск = 60 кВ, ток пучка 50 мА и скорость сварки 10 мм/с. Измеренные зависимости изменения температуры приведены

на рис. 2.68.

Немонотонный характер изменения температуры в области максимума и в начале охлаждения можно увидеть на первой кривой рис. 2.68. Анализ большого числа аналогичных кривых показал, что все они содержат компонент, представляющий собой периодическое изменение температуры с частотой 3,5–5,0 Гц. Следовательно, реальный тепловой источник, действующий в сварочной ванне, также имеет периодический характер. Самый низкочастотный компонент связан с нестационарными измене-

262

ниями температурных циклов. Усредняющее влияние процесса распространения тепла в металле (см. кривые на рис. 2.68, соответствующие большим значениям расстояния у) проявляется

втом, что тепловые волны, вызванные переменным компонентом нестационарного теплового источника, ослабевают с удалением от него и наблюдаемые термические циклы на расстоянии, превышающем 2 мм от оси сварного шва, по своему характеру близки к циклам, вызываемым движущимся тепловым источником с постоянной интенсивностью.

Другими факторами, которые не учитываются в тепловых моделях, являются: существование канала проплавления в металле, наличие фазовых переходов и наличие распределенного объемного теплового реального источника.

Вработе [16] выполнены расчеты с использованием модели нагрева твердого тела линейным подвижным тепловым источником с использованием экспериментальных значений расстояний до границ расплавленного металла и зоны термического влияния, определяемых по поперечным макрошлифам сварных швов (см. рис. 2.5, а, б). Неожиданным результатом оказалось различие расчетных значений интенсивности тепловых источников для этих двух зон (рис. 2.69, 2.70), как будто сварочная ванна создавалась более интенсивным источником тепла, чем зона термичного влияния.

Здесь к указанным выше причинам можно добавить различия в расстояниях между границами этих зон и осью пучка

виспользованной модели и в расстояниях до стенок канала проплавления, где в действительности энергия электронов превращается в тепло, что не учитывается моделью. Флуктуации формы канала проплавления, фазовые переходы, турбулентные потоки в жидком металле являются причинами перераспределения тепловой энергии, что и обусловливает отличия между теоретической кривой Bv (P/H) (см. непрерывную кривую на рис. 2.67) и экспериментальными геометрическими характеристиками поперечных сечений швов, представлеными точками на

263

рис. 2.67. Эти же факторы приводят к наблюдаемому возрастанию величины экспериментально наблюдаемого термического КПД процесса и к отклонениям от теоретического предельного значения 0,484 для линейного движущегося теплового источника при некоторых режимах ЭЛС.

На рис. 2.71 представлена область ожидаемой глубины сварного шва в зависимости от мощности электронного пучка, полученная на основе экспериментальных и теоретических данных, обобщенных в работе [49] и показанных на рис. 2.67. При мощности пучка 1–5 кВт глубокое проникновение электронного пучка со сквозным проплавлением металла обычно не

264

сопровождается трудностями, связанными с вытеканием жидкого металла через нижнее отверстие сварочной ванны. При мощности выше 10 кВт максимальная глубина шва при полном проплавлении может быть достигнута при горизонтальном положении электронного пучка, в то время как свариваемые детали двигаются в вертикальном направлении сверху вниз (при этом требуются дополнительные меры для предотвращения вытекания жидкого металла – наклон оси пучка к горизонтали под небольшим углом в сторону входного отверстия канала в жидкой ванне или создание магнитного поля, формирующего изгиб канала).

На рис. 2.72 приведена полученная в работе [49] область ожидаемых значений ширины шва в зависимости от скорости сварки v или обратной величины 1/v. Отсутствие в этой зависимости данных для высоких скоростей сварки связано с малоизученностью микрошвов шириной менее 1 мм, но этот вопрос

265

актуален и требует изучения существования и поведения канала проплавления в сварочной ванне в случае микросварки электронным пучком.

Результаты расчета геометрических характеристик сварного шва, приведенные на рис. 2.71, 2.72, показывают, что существующие тепловые модели, использующие представление о нагреве свариваемого металла подвижным линейным тепловым источником или стационарно нагретым сегментом цилиндра или конуса, могут использоваться только для приближенных оценок параметров технологического режима сварки.

2.5. СТАТИСТИЧЕСКИЙ ПОДХОД ПРИ АНАЛИЗЕ ДАННЫХ И МОДЕЛИРОВАНИИ ЭЛС

Широкое внедрение ЭЛС в промышленное производство с начала 70-х годов прошлого века способствовало тому, что сложный процесс выполнения сварных швов при ЭЛС был освоен задолго до того, как было выработано научное понимание механизма глубокого проникновения мощного электронного пучка в металлы [1–5, 69, 70]. Выше было показано, что опубликованные к настоящему времени физические и тепловые модели ЭЛС не могут гарантировать адекватного прогнозирования геометрических параметров получаемых сварных швов и, соответственно, не подходят для применения в системах автоматизации и управления процессом ЭЛС. В работах [53, 61–65] было рассмотрено применение статистического подхода к анализу данных и созданию статистических моделей процесса ЭЛС.

2.5.1. Экспериментальные исследования

Условия проведения экспериментов при ЭЛС нержавеющей стали типа 12Х18Н10Т и стали 45 представлены на рис. 2.73. Образцы, подлежащие сварке, помещались на манипулятор в ва-

266

куумной камере под углом 30° к горизонтальной плоскости. ЭЛС стали 45 производилась на установке Leybold Heraeus ESW300/15-60 при ускоряющем напряжении Uуск = 50 кВ, а сварка пластин из нержавеющей стали – с помощью сварочного агрегата WS-10 кВт/100 кВ при Uуск = 70 кВ. Перемещение образца обеспечивало изменение рабочей дистанции между магнитной линзой электронной пушки и поверхностью образца (Zs). Расстояние между фокусом пучка и магнитной линзой электронной пушки (Z0) поддерживалось постоянным и равным 300 мм для стали 45, а при ЭЛС нержавеющей стали составляло 176, 226 или 276 мм. В процессе экспериментальных исследований оценивалась взаимосвязь между геометрическими параметрами полученных швов и шириной зоны термического влияния для стали 45, а также зависимость термического КПД (ηТ) от параметров процесса: мощности электронного пучка (P), скорости сварки (v) и параметра фокусировки (∆Z = Zs – Z 0), равного расстоянию между поверхностью образца и фокусом электронного пучка. Диапазон значений этих параметров процесса для проведенных экспериментов представлен в табл. 2.4. Отрицательные величины параметра фокусировки соответствуют положению фокуса электронного пучка ниже поверхности образца.

Рис. 2.73. Схема эксперимента: a – плоскость магнитной линзы электронной пушки; b – фокус электронного пучка; c – поверхность образца; d – манипулятор вакуумной камеры сварочной установки

267

Таблица 2 . 4 Параметры режима при экспериментальных исследованиях

После выполнения сварочных проходов пластины разрезались (места разрезки пластин отмечены на рис. 2.73 цифрами 1, 2 и 3), и из них изготавливались макрошлифы для металлографических исследований. На рис. 2.74 показаны поперечные сечения зон проплавления на образцах из нержавеющей стали.

Рис. 2.74. Поперечные сечения зон проплавления в образцах из нержавеющей стали

268

Ускоряющее напряжение 70 кВ. Расстояние от пушки до поверхности образца Zs = 176...276 мм.

Остальные параметры режима указаны в табл. 2.4. Геометрия зоны термического влияния (ЗТВ) в стали 45

легко различима благодаря росту твердости на поверхности среза после чистовой обработки и отличию микроструктуры после травления. На рис. 2.75 представлена фотография макрошлифа поперечного сечения сварного шва, использованная для определения его геометрических параметров (при P = 5 кВт,

Uуск = 60 кВ, v = 1 см/с, ∆ Z ′= − 7 мм). На фотографии четко видны две зоны: область шва (внутренняя часть) и ЗТВ, расположенная по обе стороны зоны проплавления.

Рис. 2.75. Макрошлиф поперечного сечения сварного шва на стали 45

269

2.5.2. Регрессионные модели и статистический анализ данных для сварных швов на сталях

12Х18Н10Т и 45

Для оценки моделей регрессии, описывающих соотношение между геометрическими характеристиками зон проплавления на сталях 12Х18Н10Т и 45 и параметрами процесса ЭЛС, применялся статистический подход. Рассматривались следующие геометрические характеристики: плошадь поперечного сечения S, глубина H и ширина B зон проплавления и ЗТВ для стали 45 (средняя ширина в случае нержавеющей стали, где проплавление ближе к параллельному, и ширина в верхней части шва или ЗТВ в случае стали 45, где сечение шва ближе к треугольному). Полученные модели для сталей 12Х18Н10Т и 45 представлены соответственно в табл. 2.5, 2.6 для кодированных в области значений [–1; 1] величин параметров процесса. Соотношение между кодированными (xi) и натуральными величинами (zi) описывается уравнением

xi = (2zi − zi max − zi min )( zi max − zi min ),

где zi min и zi max – значения минимального и максимального параметров процесса при экспериментальных исследованиях

(см. табл. 2.5, 2.6).

На рис. 2.76–2.78 и 2.81 представлены в качестве иллюстрации некоторые результаты для стали 12Х18Н10Т. Здесь представлены контурные диаграммы, на которых изображены линии с постоянными величинами одного из параметров сварного шва в зависимости от изменения двух других параметров сварки.

На рис. 2.76 представлена контурная диаграмма глубины шва Н (P, v) при положении фокуса электронного пучка на поверхности свариваемых образцов (∆Z = 0 мм, Zs = 226 мм). Видно, что с возрастанием мощности пучка Р и уменьшением скорости сварки v глубина шва растет. Глубина швов при этом расположении фокуса по отношению к поверхности образца ока-

270