Основы сварки плавлением. Физико-химические закономерности - Ерохин А.А.

Author: Ерохин А.А.

Tags: технология обработки без снятия стружки в целом: процессы, инструмент, оборудование и приспособления сварка

Year: 1973

Similar

Физико-химические основы литейного производства

Основы сварки давлением

Технология электрической сварки плавлением

Text

А. Л. ЕРОХИН

ОСНОВЫ СВАРКИ
ПЛАВЛЕНИЕМ

ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ
ЗА КОНОМЕРНОСТИ

Москва
«МАШИНОСТРОЕ11ИЕ»
1973
Е 69

УДК 621.791.65

Ерохин А. А. Основы сварки плавлением. Физико-химические
закономерности. «Машиностроение», 1973, 448 с.

Многообразие видон сварки, свариваемых материалов и кон-
струкций и высокие требования, предъявляемые во многих слу-
чаях к сварным соединениям, требуют от специалистов-свар-
щиков глубокого понимания основ сварочного процесса.

В книге сделана попытка систематизировать современные
представления о самом распространенном способе сварки —
о сварке плавлением. Рассмотрены закономерности плавления
металла, его взаимодействие с окружающей средой, формиро-
вание шва, даны основы инженерных расчетов параметрон шва
и его состава.

Книга предназначена для инженерно-технических и научных
работников, занятых в области сварки.

Табл. 118. Ил. 281. Список лит. 173 назв.

3126-097

038(01)-73

97-73

ф Издательство «Машиностроение», 1973 г.

Андрей /Хлександровнч ЕРОХИН

Основы сварки плавлением

Физико-химические закономерности

Редактор издательства инж. Ю. Л. Маркиз
Технический редактор Л. 77. Гордеева
Корректор //. И. Шарунина Художник £. В Бекетов

Сдано н набор 23fVlI 1973 г. Подписано к печати I/X1 1973 г. Т-13943
Формат 60 X 90мв Бумага № I Печ. л. 28,0 Уч. изд л. 28,0
Тираж 11 000 экз. Заказ 1141 Цена I р. 69 к.

Издательство «Машиностроение», 107885, Москва, Б-78, |-Й Басманный пер , 3

Экспериментальная типография ВНИИ полиграфии
Государственного комитета Совета Министров СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
Москва, К-51, Цветной бульвар, 30
ПРЕДИСЛОВИЕ

Знание закономерностей физико-химических процессов, протекающих при
сварке плавлением, и умение ими управлять — основа рациональной техноло-
гии сварки.

Соединение при сварке плавлением образуется в результате следующих
процессов: расплавления основного и электродного металла и применяемых
при этом защитных материалов (покрытий, флюсов); взаимодействия металла
с окружающей средой и образования шва при затвердевании металла ванны.
В соответствии с этим книга состоит из следующих разделов: I—«Плавление
металла и сварочных материалов», II—«Химические реакции при сварке» и
III —«Формирование металла шва».

Закономерности сварки плавлением излагаются в тесной связи со специ-
фикой отдельных ее видов: дуговой (в различных вариантах), электрошлако-
вой, электроннолучевой и др.

Наибольшее внимание уделено дуговой сварке, занимающей (по приме-
нению) ведущее положение по сравнению с другими видами сварки.

В книге использованы данные по сварке разных металлов и сплавов, но
наиболее типичных для того или иного способа, процесса пли явления. При
этом учитывается влияние свариваемого металла на рассматриваемые законо-
мерности, например влияние теплофизических свойств материала на его нагрев
и плавление при сварке.

В книгу не включены вопросы изменения структуры и свойств основного
металла (и металла шва) под влиянием сварочного нагрева (в том числе весь
комплекс вопросов свариваемости материалов), как выходящие за рамки рас-
сматриваемых в данной книге. По этой же причине не рассмотрены сварочные
напряжения, деформации, прочности сварных соединений, так же как и физика
сварочных источников теплоты.

Книга рассчитана на читателей, знакомых с технологией описываемых
способов сварки и с основами физической химии. Однако в отдельных случа-
ях даны краткие пояснения к используемым физико-химическим представлени-
ям, которые или недостаточно освещены в руководствах по сварке, или по ко-
торым возможно разночтение.

В книге есть материалы дискуссионного характера, автор будет благода-
рен читателям за все сделанные ими замечания.
ПЛАВЛЕНИЕ
МЕТАЛЛА
И СВАРОЧНЫХ
МАТЕРИАЛОВ
ГЛАВА 1

ИСТОЧНИКИ ЭНЕРГИИ,
ПРИМЕНЯЕМЫЕ ПРИ СВАРКЕ ПЛАВЛЕНИЕМ

При сварке металл нагревается и плавится на ограниченном
участке свариваемого изделия. Для его нагрева и плавления
применяют местные высокотемпературные источники энергии:
электрическую дугу, плазменную струю, шлаковую ванну, элек-
тронный луч, луч лазера и другие источники.

Из этого перечня следует, что различные способы сварки
плавлением подразделяют прежде всего по типу источника энер-
гии на дуговую, плазменную, электрошлаковую сварку
и т. д.

Внутри этой общей классификации способы сварки подразде-
ляют по специфическим особенностям данного типа источника и
условиям его применения.

Так, дуговая сварка, наиболее широко применяемая, вклю-
чает многочисленную группу способов, классифицируемых по
различным признакам. Например, сварку с плавящимся и не-
плавящимся электродами, сварку с защитой и без защиты, свар-
ку прутковыми электродами и непрерывным электродом (прово-
локой) ит. д.

Нагрев и плавление металла при сварке происходят в резуль-
тате превращения в теплоту электрической энергии при примене-
нии дуги, шлаковой ванны, электронного луча, световой энергии
при применении лазера, энергии химических реакций в случае
газового пламени и т. п. Поэтому часто говорят о сварочных ис-
точниках теплоты.

Основными характеристиками этих источников с технологиче-
ской точки зрения, т. е. с точки зрения их теплового воздействия
на материал (изделие), являются:

эффективная мощность источника (мощность, передаваемая
нагреваемому телу);

распределение теплового потока энергии и его концен-
трация;

режим работы источника (кратковременный, непрерывный,
импульсный).

Кроме того, немаловажное значение имеет механическое воз-
действие источника на свариваемый материал.
1. ПОЛНАЯ И ЭФФЕКТИВНАЯ МОЩНОСТИ ИСТОЧНИКА

При сварке (и других видах обработки нагревом местными
источниками энергии) в обрабатываемый материал вводят не всю
мощность qo источника (так называемую полную мощность),
а лишь часть ее

? = Ли9о. (Ы)

называемую эффективной мощностью. Другая часть (1 — т]и)<7о
неизбежно теряется на излучение, конвективный теплообмен со
средой и т. п. Потери энергии на пути к изделию существенно
зависят от режима и условий сварки. Поэтому одному и тому же
значению q0 могут соответствовать разные значения q,

. Эффективную мощность определяют из опыта калориметри-
рованием процесса. Из-за трудоемкости экспериментального
определения q опыты проводят обычно для ограниченного числа
режимов и условий сварки. Из опытов находят среднее значение
отношения qlqo = т]и в исследованном диапазоне режимов и ус-
ловий сварки или же устанавливают зависимость т|и от парамет-
ров процесса.

Н. Н. Рыкалин называет коэффициент т)и эффективным к. п. д.
процесса нагрева изделия. Для краткости будем называть его
эффективным к. п. д. источника.

По известному т]и эффективную мощность для заданного зна-
чения qo находят из выражения (1.1).

Полную мощность источника находят по известным пара-
метрам его работы. Точное определение qo в ряде случаев за-
труднительно.

Мощность сварочной дуги в Вт равна произведению напря-
жения дуги на силу тока:

= (1-2)

где ф— корректирующий коэффициент.

В случае переменного тока этот коэффициент учитывает от-
клонение кривых силы тока и напряжения от синусоидальной
формы. При сварке на постоянном токе обычно принимают ф= 1.
Однако в действительности вследствие капельного переноса ме-
талла (часто с короткими замыканиями) и колебаний силы тока
и напряжения, вызванных другими причинами, Ф 1. Расчет ф
вызывает определенные трудности.

Наиболее точно qo определяют прямыми измерениями с по-
мощью ваттметра.

Выражение (1.2) при ф = 1 позволяет получить условную ве-
личину qo. Величина отклонения qo от действительного ее значе-
ния зависит от того, насколько величины U и /, принятые в рас-
чет, отличаются от их среднего интегрального значения.

При расчете по выражению (1.2) обычно не учитывают паде-
ния напряжения в вылете электрода» которое, например, при
6
сварке штучными электродами составляет около 1 В на 100 А
[144]. Значение ф — 1 используют не только для постоянного, но
зачастую и для переменного тока, хотя активная мощность дуги
I этом случае может значительно отличаться от кажущейся мощ-
ности. Это затрудняет сравнение данных разных исследователей.

Мощность плазменной струи — это по существу мощность га-
зового потока на срезе сопла плазмогенератора, равная произве-
дению средней энтальпии единицы массы газа па срезе сопла на
его среднюю массовую скорость.

Но так как экспериментальное определение энтальпии плаз-
менной струи сравнительно сложно, то мощность струи обычно
рассчитывают по выражению (1.2), в которое входят затраты
энергии в плазмогенераторе на нагрев катода и других его узлов,
зависящие от конструкции плазмогенератора и достигающие
50% и более от </0. Завышение в этом и подобных случаях
приводит к соответствующему занижению коэффициента т)и.

Выражение (1.2) используют и для определения мощности
электрошлакового процесса, принимая за U — падение напря-
жения в шлаковой ванне (теплотой, выделяемой проходящим
током в электроде и в металлической ванне, за малостью можно
пренебречь), и мощности электроннолучевого процесса, понимая
при этом под I — силу тока луча, а под U—ускоряющее напря-
жение.

Мощность луча оптического квантового генератора (лазера),
работающего в импульсном режиме, определяют калориметри-
рованием (пренебрегая временной структурой) импульса. Если
е — энергия и т — продолжительность импульса, то мощность
импульса на выходе

Е
= — •
т

Однако нужно учитывать, что импульс лазера, работающего
в так называемом режиме свободной генерации, состоит из от-
дельных кратковременных вспышек — импульсов, характеризуе-
мых серией пичков на осциллограмме свечения кристалла. В этом
случае воздействие луча на материал зависит не только от сред-
ней мощности за время импульса, но и от характера отдельных
пичков. ' v

Энергия импульса (на выходе) лазеров, обычно применяемых
для сварки, составляет 10—40 Дж. При этом возможна сварка
металлов толщиной до 0,5—2 мм.

В качестве источника энергии для сварки (и пайки) начина-
ют применять (пока еще в лабораторных условиях), световой
луч, например сфокусированное излучение ксеноновых ламп
сверхвысокого давления, солнечное излучение и т. п. Мощность,
выделяемая световым лучом в фокальном пятне, зависит от па-
раметров лампы и оптической системы в целом. По опытным
данным она составляет 20% и менее от электрической мощности,
подведенной к лампе [75].
Полная тепловая мощность газового пламени определяется
химическими свойствами горючего газа и равна произведению
низшей теплотворной способности единицы объема горючего газа
А на его расход Л1:

Низшая теплотворная способность ацетилено-кислородной
смеси составляет 4800 кДж/м3 (11 470 кал/л). Выражая расход
газа Л1 в л/ч,

=------м = 13,ЗМ Вт.

3600

2. К. П. Д. ИСТОЧНИКА

Коэффициент т]и показывает долю энергии, передаваемую ис-
точником обрабатываемому изделию. Правильный выбор т]и
(а значит и q) имеет большое значение для всех тепловых расче-
тов при сварке. Поэтому мы остановимся на факторах, влияющих
на г|и, тем более, что в литературе по этому вопросу приведены
весьма разноречивые сведения.

К основным статьям потерь энергии сварочных источников
относятся: унос теплоты с нагретыми газами, определяемый ус-
ловиями конвективной передачи тепла газового потока металлу;
теплообмен с окружающей средой; потери на нагрев различных
узлов аппаратуры и приспособлений (например, неилавящегося
электрода и мундштука дуговой горелки, ползуна при электро-
шлаковой сварке и т. п.); потери в результате отражения части
потока энергии, падающего на свариваемое изделие, например
отражения светового излучения от поверхности материала и т. д.

У различных источников преобладающими являются различ-
ные виды потерь. Немаловажное значение имеет место, где
выделяется (превращается в теплоту) энергия источника. Так,*
при газовой сварке энергия превращается в теплоту в факеле
пламени и теплота передается изделию лишь путем теплообмена
(преимущественно конвективного). При дуговой сварке энергия
выделяется в опорных пятнах на изделии и электроде и в столбе
дуги, распределение энергии между этими областями разряда
и степень ее использования оказывают влияние на эффективность
нагрева изделия. Наконец, при электроннолучевой сварке вся
энергия выделяется на обрабатываемом материале, что обеспе-
чивает получение высоких значений т)и.

Рассмотрим основные факторы, определяющие значения т)и
при использовании разных источников (разных видов сварки).

Сварочная дуга и плазма. При сварке голыми и покрытыми
электродами и порошковой проволокой потери теплоты связаны
прежде всего с малым использованием энергии столба дуги и
с разбрызгиванием металла. Показательны в этом отношении
8
опыты В. А. Петруничева, который при наплавке открытой дугой
на пластину при 1 = 310 ч- 350 A, U = 24 27,5 В и уСв = 40 м/ч

п разных условиях теплообмена получил различные значения
7|и [92]:

Пн

поверхность пластины закрыта асбестом, кроме
узкой полосы, равно’! ширине шва...............

поверхность пластины открыта..................

наплавка в паз глубиной 15 мм.................

0,63-0,74

0,7
0,77—0,82

0,79
0,75-0,91

0,89

Аналогичные результаты получены в работе А. П. Горячева
и В. А, Зеленина при сварке вольфрамовым электродом титано-
вого сплава [24]. При углублении электрода на 6,5 мм ниже по-
верхности материала т]и увеличился до 0,88 ио сравнению с т]п =
— 0,73, когда электрод находился на расстоянии, равном 3 мм
над поверхностью пластины. Авторы отмечают, что с углублени-
ем электрода уменьшается разброс значений т]и.

При сварке втавр т]и на 5—10% больше, чем при наплавке на
плоскость, что объясняется лучшим использованием излучения
столба дуги, теплоты газов, омывающих стенки тавра, а также
меньшими потерями на разбрызгивание. Аналогичные результа-
ты можно ожидать при сварке в разделку.

Увеличение т]и с увеличением толщины металла, отмечаемое
разными исследователями (табл. 1.1), видимо, в первую очередь
связано с углублением дуги (с толщиной металла увеличивает-
ся глубина разделки; при сварке без скоса кромок применяют
глубокое проплавление металла).

Ток влияет на r]u двояко. С одной стороны, с увеличением си-
лы тока можно ожидать повышения теплопередачи вследствие
углубления дуги, а с другой, увеличения температуры столба
дуги и потерь на излучение, а также потерь на разбрызгивание.
В зависимости от того, какой из этих факторов преобладает,
влияние силы тока может проявиться по-разному.

При сварке в защитных газах к указанным выше факторам
прибавляется трудно учитываемое влияние расхода газа и поте-
ри теплоты в сварочной горелке, зависящие от ее конструкции и
интенсивности охлаждения. Этим факторам часто не придают
должного значения, что приводит к большим расхождениям дан-
ных у разных исследователей.

При сварке под флюсом одним из источников тепловых по-
терь является нагрев флюса, возрастающий с удлинением дуги
(увеличением напряжения). При сварке в защитных газах нуж-

* Здесь и далее в числителе даны минимальные и максимальные значения,
а в знаменателе— средние.
Таблица 1.1

Вид сварки Толщина металла Я, мм Коэффициент %
Ручная, меловыми электродами диаметром 1 мм 1,5-2,5 0,67—0,77
5 0,83 -0,84
То же, электродами УОНИ-13 диаметром 4—5 мм 4 0,76
14-20 0,84
Под флюсом АН-348, проволокой Св-08А диамет- ром 2 мм 8 0,80
14 0,93
Порошковой лрэволокой ПП-Ю6 диаметром 2,2 мм 4 0,79
8 0,83
14 0.89

но иметь в виду такие физические свойства газа, от которых
зависит конвективный теплообмен газового потока с металлом
(коэффициент теплоотдачи) и до некоторой степени распределе-
ние энергии между электродом и изделием, а также стабиль-
ность процесса (степень разбрызгивания). Так, при сварке в азо-
те т)и на аноде больше, чем при сварке в аргоне, примерно
на 25%.

При плазменной сварке — сварке сжатой (плазменной^ дугой
и тем более при косвенной плазме, к. п. д. источника включает
к. п. д. плазмогенератора т|г и к. п. д. струи ijc:

я Яг я

Пк=— = —— =
Яо Яг

К- п. д. плазмогенератора т]Р зависит от его конструктивных
параметров и режима работы.

К. п. д. плазменной струи гр. снижается с увеличением рас-
стояния от сопла до обрабатываемого материала вследствие
увеличения потерь на теплообмен струи с окружающей средой;
эти потери резко возрастают при переходе от ламинарного режи-
ма течения струи к турбулентному. Потери увеличиваются (и т]с
снижается) также с увеличением расхода газа, так как возра-
стают потери на теплообмен со средой и ухудшается теплоотда-
ча материалу из-за снижения средней температуры струи
(рис. 1.1) [ПО].

Электроюковач ванна. При электрошлаковой сварке боль-
шое влияние на т)и оказывает соотношение между тепловыми по-
гокамн в свариваемое изделие и в ползуны. Это соотношение
становится более благоприятным с увеличением толщины свари-
ваемого металла, его коэффициента температуропроводности и
скорости сварки, так как теплоотвод в изделие улучшается, а в
ползуны (если их площадь остается неизменной) сохраняется
постоянным или немного уменьшается (с увеличением скорости
сварки). Поэтому при переходе от пластин толщиной 50 мм
к пластинам толщиной 400 мм т)и увеличивается почти вдвое
(рис. 1.2) [106].

Рис. 1.1. Зависимость к п. д. плазмен-
ной струи от расхода аргона идг и
расстояния h нагреваемого тела
от среза сопла:

/ — иАг " °*25 мЭ/4: 2 — и Аг—

- 1.2 м3/ч; 3 — едг "* 4.3 м’/ч; 1 -=

- 200 А [112]

Рис. 1.2. Зависимость т)и от толщи-
ны б металла при электрошлако-
вой сварке

Газовое пламя. При нагреве газовым пламенем эффективный
к. п. д. нагрева т)и зависит от полноты сгорания и от условии теп-
лообмена пламени с поверхностью металла. Полнота сгорания
и коэффициент теплообмена уменьшаются с увеличением расхо-
да ацетилена (номера наконечника) (108), а при одном и том же
расходе горючего газа г)и уменьшается с увеличением расстояния
от наконечника до поверхности изделия. Влияние на т|и оказыва-
ет также соотношение горючего газа и кислорода в смеси, угол
наклона горелки и некоторые другие факторы. Немаловажную
роль при этом играет толщина нагреваемого материала и его
теплофпзнческие свойства. С увеличением толщины и температу-
ропроводности металла снижается температура его поверхности
вследствие улучшения теплоотвода в глубину металла, увеличи-
вается конвективная передача теплоты от источника металлу и
уменьшаются потери с отходящими газами.

Так. т]и газового пламени возрастает на 30 40% при увели-
чении толщины металла от 1 до 16 мм и на 12% при увеличении
коэффициента температуропроводности от 9*10“6до ПО м /с
(малоуглеродистая сталь и алюминий) (108).
Электронный и световой лучи. При встрече электронного луча
с поверхностью металла основными видами потерь энергии яв-
ляются:

1. Потерн с электронами, отраженными от поверхности ме-
талла. Эти потери зависят главным образом от свойств обраба-
тываемого металла (его атомного номера и атомной массы) и по
ориентировочным подсчетам достигают 8—11% от мощности
луча для алюминия и 30—40% для вольфрама.

Рис. 1.3. Зависимость т]и от си-
лы тока при электроннолучевой
сварке (U = 20 кВ):

Я — ширина и Н — высота шва

Рис. 1.4. Зависимость 1]и о г
апертуры паза (/ = 30 мА,
О' = 20 кВ)

2. Потери на термоэлектронную эмиссию с поверхности ван-
ны, которые, согласно расчетам, могут достигать нескольких
процентов от мощности луча.

3. Потери на рентгеновское излучение, возникающее при тор-
можении электронов в поле ядер атомов, зависят от заряда ядра
(атомного номера), ускоряющего напряжения, силы тока луча.
В диапазоне режимов, применяемых при сварке, эти потери не
превышают 1 % от мощности эмиссии. Еще меньше потери на
ионизацию паров и др.

При электроннолучевой сварке, как показали калориметриче-
ские опыты В. Ф. Резниченко и А. Ф. Худышева, ?]и увеличивает-
ся с увеличением силы тока луча (рис. 1.3). Одновременно про-
исходит уменьшение ширины и увеличение глубины зоны про-
плавления (увеличивается коэффициент формы шва). Это
объясняется тем, что с углублением луча в металл доля энергии,
уносимая отраженными электронами, уменьшается вследствие
неупругих столкновений их со стенками канала. Это подтверж-
дается опытом с пазом переменной глубины, имитирующим ка-
нал. С увеличением апертуры паза (угла а) к. п. д. луча умень-
шается (рис. 1.4).

При сварке (и обработке) лучом лазера эффективный к. п. д.
определяется в основном условиями отражения света от поверх-
12
ikk in металла и зависит от его оптических свойств, состояния
поверхности, а также от удельной мощности потока энергии.
( )<н I идно, что

Q = Пи<?о -

(1—г)<70.

где г — коэффициент отражения (для стали г = 0,4 4- 0,6; для
полированной меди г ОД); q0— мощность на выходе лазера.

Тело, полностью поглощающее падающий на него поток све-
товой энергии, называется абсолютно черным. Для реальных,

idK называемых серых
тел, поглощательная спо-
собность всегда меньше
единицы. Для повышения
Пи светового источника
необходимо увеличить
поглощение энергии по-
верхностью, например с
помощью искусственного
се зачернения.

Так, в работе Г. Д.
Никифорова и других ука-
зывается, например, что
при сварке световым лу-
чом алюминия при пере-
ходе с черной, покрытой
сажей поверхности (коэф-
фициент черноты выше
0,9), на чистую полиро-

ванную поверхность (коэффициент черноты примерно равен 0,1)
эффективный к. п. д. нагрева изделия уменьшался настолько, что
плавление металла прекращалось, хотя режим работы источника
оставался неизменным [75].

Для повышения т)и лазера надо увеличить поглощение свето-
вой энергии поверхностью обрабатываемого материала; в неко-
торых случаях для этого прибегают к искусственному зачерне-

Таблица 1.2

Способ сварки
Покрытыми электродами на по-
стоянном токе 0,75—0,85
То же, на переменном токе . . 0,65—0,75
Под флюсом 0,80—0,90
В аргоне плавящимся электро-
дом 0,70-0,80
В аргоне вольфрамовым элек-
тродом 0,65 —0,75
Угольной дугой (сварка и на-
грев) 0,50—0,60
Газовым пламенем (сварка и
нагрев) 0,30—0,80
В аргоне вольфрамовым элск-
тродом 0,65—0,75
Электроннолучевая 0,80—0,95 1

нию поверхности.

Значения т)и, полученные разными исследователями, для раз-
ных способов сварки приведены в табл 1.2.

Отметим, что большая разница в значениях т]и, получаемых
в разных исследованиях одного и того же процесса, объясняется
не только различиями в режиме и условиях сварки, но и ошиб-
ками в определении q$.

Так, при сварке покрытыми электродами на постоянном токе
т]и = 0,75 ч- 0,85, а на переменном (при ф = 1) т]и — 0,65 -ь 0,75.
При сварке в аргоне на переменном токе ци = 0,5 ч- 0,55, а при
учете активной мощности дуги т]и = 0,7 ч-0,8 [109].

В работе К. Андо и К, Мики отмечено, что при учете ф, а так-
же потерь напряжения в вылете электрода и снижения мощности
из-за наличия коротких замыканий нс было обнаружено сколь-
ко-нибудь существенной разницы между значениями г]и на посто-
янном и переменном токе при сварке электродами с различными
покрытиями [144]. При этом подавляющее число значений для
24 промышленных марок электродов составляло 0,78—0,93. В не-
скольких случаях были получены значения г)и, превышающие
1,0, что авторы указанной работы объясняют действием теплоты
экзотермических реакций. Эти результаты представляются не-
сколько завышенными. Значительный разброс значений ци для
одной марки электродов в одной и той же серии опытов (напри-
мер, в опытах для электродов УОНИ-13 т)и = 0,80 4- 0,89) следу-
ет отнести за счет изменений характера капельного переноса,
потерь на разбрызгивание и других неучитываемых факторов.
Возможны, наконец, ошибки методического порядка, вызванные
условностью расчета теплоотдачи с поверхности образца в про-
цессе сварки, чрезмерно большой продолжительностью переноса
образца в калориметр, недоучетом теплообмена калориметра
с окружающей средой и т. д. При сварке покрытыми электрода-
ми, особенно при сварке под флюсом, бывает трудно отделить
тепло, полученное металлом от источника и дополнительно от
шлака при охлаждении последнего. Все это затрудняет сравне-
ние результатов разных исследований.

3. ИДЕАЛИЗИРОВАННЫЕ СХЕМЫ ИСТОЧНИКОВ ТЕПЛОТЫ
И РАСЧЕТЫ ТЕМПЕРАТУРНЫХ ПОЛЕЙ

В СВАРИВАЕМОМ МЕТАЛЛЕ

Непрерывно действующие источники. В месте приложения
сварочного источника энергии повышается температура и начи-
нается перенос теплоты в более холодные участки свариваемого
металла путем теплопроводности.

Неравномерное температурное поле, возникающее в теле и
изменяющееся в процессе сварки, определяя размеры областей,
нагреваемых до той или иной максимальной температуры, и тер-
мические циклы (циклы нагрева и охлаждения отдельных точек),
воздействует на структуру и свойства металла в зоне термичес-
кого влияния, на термические напряжения в изделии и т. д.

Наконец, температурное поле обусловливает размеры зоны
плавления и сварочной ванны. Поэтому расчетам температурных
полей в свариваемом металле уделяется большое внимание.

Процесс переноса теплоты в металле в общем виде можно
описать дифференциальным уравнением теплопроводности

где с, р и А— удельная теплоемкость, плотность и теплопровод-
ность материала.

м
Чтобы получить уравнение температурного поля в конечной
форме для какого-либо конкретного процесса или частного слу-
чая, уравнение теплопроводности (как и всякое дифференциаль-
на уравнение) надо проинтегрировать при определенных, отве-
чающих данному процессу (случаю) краевых условиях, устанав-
ливающих начальное распределение температуры в теле (на-
чальные условия) и условия на границах тела (граничные усло-
вия). Интегрирование уравнения (1.3) затруднительно. По-
лому при решении тепловых задач прибегают к специальным
методам расчета, вводя различные упрощения.

Для сварщиков особый интерес представляют работы
Н. II. Рыкалина, который для расчета температурных полей при
сварке применил и развил метод источников, построив на этой
основе теорию тепловых процессов при сварке.

Сущность метола источников состоит в том, что в некоторый
объем нагреваемого тела за малый промежуток времени dt вво-
дят определенное количество теплоты (мгновенный источник),
повышающее в нем температуру, и рассматривают перенос теп-
лоты путем теплопроводности (процесс выравнивания температу-
ры в теле). При непрерывном действии источника (случай прак-
тически наиболее часто встречающийся) процесс распростране-
ния теплоты рассчитывают суммированием действия отдельных
элементарных (мгновенных) источников, приложенных в после-
довательные промежутки времени. Такое суммирование (по
принципу наложения) возможно в случае, когда процесс описы-
вается линейными дифференциальными уравнениями. Для этого
II. II. Рыкалин принимает теплофизические коэффициенты мате-
риала независимыми от температуры и вводит в расчет значения
коэффициентов, соответствующих некоторой средней температу-
ре. Таким способом Н. Н. Рыкалин получил сравнительно про-
стые аналитические решения, которые во многих важных для
практики случаях удалось выразить (при введении некоторых
упрощений в расчетные схемы) в элементарных или хорошо из-
вестных и табулированных функциях.

В зависимости от задачи, стоящей перед расчетом, решения
представлены в неподвижной относительно нагреваемого тела
системе координат или в подвижной, перемещающейся вместе
с источником. В подвижной системе координат при t -> оо полу-
чают уравнения квазистационарного температурного поля, свя-
занного с источником, которые характеризуют распределение
температуры вокруг источника.

Метод источников удобен для описания процессов распрост-
ранения теплоты при сварке (и при других методах обработки
материалов высокотемпературными, концентрированными ис-
точниками теплоты).

Расчетные схемы представляют собой сочетание схем источ-
ника и нагреваемого тела. Для тепловых расчетов при сварке
наиболее часто применяют следующие схемы.
Точечный источник, перемещающийся по п о-
верх ноет и п о л у о гр а н и ч е н н о го тела. Теплоту вво-
дят в бесконечно малый объем dxdydz на поверхности г = 0 те-
ла, размеры которого в направлении осей X и У и в положитель-
ном направлении по осп Z принимают неограниченными.
Плоскость z = О считается непроницаемой для теплоты, так что
последняя распространяется только в глубину и в боковых на-
правлениях. Эта схема в идеализированном виде представляет
собой случай сварки массивных изделий концентрированными
источниками, когда распределенностью источника и ограничен-
ностью размеров тела можно пренебречь.

Линейный источник, перемещающийся в не-
ограниченной пластине. Теплоту вводят в элементар-
ный объем, представляющий собой призму с бесконечно малым
основанием dxdy и высотой, равной толщине пластины. Теплота
источника равномерно распределяется по толщине пластины (по
высоте призмы). Размеры пластины в направлении осей X и У
неограничены. Эта схема описывает случай сварки тонких лис-
тов со сквозным проплавлением, когда можно принять, что раз-
меры зоны проплавления и изотермы не изменяются по глубине.

Идеализированные схемы, в которых принято, что тепловой
поток сосредоточен в точке или в линии (с постоянной интенсив-
ностью по всей ее длине), позволяют достаточно точно описать
процесс распространения теплоты в точках тела, достаточно уда-
ленных от источника. Вблизи же источника приходится считать-
ся с влиянием характера распределения теплового потока по
пятну нагрева.

Нормально распределенный источник. Про-
стейшим примером распределенного источника может служить
схема нормально кругового источника. Тепловой поток источни-
ка распределен по кругу симметрично оси источника (оси Z,
рис. 1.5, а) так, что в любой плоскости, проходящей через ось Z
удельный тепловой поток на расстоянии г от оси описывается
законом нормального распределения

?2(<) = ?2me 2о’ = ^2те ‘Л I1-4)

где — максимальное значение удельного потока; k = 1/2о2 —
коэффициент сосредоточенности, характеризующий заострен-
ность кривой нормального распределения, увеличивающуюся
с увеличением k (рис. 1.5, б).

Эффективная мощность нормально кругового источника свя-
зана с его параметрами соотношением

9 = ^-<72т- (1-5)

Нормально круговой источник идеализирует схему дуги или
другого источника, например газового пламени, действующего
16
на поверхности свариваемого материала. Однако при большой
мощности дуги, например при сварке в глубокую разделку и в
других случаях, дуга углубляется в изделие. При значительном
углублении источника его следует рассматривать как объемный,
а не как поверхностный источник. В этом случае необходимо
знать распределение теплового потока не только на поверхности,
но и по глубине зоны расплавления. Такому требованию удовле-
творяет предложенный Н. Н. Рыкалиным нормально эллиптиче-
ский источник, учитывающий распределение энергии по ширине

Рис. 1.5. Схема нормально кругового источника с расчетным
диаметром dn

у и глубине z зоны расплавления. Удельный тепловой поток та-
кого источника

q2(Y, Z) = 92mexp(-^1Y2-W2), (1 -6)

«де Aoi и Аог — коэффициенты сосредоточенности теплового по-
тока по осям Y и Z.

Уравнения, описывающие распространение теплоты нормаль-
но распределенных источников, получают заменой распределен-
ного источника фиктивным сосредоточенным источником такой
же мощности, но который начал действовать па время t0 раньше.
Это возможно потому, что распределенный нормально круговой
и сосредоточенный точечный источники равной мощности на зна-
чительном расстоянии от области, занятой источником, приводят
к почти одинаковым распределениям температуры [108].

Перечисленные и другие идеализированные схемы источников
и нагреваемых тел положены в основу тепловых расчетов при
сварке.

Н. Н. Рыкалин получил простые и удобные для практических
расчетов формулы для следующих случаев.

1. Для предельного состояния температурного поля, пред-
ставленного в подвижной системе координат, которая переме-
щается вместе с источником.

2 Заказ 1141

17
Предельное состояние поля удобнее пояснить на примере
неподвижного непрерывно действующего источника. В начале
процесса теплота источника, распространяясь в относительно
холодном металле, вызывает расширение нагретой области во-
круг источника Г(х, уу z, t). Однако в теле устанавливается теп-
ловое равновесие, при котором в любой его точке количество
подводимой и отводимой теплоты уравновешивается. При этом
расширение изотерм прекращается или, как говорят, поле дости-
гает предельного состояния, и процесс переноса теплоты в теле
из неустановившегося становится стационарным, а поле не за-
висящим от времени Г(х, у, г). Период неустановившегося пе-
реходного состояния температурного поля часто называют перио-
дом теплонасыщения. В зависимости от условий подвода и
распространения теплоты продолжительность периода теплона-
сыщения может быть различной.

В случае движущегося источника в подвижной системе коор-
динат, связанной с источником, наблюдается такая же картина
с той только разницей, что изотермы будут не концентричными
окружностями (в сечении тела какой-либо плоскостью, напри-
мер на его поверхности), а деформированными — вытянутой
формы в направлении движения. Степень деформации поля оп-
ределяется мощностью источника и скоростью его перемещения.

Поле не изменяется во времени лишь в подвижной системе
координат и поэтому называется квазистационарным. Относи-
тельно же любой неподвижной точки тела (хо, «/о» Zq) поле будет
изменяться и в уравнениях, описывающих его, появится время
Т(хо, £/о, 2о, /). Температура в точке сначала повышается при при-
ближении источника, а затем понижается при его удалении, т. е.
в каждой точке тела будет наблюдаться некоторый термический
цикл нагрева и охлаждения, называемый термическим циклом
сварки.

2. Для мощного быстродвижущегося источника, когда ско-
рость распространения теплоты сопоставима со скоростью пере-
мещения источника.

В этом случае можно приближенно принять, что теплота пе-
реносится главным образом в направлении, перпендикулярном
к оси перемещения источника. Уравнения, описывающие темпе-
ратурное поле, при этом упрощаются и из них получают удобные
для расчета уравнения в неподвижной системе координат, что
важно, например, для расчета термического цикла сварки или
определения размеров зоны, нагретой до заданной температуры.

Простые схемы источников не всегда позволяют описать ре-
альный процесс. В таких случаях прибегают к комбинированию
элементарных схем. В качестве примера можно сослаться па
расчет распространения теплоты от электрошлаковой ванны
с помощью трсх линейных источников различной интенсивности
[106]. Применительно к высококонцентрированным источникам
(электронный луч или луч лазера) схему поверхностного источ-
18
пи। I следует выбирать тогда, когда радиус пятна нагрева значи-
и и.но больше эффективной глубины проникновения луча. В про-
питом случае нужно использовать схему объемного источника,
Например при сварке лазером прозрачных диэлектриков.

Полное представление о тепловых процессах при сварке и их
расчетах можно получить из классической монографии И. Н. Ры-
калипа «Расчеты тепловых процессов при сварке» [108].

Импульсные источники. Расчеты тепловых процессов при им-
пульсной сварке разработаны в значительно меньшей степени.

Режим при импульсной сварке характеризуется следующими
основными параметрами: периодом повторения равным сум-

Рис. 1.6. Зависимость поло-
жения изотермы, соответст-
вующей 600° С (размеры об-
ласти, нагретой до 600°С),
на поверхности пластины от
скважности импульсов у

ме длительности импульса и паузы /п, скважностью импульсов
у = формой импульса и его амплитудой.

А. В. Петров в исследованиях импульсной дуговой сварки
вместо скважности использует отношение G = /п/4ь которое он
назвал жесткостью режима [90]. Очевидно, что G — (1 —у)/у и
У = 1/(1 + G).

Если, упрощая процесс, рассматривать, как это делает
А. В. Петров, источник (дугу) на протяжении импульса непод-
вижным, а затем скачкообразно перемещающимся в новое поло-
жение, то к перечисленным характеристикам следует добавить
шаг точек s = vCBT1b определяющий по оси шва расстояние меж-
ду двумя соседними положениями источника в момент импульса.
Очевидно такое предположение оправдано при достаточно ма-
лых Тц и у.

Заменив импульсный источник теплоты фиктивным непрерыв-
но действующим источником мощностью = yqa (qA — средняя
мощность за время /и), А. В. Петров рассчитал по известным
формулам Н. Н. Рыкалина положение изотермы 600° С для раз-
ных значений у при постоянной расчетной мощности qp и скоро-
сти сварки исв. При этих условиях уменьшение у (или увеличе-
ние G) приводит к значительному уменьшению области, нагретой
до 600° С (рис. 1.6). Прямые изменения температуры с помощью
термопар совпали с расчетными. Однако измерения в области
более высоких температур (близких к источнику) показали за-
метную пульсацию температур. Лучшие результаты получены

19
при расчете термического цикла сварки по схеме импульсного
нормально кругового источника (рис. 1.7) [89].

Пульсация температуры тем сильнее, чем ближе точка, для
которой записывают или рассчитывают термический цикл, к оси

Рис. 1.7. Термический цикл в
точке А, лежащей на расстоя-
нии у = 0,1 см от оси шва:

1 — эксперимент; 2 — расчет ио
схеме линейного постоянно дей-
ствующего источника мощностью
4р; 3 — расчет по схеме нормаль-
но кругового источника; Т =

= 0,&4 с. V = 0,25

перемещения дуги и чем больше период повторения Тц (при од-
ной скважности, рис. 1.8). При одной и той же величине Тц пуль-

сация увеличивается с умень-
шением скважности. Сравнение
проводилось при одних и тех
же значениях др.

Расчетами, подтвержден-

Рис. 1.8. Термический цикл в точках, лежащих на расстоянии у от оси
шва при двух режимах:

д — «= 0.2 с, V = 0,5; б — Гц= 2 с, у - 0.5; / — у — 0,1 см; 2 — у =

— 0,2 см; 3 — у — 0,4 см

мыми экспериментом, А. В. Петров показал, что при сварке тон-
колистового материала существует некоторый оптимальный диа-
пазон значений у, при котором можно получить заданную шири-
ну шва с наименьшим нагревом окружающего металла. При
20
уменьшении у (примерно до величины, меньшей 0,3) увеличи-
вается погонная энергия, необходимая для получения требуемой
ширины шва, вследствие того, что с уменьшением у для получе-
ния заданного размера шва приходится увеличивать амплитуд-
ные значения силы тока (и мощности), а с увеличением силы
тока происходит рассредоточивание теплового потока. При этом
изотермы температурного поля расширяются. При больших зна-
чениях у температурное поле приближается к полю непрерывно-
го источника. Отклонения от оптимальных значений у тем боль-

Рис. 1.9. Зависимость погонной
энергии от скважности у и перио-
да повторения Гц. Сварка стали
Х18Н9 толщиной 1,5 мм при исв —
= 5,4 м/ч; силу тока выбирали ис-
ходя из условия получения посто-
янной ширины проплавления (с об-
ратной стороны шва)

ше, чем больше величина Гц (рис. 1.9) и чем меньше скорость
сварки.

Эффективный к. п. д. импульсного источника по опытам
А. В. Петрова немного меньше к. п. д. непрерывно действующего
источника. Вряд ли это можно отнести за счет больших потерь
энергии при импульсном режиме. Вероятнее всего это связано
с тем, что коэффициент ф в формуле (1.2) при питании от им-
пульсного источника значительно меньше единицы. Это приводит
к завышению величины до и соответственно к уменьшению т)и.

4. КОНЦЕНТРАЦИЯ И РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕПЛОВОГО ПОТОКА
СВАРОЧНЫХ ИСТОЧНИКОВ

Поток энергии, падающий на поверхность нагреваемого (сва-
риваемого) материала от местного источника, сосредоточен на
ограниченном участке, называемом пятном нагрева. Поток энер-
гии, как правило, распределен по пятну нагрева неравномерно.
Обычно плотность энергии больше в центре пятна на оси потока
и уменьшается к периферии. Отношение эффективной мощности
источника q к площади пятна нагрева (характеризующее сред-
нюю плотность энергии) называют концентрацией источника.
Распределение и концентрация потока энергии являются важ-
ными характеристиками сварочных источников энергии, во мно-
гом определяющими области их технологического применения.

Напомним, что если вдали от источника температурное поле
в изделии практически не зависит от характера распределения
’ 21
источника и тепловые расчеты можно упростить, заменив рас-
пределенный источник приложенным в его центре тяжести сосре-
доточенным источником (принцип местного влияния Н. Н. Рыка-
лина, подобный принципу Сен-Венана в механике деформируе-
мого тела), то на расстоянии, соизмеримом с размерами пятна
нагрева, распределение источника существенно влияет на темпе-
ратурное поле.

При сварке следует нагревать и расплавлять лишь минималь-
ное количество металла, необходимого для образования соеди-
нения. Излишнее количество нагретого и расплавленного метал-
ла не только вызывает излишний расход энергии и времени, но
и расширяет зону структурных превращений в металле, увели-
чивает степень деформации изделия при сварке и приводит к дру-
гим нежелательным последствиям.

Чем концентрированнее источник, тем, очевидно, меньше
(уже) будет зона нагрева и расплавления. С этой точки зрения
сварочные источники по расходу энергии (в Вт/м2) можно рас-
положить в следующем порядке:

Газовое пламя............105—10®

Дуга..................... IO6—107

Электронный луч и луч лазера1 108—Ю!°

Пределы изменения концентрации для данного типа источни-
ка зависят от режима и техники сварки.

В заключение отметим, что концентрация теплового потока
является важной характеристикой источника, определяющей его
технологические особенности и область применения. Тепловой
поток любого источника при сварке можно рассредоточить за
счет колебательных движений горелки, дуги, луча.

В случае газового пламени и косвенной дуги возможно легко
регулировать эффективную мощность, изменяя расстояние го-
релки от изделия или угол наклона пламени. Средствами рас-
средоточивания теплового потока с распределением мощности
на большей площади являются также различные способы много-
электродной (многодуговой) сварки и сварки многопламенными
горелками.

Кроме концентрации (средней плотности энергии) источника
во многих случаях важно знать и распределение удельного теп-
лового потока по пятну нагрева.

Рассмотрим этот вопрос применительно к основным типам
источников. Распределение теплового потока сварочной дуги во
многих случаях приближенно описывается законом нормального
распределения [109]. С помощью термопар, расположенных в ви-
де гребенки на разном расстоянии от оси перемещения дуги,
было измерено распределение мгновенной температуры в направ-
лении, перпендикулярном к оси шва в тонкой пластине (6 =

1 В диапазоне сварочных режимов.
= 0,9 1,0 мм). Время измерения температуры соответствовало

моменту достижения максимальной температуры в точке О на
оси шва (рис. 1.10). По опытным данным методом моментов бы-
ло найдено соответствующее нормальное распределение

W = rmaxe"^ {1.7)

При обработке опытных данных принимали следующие допу-
щения. Во-первых, тепловой поток дуги распределен по пятну
нагрева, представляющему круг с радиальной симметрией отно-

Рис. 1.10. Схема обработки результатов измерения температур:
а — изменение температуры в точках /—5 во времени; й — распределе-
ние мгновенных значений температуры в середине толщины листа в мо-
мент, когда на оси перемещения дуги температура достигла максимума

сительно оси, и отвечает идеализированной схеме нормально
кругового источника. Во-вторых, распределение линейной интен-
сивности потока по радиусу пропорционально распределению
температуры

?1(r) = cp67'o(i/), (1.8)

где ср — объемная теплоемкость.

Это предположение справедливо, если пренебречь зависи-
мостью теплофизических свойств металла от температуры, ко-
нечными размерами дуги (различным временем воздействия
дуги в разных точках), выравниванием температуры в металле
путем теплопроводности и неравномерным ее распределением по
толщине металла. Чтобы уменьшить искажения, вносимые пере-
численными факторами, применяли тонкие (0,9—1,0 мм) пласти-
ны и большую скорость перемещения дуги (0,12—0,32 м/с).
Пользуясь соотношениями (1.7), (1.8) и (1.5), были определены
по опытным данным значения i/i(r), ^2m н А для различных слу-
чаев сварки.

Несколько типичных кривых распределения (72(f) показано
на рис. 1.11 (толстые кривые — эмпирическое распределение,
тонкие — соответствующее ему нормальное).

Аналогичные результаты получены в работе П. А. Шоека
с помощью секционированного анода (см. далее) [136]. Кривая
нормального распределения пересекает ось абсцисс в бесконеч-

Рис. 1.11. Распределение линейной интен-
сивности qi(r) теплового потока дуги
(при сварке):

а — голой проволокой (/ - 530 ч 550 Л. U =
= 37 4- 38 В. диаметр электрода -1 мм); 6 —
угольной дугой [U = 36 + 38 В); в — Дугой
в аргоне (вольфрамовый электрод, / ~

= 180 Л, U — 13 В, идг = 5,5 л,'мин)

ности. Чтобы получить расчетом конечные размеры пятна нагре-
ва, надо пренебречь удельным потоком (72, меньшим некоторой
определенной величины.

.Н. Н. Рыкалин обычно принимает пятно нагрева как область,
ограниченную значениями #2 (г) 0.05<72m- В этом случае удель-
ный тепловой поток на границе пятна

( du \

( v ) = </2"‘е

(М2
ь; =0,05^.

Откуда условный диаметр пятна нагрева

3,46

что вносит определенность в понятие о нем (для источника, рас-
пределенного по нормальному закону).
Опыты показали» что с удлинением дуги сосредоточенность
источника уменьшается, а с увеличением скорости увеличивает-
ся. С увеличением силы тока тепловой поток рассредоточивается,
.хотя q и q2m увеличиваются, но одновременно увеличивается dH
и уменьшается k (рис. 1.12).

Средняя плотность энергии при этом мало изменяется. Гак,
она увеличивается с возрастанием силы тока от 117-10~4 до
136-10-4 Вт/м2 (рис. 1.12).

Аналогичные результаты получил П. А. Шоек, который иссле-
довал радиальное распределение плотности тока и теплового

потока на аноде дуги с воль-
фрамовым электродом в арго-
не с помощью секционирован-
ного анода в виде медной водо-
охлаждаемой пластины, разде-
ленной электрически и терми-

Рис 1.12, Зависимость параметров
k и du от силы тока (аргоно-дуго-
вая сварка плавящимся электро-
дом)

к,
см"2

бн,
мм

4 6 8 L, мм

б)

Рис 1.13. Зависимость диаметра
пятна нагрева (а) и коэффициента
сосредоточенности (б) от длины /
дугового промежутка и силы тока

I дуги

чески на 2 части и перемещавшейся под дугой микрометриче-
ским винтом; это позволило, измеряя силу тока и температуру
охлаждающей воды па разных участках пятна нагрева, по-
строить кривые распределения (рис. 1.13) [136].

Влияние параметров режима на сосредоточенность теплово-
го потока мощной углубленной дуги под флюсом исследовал
В. А. Петруничев. Дуга рассматривалась как нормально эллип-
тический источник, т. с. источник, распределенный по нормаль-
ному закону по ширине у и глубине z зоны сварки. Удельный
тепловой поток такого источника описывается уравнением (1.6).
Значения коэффициентов и k02, полученные обработкой дан-
ных о распределении температур на границе плавления, показы-
вают, что сосредоточенность источника уменьшается с увеличе-
нием напряжения дуги (рис. 1.14, а) н увеличивается с увеличе-
нием скорости сварки (рис. 1.14, б) [92].

Для плазменной струи параметры k и зависят от конструк-
ции плазмогенератора [110]. Сосредоточенность потока плазмен-
ной струп в отличие от дуги не уменьшается с увеличением силы

Рис. L14. Коэффициенты сосредо-
точенности углубленной дуги под
флюсом в зависимости:

я — от напряжения дуги U (1 «•
— 900 А, иСв = 50 м/ч); б — от ско-
рости сварки уСв (Г/д = 38 В, / =
= 550 А — сплошные линии и 900 А —
штриховые); в — от тока / (U - 38 В,
и„_ = 50 м/ч)

тока, а даже немного увеличивается (du практически не изме-
няется, a k незначительно увеличивается, рис. 1.15). Постоянство
dH и увеличение q?m объясняют ограничивающим действием ка-
нала и сопла плазмогенератора на диаметр струн. С увеличением
расстояния h нагреваемой поверхности от среза сопла плазмо-
1енератора мощность q и максимальный удельный поток q^n
резко уменьшаются, du увеличивается, а коэффициент сосредо-
точенности незначительно уменьшается (рис. 1.16).

Сравнение размеров пятен нагрева и сосредоточенности теп-
лового потока поверхностной открытой дуги эффективной мощ-
ностью 9,65 кВт (/ = 550 А) с газовым пламенем примерно той
же тепловой мощности показывает, что максимальный удельный
тепловой поток такой дуги в 8 раз больше теплового потока га-
зового пламени, а пятно нагрева в 3 раза меньше (рис. 1.17)
[108].

Следует отметить, что опытные данные по распределению
температуры и потока энергии получены для твердой поверхно-
сти. В реальном процессе пятно нагрева располагается на по-
верхности расплавленного металла. В этом случае вследствие
интенсивной конвекции и перемешивания металла в ванне мож-
но ожидать заметного выравнивания температур, особенно
вблизи оси потока.

При лучевых процессах распределение теплового потока ис-
следовано мало. Высокая концентрация энергии не позволяет
непосредственно измерять распределение температуры па ио-

Рис. 1.15. Зависимость параметров
распределения теплового потока
плазменном струи на расстоянии
10 мм от среза сопла от силы тока
/ в нлазмогенераторе

Рис. 1.16. Зависимость параметров
распределения теплового потока от
расстояния h нагреваемого мате-
риала от среза сопла при / = 200 А

верхности обрабатываемого материала. Поэтому прибегают
к косвенным методам оценки, которые, естественно, дают весьма
приближенное представление о действительной картине.

Например, о распределении плотности энергии в пятне нагре-
ва судят по ее распределению в несфокусированном луче, кото-
рый не оказывает сильного теплового воздействия на материал.
При этом допускают, что характер распределения при фокуси-
ровке не изменяется, что неточно. По этой же причине неточные
данные получают при использовании метода зондов.

Фотометрирование несфокусированного луча лазера, работа-
ющего в режиме свободной генерации, показывает весьма не-
равномерное распределение энергии (в виде отдельных пятен).
Видимо, такой же характер имеет и распределение энергии на
поверхности материала.

Расчетные оценки распределения удельной мощности в пятне
нагрева по данным о положении границы закаленной зоны на
стали ШХ-15, подвергнутой действию импульса рубинового ла-
зера, по мнению В. Ф. Бреховских, А. Н. Кокора и А. А. Углова,
позволяют применять закон нормального распределения, хотя
они отмечают заметные отклонения от теоретической кривой,
объясняемые отмеченной выше неоднородностью излучения ла-
зера [9].

При работе лазера в квазистационарном режиме излучение
хотя и происходит, так же как и при работе в режиме свободной
генерации, отдельными пятнами, но очаги излучения размеща-
ются более равномерно, что позволяет ожидать и более равно-

Рис. 1.17. Распределение теплового по-
тока дуги н газового пламени:
/ — дуга; 2 — газовое в ла мн

мерного распределения энер-
гии на поверхности в пятне
нагрева. Возможно, что рас-

пределение энергии в этом
случае будет ближе к пря-
моугольному. Коэффициент
сосредоточенности для пото-
ка энергии лазера составля-
ет примерно !04 см-2.

Сфокусированный свето-
вой луч характеризуется зна-
чительно меньшей концент-
рацией энергии, чем луч ла-
зера, и занимает промежу-
точное положение между га-
зовым пламенем и дугой
[75]. Распределение энергии

в фокальном пятне прибли-
жается к Гауссовому, что
позволяет рассматривать
световой луч как нормально
круговой источник, коэффи-
циент сосредоточенности ко-
торого составляет приблизи-

тельно 2—12 см*2. С усовершенствованием оптических систем
концентрация светового источника, вероятно, может быть по-
вышена.

В табл. 1.3 даны параметры распределения энергии некото-
рых типов источников.

Таблица 1.3

Параметры источника Тип источника
Газовое пламя (наконечник № 1; расход ацетилена 140 л ч) Дуга под флюсом Плазмен- ная струя Электрон- ный луч*
<7, Вт 1580 1570 1650 1440
<Ьт. Вт/см« 2102 2-103 |. 1(р 3,6-I06
5,5 1 2.7 0,04
Аг, см 2 0,39 10.5 2 0,8-10*
ц nd^ Вт/см! 66 2-103 2,9-102 1.310s

* Парамс1 ры определены методом нращакнцегося зонда н фокусе луча вдали от
поверх»ости
5. ИСПАРЕНИЕ И УНОС МАТЕРИАЛА
ПОД ДЕЙСТВИЕМ СВАРОЧНОГО ИСТОЧНИКА

Под действием высокотемпературных концентрированных
источников теплоты (дуги, электронного луча, луча лазера и дру-
гих) обрабатываемый материал плавится, частично испаряется
или сублимирует и уносится в окружающую среду.

По вопросу испарения металла в дуге имеется очень мало дан-
ных, а те, что есть, значительно отличаются друг от друга.

Для малоамперных дуг в разных исследованиях получены
следующие значения удельной скорости аи испарения металла
в области катодного пятна [48]:

Ртуть .....................

Медь (твердая).............

%. г, (А-ч)
0,0612—4,68
0,0252—0,054

Большие значения аи И. Г. Кесаев полагает завышенными
в результате недостаточно полного исключения разбрызгивания
из потерь на испарение.

Для многоамперной дуги И. Д. Кулагин и А. В. Николаев,
определяя скорость испарения по разности масс железного элек-
трода диаметром 5 мм при импульсном воздействии (время го-
рения дуги составляло 0,01—0,7 с и во всех случаях было меньше

времени существования
капли на электроде), на-
шли, что скорость испаре-
ния при / > 250 А пропор-
циональна силе тока (аи«
— const); а при I < 250 А
ци увеличивается с возра-
станием силы тока (рис.
1.18). Значения ап в этом
опыте составляли 0,2—
0,6 мг/(Ас).

Относительное количе-
ство испаряемого метал-
ла можно найти из соот-
ношения скоростей испа-
рения и плавления

б)

Рис. 1.18. Удельная (отнесенная к 1 А)
скорость испарения металла железного
электрода диаметром 5 мм:

а — электрод-катод; б — элекгрод-анод

Ди ___ Q»

£р «Р

К сожалению, коэффи-

циент расплавления проволоки, использованной в этих опытах,
неизвестен. Если взять для голой проволоки ар = 12 -ь
-т- 14 г/(А-ч) при указанных значениях аи, отношение gjgp со-
ставит 0,06—0,17 (6—17%).
А. В. Петров, сравнивая при аргоно-дуговой сварке проволо-
кой Св-Х18Н9Т массу расплавленного за некоторый промежуток
времени электродного металла и массу капель, перешедших за
это время в ванну, нашел, что в парообразном состоянии с элек-
трода переносится 10—25% металла (большие значения соот-
ветствуют большей силе тока). Массу капель определяли по их
геометрическим размерам на кадрах скоростной киносъемки
(по двум проекциям) [88]. В то же время Д. Хоуден, расплавляя
небольшие (1 см3) образцы металла в медной водоохлаждаемой
форме в защитной (аргон или аргон + 5—10% водорода) атмо-
сфере, получил скорости испарения, которые не только значи-
тельно меньше скоростей, полученных в опытах И. Д. Кула-
гина и Л. В. Николаева, но и скоростей в случае малоамперной
дуги:

и'

мгДА-с)

Для железа (при 300А)...............0,0016

Для меди (при ЗООА).................. 0,0002

Для олова (при 80 А)................. 0,0060

Испарение определяли только для анода при силе тока 100—
300 Л; отмечено увеличение ап с возрастанием силы тока [154].

Значительное расхождение опытных данных объясняется, ви-
димо, не только различиями в методиках экспериментов (прежде
всего разной степенью разделения потерь на испарение и раз-
брызгивание металла мельчайшими каплями), но и разными фи-
зическими условиями на испаряемой поверхности (условиями
теплоотвода, концентрацией теплового потока и т. д.). Эти усло-
вия более благоприятствуют испарению на торце плавящегося
электрода вследствие стесненности опорного пятна дуги и соот-
ветственно большей плотности потока энергии, худших условий
теплоотвода и, главное, наличия газового потока, направленного
обычно с электрода на изделия и ускоряющего удаление паров
с поверхности. О роли направления газового потока можно су-
дить по изменению скорости испарения на катоде малоамперной
дуги, которая, как известно, быстро увеличивается с понижени-
ем давления [48]. Другая картина на поверхности ванны. Падаю-
щий на нее газовый поток с электрода должен тормозить паро-
образование. Это, видимо, и является причиной небольших зна-
чений аи, полученных Д. Хоуденом.

При электроннолучевой сварке имеются потери металла
вследствие испарения (и частично разбрызгивания) [83]:

Металл

Потери мг'Дж при мощности
в Вт

250 350

Нихром.......................... 0,8-10 3 2,910 3

Ал юми ни й..................... 4 • 10”3 35-10" л
С повышением плотности теплового потока потери вещества
или, как часто говорят, вынос (или унос) массы быстро увели-
чивается и при некотором критическом значении плотности
потока процесс из области сварки переходит в область размерной
обработки (пробивки отверстий, резки и т. п.). Критическое зна-
чение плотности потока соответствует 10е В т/см2. В качестве
примера на рис. 1.19 показана зависимость выноса массы (отне-
сенного к единице энергии импульса) от плотности потока при

воздействии луча лазера на
магниевомарганцевый фер-
рит [19].

Некоторые авторы считают,

Рис. 1.20. Зависимость расчетной
температуры в центре пятна на-
грева на поверхности металла (а)
и глубина проплавления (б) от
продолжительности импульса г
при энергии импульса лазера, рав-
ной 0,01 Дж (/) и 0,02 Дж (2)

Рис. 1.19. Зависимость
удельного выноса массы у от
концентрации / (средней
плотности) энергии импуль-
са лазера

что при лучевых процессах достигается критическая плотность
энергии и процесс из области сварки переходит в область раз-
мерной обработки, когда расчетная температура в центре пятна
нагрева превысит температуры кипения материала (см., напри-
мер, [25]). Расчеты, выполненные в предположении распределе-
ния энергии импульса по нормальному закону с коэффициентом
сосредоточенности k = 0,75-104 см-2 при = 50 мкм, показали,
что температура в центре пятна при постоянной энергии импуль-
са, воспринимаемой поверхностью, уменьшается с увеличением
продолжительности импульса и существенно зависит от тепло-
физических свойств металла (рис. 1.20).

Н. Н. Рыкалип и А. А. Углов, рассматривая луч лазера как
поверхностный источник и задаваясь гауссовым распределением
плотности энергии на поверхности, получили аналитическое ре-
шение задачи о плоском температурном поле в неограниченной
пластине [111]. Расчетами допустимых значений энергии импуль-
са и плотности энергии, при которых температура в центре пятна
не превышает температуры кипения материала, получены для
источника с продолжительностью импульса г = 5-10 4 с и коэф-
фициентом сосредоточенности k = 3,1 -104 см2 следующие до-
пустимые значения энергии импульса и плотности энергии в за-
висимости от критерия Био (Bi) (табл. 1.4):

где а — коэффициент поверхностной теплоотдачи;
пластины; 7.— коэффициент теплопроводности.

6 — толщина

Таблица 1.4

Критерий Bi Допустимые значения
е, Дж Вт , Вт/сма л<1н/4
0 0,003 6 1,9.10* 1,5-10s
0.1 0,024 48
1 0,037 74 2.3105
10 0,061 122 3,9-КР
эо 0.126 252 8-10s

Если плотность энергии больше плотности, приведенной
в табл. 1.4, то происходит значительный вынос массы и свари-
вать нельзя. При электроннолучевой импульсной размерной об-
работке стали с плотностью потока 1010 Вт/см2 за 1 импульс вы-
носится 1,5-10-4 г металла или 2,5 г/с, что на 1—2 порядка выше
возможного испарения металла. Очевидно, при такой плотности
потока потери металла связаны с явлениями взрывного порядка.
Применив простейшую «модель полуограниченного тела с посто-
янными теплофизическими свойствами, поглощающего импульс
энергии в тонком поверхностном слое, и решив одномерную теп-
ловую задачу при допущении, что поток теплоты распростра-
няется только в одном направлении, Г. Н. Дульнев и Н. А. Яры-
шев получили для потока квазистационарного режима и плотно-
стью порядка 107 Вт/см2 скорость продвижения фазовой границы
(скорость испарения или вообще уноса массы), измеряемую
метрами в секунду [29].

Такую модель целесообразно применять для очень кратковре-
менного воздействия (при глубине разрушения вещества в не-
сколько микрон), она может дать представление только о на-
чальной стадии воздействия.

6. МЕХАНИЧЕСКОЕ ВОЗДЕЙСТВИЕ ИСТОЧНИКА
НА СВАРИВАЕМЫЙ МАТЕРИАЛ

Поток энергии источника оказывает не только тепловое, но и
механическое воздействие на свариваемый материал. Последнее
является результатом действия главным образом динамического
напора потока газов, паров и ионизованных частиц, направлен-
32
ного ла обрабатываемый металл при дуговой сварке» и реакции
паров, отделяющихся с поверхности металла при лучевых спосо-
бах сварки.

Динамический напор газового потока проявляется при несим-
метричной дуге (дуге, горящей между электродами разных раз-
меров) и направлен в сторону большего электрода. Возникает
он под действием электромагнитных сил (см. далее п. 20) и про-
порционален квадрату тока:

РД = И2. (1.10)

Величину Рд часто называют давлением дуги, но это непра-
вильно, так как она имеет размерность силы.

Коэффициент k зависит от способа сварки, полярности, диа-
метра электрода и других факторов (табл. 1.5).

Таблица 1.5

Способ сварки Полярность, сила тока, А Электрод Коэффи- циент 10’Л, Н/А’ Литера- турный источник
Материал Диаметр мм н
Аргоно-дуговая неплавящимся электродом Прямая 150—550 Вольфрам 5 2,25 [861
Прямая 60—200 Вольфрам 2 I ,25 [135J
Аргоно-дуговая плавящимся электродом Прямая 250-500 Х18Н9 2 2,95 [861
1,6 3,35
Обратная 150—550 Х18Н9 2 3,75
Обратная 40—140 Х5М 0,5 3,05 [1351
Голой проволокой (автоматическая) открытой дугой Переменный ток 450—950 Св-08 3 1,3 [921
4 0,87
5 0,44

Из данных табл. 1.5 можно видеть, что при аргоно-дуговой
сварке неплавящимся электродом k несколько меньше, чем при
применении плавящегося электрода (вероятно, за счет кинети*
ческой энергии капель электродного металла). В то же время
при сварке открытой дугой k меньше, чем при аргоно-дуговой
сварке плавящимся и неплавящимся электродами вследствие
меньшей сосредоточенности потока; по этой же причине k умень-
шается с увеличением диаметра электрода.
Однако данные разных исследований не всегда согласуются
между собой, что затрудняет их обобщение. Виной тому различ-
ные неучитываемые факторы (см., например, п. 18) и, вероятно,
различия в методике экспериментов. Так, в одном из проведен-
ных автором данной книги опытов получены существенно разные
значения Рл для одних и тех же марок электродов. Вряд ли это
можно отнести за счет особенностей в изготовлении исследован-
ных партий электродов. Скорее причиной расхождений являются

Рис. 1.21. Зависимость усилия, создаваемого дугой, на
ванну от силы тока и диаметра электрода. Автомати-
ческая сварка голой проволокой (штриховая линия —
данные холостого опыта)

какие-то неучтенные факторы, обусловившие различные резуль-
таты холостого опыта. Косвенным подтверждением этого могут
быть следующие соображения.

Во всех исследованиях Рд определяют по разности значений
Р в рабочем и холостом опытах. Последний проводят при корот-
козамкнутой цепи, он характеризует усилие, возникающее под
действием электромагнитных сил, стремящихся уменьшить кон-
тур, обтекаемый током. Следовательно,

р _ р ____р

1 Л ' общ ‘ хол •

Типичные кривые Рд(/2) приведены на рис. 1.21.

Сопоставление значений РОбщ в опытах, проведенных автором
данной книги, показало удовлетворительную сходимость резуль-
татов (учитывая большой разброс точек при ручной сварке),
в то время как значения РХОЛ отличались между собой
(табл. 1.6).

При сварке под флюсом дугой большой мощности возникают
трудности в определении Рд, вызванные интенсивным газовыде-
34
Таблица 1.6

Электрод, полярность Общее воздействие дуги на свариваемый материал Р^. Н Скоростной напор газового потока Р , Н
1 2 1 2
УОНИ-13/55, обратная УОНИ-13/55, прямая ЦМ-7С, прямая и обратная 0,059 0,046 0,044 0,064 0,047 0,049 0,033 0,020 0,018 0,052 0,035 0,037
Примечание. 1 н 2 - опыты, проведенные на разных установках и в разное ирсмя. Р и приведены для /—300 А: Рхол для опытов 1 и 2 соответственно равно 0.026 и 0.012НГ

лением. Газы, прорываясь периодически через слой флюса, соз-
дают дополнительное реактивное усилие на образец, соизмери-
мое с усилием, создаваемым дугой [92]. Разделить эти две ком-
поненты затруднительно, при этом квадратичной зависимости от
силы тока обнаружить не удалось. Можно лишь отметить, что
суммарное, фиксируемое датчиками, усилие намного больше уси-
лия при сварке открытой дугой (около 1—2 Н при силе тока
500—900 А).

Усилие, создаваемое потоком газов, может достигать величи-
ны, достаточной для активного воздействия на жидкий металл.
Например, при k = 3* 10~7 Н/А2 и силе тока 300 А усилие на ван-
ну составит около 9,8-10~3 Н, что соизмеримо с весом небольшой
сварочной ванны.

Воздействие источника на материал зависит, однако, не
только от общей величины усилия, но и от его распределения по
поверхности. Этот вопрос мало изучен. Дуговой поток, падая на
поверхность изделия, растекается в стороны. Из гидродинамики
известно, что в подобном случае, называемом течением в перед-
ней критической точке, максимальное давление наблюдается
в центре потока (на его оси) и уменьшается в радиальном на-
правлении, а тангенциальная составляющая скорости, .наоборот,
равна нулю в критической точке и возрастает к периферии.

Распределение давления дуги в аргоне с вольфрамовым като-
дом и медным водоохлаждаемым анодом (/ = 100 А, /д = 6 мм)
на поверхности анода, по данным П. А. Шоека, показано на
рис. 1.22 в виде отношения р/ро (ро — давление в критической
точке) [136]. Там же показана вычисленная безразмерная ско-
рость п/псо (^оо — скорость потока на достаточно большом рас-
стоянии от центра анода).

Скоростной напор непосредственно в дуге (а не на изделии)
исследовали И. М. Ковалев и др., вводя в дугу между вольфра-
мовым катодом и медным анодом графитовый $онд [49]. Усилие,
воспринимаемое зондом, фиксировали специальным прибором;
при делении усилия на величину поверхности зонда получали
давление в данной точке дуги.
Д МЮ^Н/см2

Рис. 1.22. Радиальное распределе- Рис. 1.23. Зависимость давления на
ние давления и скорости газового оси дугового потока от силы тока на
потока на аноде расстоянии от катода:

/ — 0,15 см; 2 — 1,0 см

Рис. 1.25. Радиальное распределение
давления р и теплового потока (по
скорости плавления зонда и3) на рас-
стоянии х от катода. Длина дуги /д =*

= 1,7 см, I « 100 А

Рис. L24. Зависимость
давления на оси дугового
потока от расстояния от
катода для дуг разной
длины:

1 — 2,5 см, / “ 180 А;

2 — 1дш 3,3 см; I «•

- 100 А; 3 — 1Л - 4 см,
/ - 120 А
Как и следовало ожидать, давление оказалось пропорцио-
нальным квадрату силы тока и тем больше, чем ближе к катоду
производили измерение (рис. 1.23).

При этом с увеличением силы тока увеличиваются начальная
(вблизи катода) скорость и давление потока и максимальная
длина потока с одинаковым скоростным напором — увеличивает-
ся дальнобойность потока (рис. 1.24).

В опытах было обнаружено заметное уменьшение скорости
струи в месте встречи катодного и анодного потоков.

На рис. 1.25 (с правой стороны) показано распределение дав-
ления по радиусу г потока на разном расстоянии х от катода.
С левой стороны на этом же рисунке показаны скорости плавле-
ния проволочного (вольфрамового) зонда в разных точках по-
тока, дающие представление о распределении теплового потока
в дуге.

При испарении металла возникает реактивное усилие, вели-
чина которого может быть подсчитана, например, по известной
формуле для реакции истечения газов из отверстия:

р = gv2 + F(p2—рвн),

где g — массовая скорость; V2 — скорость потока паров у поверх-
ности; Л — поверхность испарения; р? — давление паров у поверх-
ности; рви — внешнее давление.

При дуговой сварке, как указывалось в предыдущем пара-
графе, испарение с поверхности ванны сравнительно невелико.
Испарение возрастает при лучевых процессах. Исследуя дейст-
вие импульса электронного луча на прозрачную жидкость (ваку-
умное масло), А. Н. Кабанов и Е. Е. Чернова-Столярова нашли,
что скорость истечения паров масла из канала, образованного
лучом, составляет 103 м/с, скорость испарения 0,1 г/с и сила от-
дачи 10~1 Н (104 дин) (пренебрегая вторым членом приведенной
выше формулы) [46]. При диаметре канала 100 мкм давление на
дно канала составляет 9,8-106 Н/м2. Авторы указанной работы
не учитывали в расчетах, что наряду с испарением возможно
разбрызгивание масла. Поэтому полученные ими цифры следует
считать завышенными. Эти цифры будут еще меньше при непре-
рывном процессе (см. п. 5). Тем не менее, они показывают, что
импульс отдачи в лучевых процессах может достигать значитель-
ной величины, и вследствие малой площади, на которую действу-
ет луч, создавать значительные давления.

7. ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
СВАРОЧНОЙ ДУГИ

Дуговая сварка — основной сварочный процесс, наиболее
массовый и широко применяемый в промышленности. Поэтому
целесообразно остановиться на некоторых характеристиках ду-
ги как источника энергии. Дуга представляет собой весьма слож-
37
ный комплекс взаимосвязанных и саморегулирующихся про-
цессов.

Рассмотрение электрофизических процессов в дуге выходит
за рамки этой книги. Им посвящены ряд монографий и работ
[65, 123, 125, 130, 103 и 122].

В данной книге ограничимся некоторыми положениями (от-
носящимися к тепловому воздействию дуги на электроды), кото-
рые помогут выявить и оценить основные факторы, определяю-
щие закономерности плавления металла дугой, понять связь их
с явлениями в дуговом разряде.

Основные энергетические области дуги. Дуговой разряд под-
разделяют на анодную и катодную области и столб дуги. Такое
деление отвечает распределению потенциала в дуге, характери-
зуемому скачкообразными изменениями вблизи каждого из элек-
тродов. Вследствие этого полная мощность дуги

q0 = UJ + UJ + /д£/,

где L/K и UA — катодное и анодное падения напряжения; / — си-
ла тока; /д — длина дуги; Е — градиент поля в столбе дуги.

Протяженность областей приэлектродного падения напряже-
ния крайне мала, а градиенты поля в них очень большие. Поэто-
му значительная часть энергии дуги выделяется у электродов
или, как обычно говорят, на электродах и именно за счет этой
энергии происходит в основном нагрев и плавление металла.

Роль излучения столба дуги в нагреве электродов невелика.
Это подтверждается тем, что скорость плавления электрода
практически не зависит от изменения длины дуги (при прочих
равных условиях), как это следует из табл. 1.7, в которой напря-
жение дуги характеризует ее длину.

Таблица 1.7

Способ сварки Ur В /. Л ю-5а/, Вт °р' г/(А-ч)
Покрытыми электродами диамет- 24 200 4,8 9,3
ром 5 мм (УОНИ-13), обратная по- 26,5 200 5.3 9.0
лярность L 29,5 200 5,9 9,2
Под флюсом марганцовистой про- волокой диаметром 1,6 мм, прямая 34 640 21,8 10,6
40 630—660 24,7 9,4—11 1 Л Л
полярность 45 650 29,2 10,4

Катодная область играет первостепенную роль в развитии и
поддержании дугового разряда, являясь первичным источником
электронов.

Возможны различные механизмы эмиссии электронов с ка-
тода.
Термоэлектронная эмиссия в тех случаях, когда при высоких
температурах электроны проводимости получают энергию, до-
статочную для преодоления потенциального порога на границе
металл — газ и удаления из металла. Работу, затрачиваемую на
то, чтобы вырвать электрон из решетки металла и удалить в бес-
конечность, называют работой выхода электрона.

Автоэлектронная эмиссия в тех случаях, когда при очень
сильном внешнем поле возможен проход электронов сквозь по-
тенциальный барьер (туннельный эффект) без изменения их
Энергии.

Термоавтоэлектронная эмиссия в тех случаях, когда темпе-
ратура и поле с участием туннельного эффекта действуют одно-
временно.

Очевидно, что в зависимости от условий дугового разряда
(физических свойств материала катода, его температуры и со-
стояния поверхности и др.) возможны различные механизмы
эмиссии. По словам И. Г. Кесаева ссложилось представление
о существовании непрерывного перехода от термо- к автоэлек-
тронной дуге в некоторой области температур и напряженностей
поля у катода».

Работа выхода электрона ф, определяющая ток эмиссии, не
является константой материала, а, как известно, находится в
большой зависимости от условий на поверхности эмиттера. Зна-
чения ф для разных граней одного и того же кристалла могут
отличаться друг от друга более чем на 1 эВ и, следовательно,
зависят от структуры поверхности. При наличии на поверхности
адсорбированных атомов электроположительного металла (на-
пример, тория на вольфраме) ф уменьшается в несколько раз по
сравнению с ф чистого металла вследствие образования на его
поверхности двойного электрического слоя поляризованными
атомами адсорбента и вследствие других процессов. Это явление
используют в так называемых пленочных катодах.

Известны и находят широкое применение оксидные катоды,
в которых слой окислов после соответствующей обработки (ак-
тивации) способствует снижению эффективной работы выхода.
В качестве примера назовем бариевый оксидный катод, изготов-
ляемый нанесением на керн из никеля или вольфрама смеси кар-
бонитов бария, стронция и кальция на специальном связующем.
В процессе активации (нагрев примерно до 1000° С с одновре-
менным отбором эмиссионного тока) происходит диссоциация
карбонатов и образование смеси окислов. При этом часть окиси
бария восстанавливается до металлического бария за счет взаи-
модействия окиси бария с примесями керна, углеродом, остав-
шимся после разложения органического связующего, и других
реакций. Восстановленный барий распределяется диффузией по
окисному слою и его поверхности. Такой слой является полупро-
водником со смешанной проводимостью и значительно умень-
шенной работой выхода:
Материал катода Работа выхо-

да, эВ

Вольфрам....................................... 4,24

Пленочный катод W—Th..................... . 2,63

Пленочный катод W—Ва............................ 1,56

Оксидный катод W—О—Ва........................ 1,3

Лнод играет вторичную роль в дуговом разряде. Для опреде-
ления .мощности, выделяемой дугой на аноде и катоде, имеется
несколько формул, но расчеты по ним носят условный характер
из-за произвольного выбора значений входящих в них величин
(анодного и катодного падения напряжения, доли ионного и
электронного тока и др.).

Энергия, выделяемая на аноде, складывается из кинетичес-
кой энергии электронов UJ, приобретаемой ими в области анод-
ного падения напряжения, потенциальной энергии электронов,
которая равна величине эффективной работы выхода <р, и кине-
тической энергии электронов, получаемой ими в столбе дуги и
равной

Мощность, получаемая анодом,

(1.11)

полностью затрачивается на нагрев и испарение анода (прене-
брегая затратами на радиацию).

Катод получает энергию в виде кинетической энергии ионов
(1—и энергии их нейтрализации (1—/)((/и— ф)/ (f —
доля электронного тока и £/и — ионизационный потенциал).

Следовательно, на катоде выделяется мощность

П-Ж+М/.

В то же время катодом затрачивается энергия Др/ на эмиссию
электронов (в случае термоэлектронной эмиссии). Таким обра-
зом, на нагрев и испарение материала катода затрачивается
мощность

(112)

Отметим, что здесь единицей измерения работы выхода <р яв-
ляется вольт (т. е. работа выхода в эВ или Дж, деленная на за-
ряд электрона).

Охлаждающее действие термоэлектронной эмиссии иллюст-
рируется опытом К. Андо, который, исследуя распределение тем-
пературы по длине торированного вольфрамового электрода
(катода), установил наличие максимальной температуры не на
торце электрода, а на некотором расстоянии от него [146].

Основными энергетическими характеристиками приэлектрод-
пых областей являются соответствующие им падения напряже-
ния [/а и 4/н. Но определение их для коротких многоамперных
40
сварочных дуг (и особенно для дуг с плавящимися электродами)
связано с большими экспериментальными трудностями.

Один из часто применяемых способов определения t/a и UK
в сварочных дугах заключается в следующем. Вначале находят
сумму анодного и катодного падений напряжения экстраполяци-
ей опытной зависимости напряжения дуги от ее длины на нуле-
вую длину дуги или измерением напряжения в момент сближе-
ния электродов (до /д « 0) или их размыкания. Затем по извест-

Рис. 1.26. Зависимость напряжения
дуги в аргоне от ее длины и степе-
ни нагрева электрода. Катод —то-
рированный вольфрам, 01,6 мм;
анод — чистый вольфрам, 06,1 мм:
/ — оба электрода не оплавляются;
2 — оплавляется катод; 3 — оплав-
ляется анод

ной величине l/a + Uu рассчитывают и UK с помощью различ-
ных допущений. Однако предположение, что линейная зависи-
мость £/д(/д) сохраняется при очень малых значениях длины ду-
ги противоречит некоторым опытным данным (рис. 1.26) [146].
Нельзя также пренебрегать возможными искажениями С/д при
тесном сближении электродов или при возникновении разряда
при их размыкании.

Более точные данные можно получить с помощью калоримет-
рических опытов непосредственным измерением теплоты, выде-
ляющейся на электроде. В дуговом разряде между областями
дуги происходит обмен энергией дуги, что нужно учитывать при
расчетах Ua и t/,( по данным калориметрирования.

Трудности эксперимента и условность расчетных допущений
приводят к разбросу значений Ua, (7К и даже Ua + 1/к, получен-
ных разными исследователями [65], Отметим ограниченное число
имеющихся опытных данных. Тем не менее, основываясь на об-
щих соображениях и результатах прямых и косвенных опытов,
можно сделать некоторые выводы о зависимости Ua и UK от ус-
ловий и режима сварки.

1. Катодное падение напряжения зависит от присутствия ве-
ществ, влияющих на работу выхода. На анодное падение такие
вещества не оказывают прямого влияния.

2. Катодное и анодное падения напряжения зависят от тепло-
физических свойств и теплового состояния электрода, что, оче-
видно, связано с условиями образования и существования опор-
имх пятен тУги на электродах (рис. 1.26). На этом рисунке кри-
вая 3 Со(№етствУет более высокой температуре анода, а
кривая 2 .более высокой температуре катода. Разности орди-
ii.i г кривых и 3 характеризуют влияние температуры электрода
на Ut, а ра?ности °РДИнат кривых J и 2 — влияние температуры
»лектрода на ^к-

Анодное паДение напряжения обычно меньше катодного.
пред^ление теплоты дуги между электродом и изделием.
В цуге сущ£ствУет тесная связь между электрическими и тепло-
выми явлен<*ями- Например, в термоавтоэлектронной дуге охлаж-
пение като,Ла> затрудняющее эмиссию электронов, вызовет уве-
личение катодного падения напряжения и соответствующее пере-
распределеИие мощности в дуге, а нанесение на катод веществ,
। иособству^’щих эмиссии, приведет к уменьшению катодного
па дения и снижению температуры катода.

Па распРеделение тепловой мощности дуги между электро-
и ио почием значительное влияние оказывают потоки газов
ДОМ Н НоДс' ч

11 пиров (плазменные потоки), которые переносят теплоту из од-
пой облает»1 ДУГИ в ДРУГУЮ- В случае плавящегося электрода та-
кое же" вли0ние оказывает перенос металла с электрода на изде-
лие Потб,ки в дУге имеют магнитогидродинамическую

природу.

Газовый поток возникает под действием электромагнитных
сил при расширении или сужении токопроводящей зоны. Сжатие
в па 1иальНом направлении обратно пропорционально сечению
। годба По?томУ возникающее осевое давление направлено
в сторону расширения плазмы; обычно это направление от элек-
трода к иЛелию- По выражению П. Шоека, относящемуся к ду-
ге в аргоне междУ стержневым вольфрамовым катодом и плос-
ким анодов’ «Область, расположенная перед катодом, действует
подобно электромагнитному насосу. Этот насос забирает газ из
окружающ^г0 пространства и выбрасывает его в направлении
анода в виае свободной струи... Скорости газа в такой среде —
порядка 10* м/с» П36). Потоки паров являются результатом ис-
парения м#теРиала электродов и, возникая одновременно с като-
ta и анода- всегда направлены нормально к поверхности. В за-
висимости от условий в дуге один из потоков получает преиму-
щественно*’ Развитне- подавляя другой.

Наиболее исследован баланс энергии на аноде для дуги
в аргоне с неплавящимся электродом. В качестве примера при-
ае\ем бап^нс энеРгни на медном водоохлаждаемом аноде дуги
.' вольфра»,овым катодом, горящей в аргоне (по данным экспе-
римёнталь1,о"теоРетического исследования П. Шоека) [136]. Ос-
новные с<атьи баланса (обозначения по П. Шоеку) даны
в табл 1 6 Энергия поля в области анодного падения напряже-
ния воспо»,нимается электронами. Часть этой энергии электроны
отдают ан0дУ- Обозначим ее в единицах удельной мощности (от-
.i..r₽uunfl it единице поверхности анода) £/(/а (/— плотность то-

плотность то-
ка, UA — анодное падение напряжения и £— коэффициент, мень-
ший единицы).

Таблица 1.8

Расход Приход

Передача теплоты пу- тем тепло- проводности от поверхно- сти анода в глубь металла Лучистая теплоотдача с поверхно- сти анода Конвектив- ная тепло- отдача от плазмы анода Лучистая теплоотдача от дуги аноду Кинетиче- ская энергия электронов, ударяющих- ся о стенку (анод) 1 { Потенциаль- ная энергия электронов (работа вы- хода), про- никающих через по- верхность анода

Другая часть (1—^)jU& передается электронами тяжелым
частицам (ионам и нейтральным атомам). Член g/t/a прибавля-
ют к величине кинематической энергии электронов, полученной
ими в области столба дуги:

= Vj8 4*

где qJfi —энтальпия торможения тока на границе области анод-
ного падения.

Энергию, полученную в анодной области тяжелыми частица-
ми (1 —£)/77а вследствие малых размеров этой области в срав-
нении тепловым пограничным слоем, П. Шоек рассматривает
как поверхностный источник. Таким образом, энергия, переда-
даваемая аноду газом (тяжелыми частицами),

?conv = ^i(^s i»!) 4“ (1 5)•

Выражение hi(i8 — iw) характеризует передачу теплоты от
плазмы к аноду через пограничный слой. Здесь i9 — iw — раз-
ность энтальпии газа на внешней поверхности теплового погра-
ничного слоя и на поверхности анода, температуры которых
принимают соответственно равными 12 000 и 1000 К, a hi — ко-
эффициент теплоотдачи. Мощность излучения с поверхности
водоохлаждаемого анода по сравнению с мощностью дуги пре-
небрежимо мала. Расчеты излучения столба дуги на анод, осно-
ванные на экспериментальном определении излучающей спо-
собности дуги, показали, что отношение qToJq «С 1- Это позволило
П. Шоеку исключить радиационные члены qra и qTe из балансо-
вых расчетов и провести обработку экспериментальных данных
по уравнению

/ ~ Qjvd 4" ?conv 4" q^Q = *».' 4* qjz 4“ /^a 4" ?фо»

Член определяли как произведение плотности тока на ра-
боту выхода для меди (3,6 эВ).
Эксперименты, выполненные с помощью секционированного
анода и дублированные на аноде с точечным зондом, позволили
получить распределение плотности тока и теплового потока по
радиусу пятна нагрева (рис. 1.27) и рассчитать для центральной
точки анода значения основных величин, входящих в балансовое

Рис. 1.27. Радиальное
распределение
плотности
теплового потока
в аргоне
на поверхности анода

уравнение (табл. 1.9). При увеличении силы тока от 50 до 150 А
плотность тока на оси дуги увеличивается только в 1,2 раза.
П. Шоек объяснил это тем, что электропроводность аргона прак-

Таблица 1.9

/д, мм 1. А ид.в Удельная мощность получае- мая ано- дом. кВт/см* Основные статьи баланса, ° в (расчет по ОПЫТНЫМ данным)
*Фо /уа+’/е
50 14,2 4,0 15 30 55 4,7
5 100 13,8 4,3 20 30 50 4,0
150 14,6 4,8 28 29 43 3,2
50 14,8 4,1 14 28 58 5,5
6 100 14,4 4.2 22 29 49 4,3
150 15,3 5,1 23 26 41 4.9
50 16,8 3,8 12 24 64 7.5
9 100 16,3 4,1 16 26 58 6,0
150 17,5 4.3 19 24 57 6,4

тически не зависит от температуры газа в области температур
выше 10 000° К.

Увеличение силы тока и дальнейшее повышение температу-
ры вызовет лишь увеличение диаметра токопроводящей зовы
(столба дуги).
Мощность на аноде (в процентах от полной мощности дуги),
по опытам П. Шоека, составляет 75—85%, что является следст-
вием переноса части теплоты с катодной области и столба дуги
газовым потоком. Хотя основная доля мощности, получаемой
анодом, приходится на энергию электронов, тем не менее, кон-
вективная теплопередача горячим газом составляет значитель-
ную величину (12—28%), при этом она тем больше, чем больше
сила тока и меньше дуговой промежуток.

Исследование П. Шоека относится только к неплавящемуся
аноду. Некоторое представление о мощности, получаемой като-
дом, и о распределении теплоты между катодом и анодом дают
опыты И. Д. Кулагина и А. В. Николаева [56], которые провели

Рис. 1.28. Доля тепловой мощности дуги, получаемая изделием (/) и электро-
дом (2) на прямой (а) и обратной (б) полярностях

раздельное калориметрирование электрода (цилиндр диамет-
ром 5 мм, длиной 10—12 мм) и изделия (цилиндр диаметром
37 мм, высотой 12 мм [56]. Продолжительность горения дуги бы-
ла меньше продолжительности жизни капли, образовавшейся на
электроде, она составляла 0,03—0,70 с. При проведении опыта
было замечено, что на прямой полярности при силе тока около
250 А происходит перераспределение мощности между электро-
дом и изделием (рис. 1,28, а). Авторы объяснили это явление из-
менением направления плазменных потоков, которые при не-
большой силе тока (по их наблюдениям) направлены с изделия
на электрод, а при большей силе тока — с электрода на изделие.
Соответственно этому при небольших силах тока большее коли-
чество теплоты выделяется на электроде (40—45%) и меньшее
на изделии (30—37%)» а при больших силах тока, наоборот,
меньшее количество теплоты — на электроде (30—35%) и боль-
шее на изделии (45—50%).

На обратной полярности изделие при всех силах тока полу-
чает больше теплоты (55—60%), а электрод меньше (30—20%);
плазменный поток во всех случаях направлен на изделие.

На рис. 1.28 приведены данные для дуги, горящей в воздухе.
Аналогичная картина была получена для дуги, горящей в азоте
и углекислом газе. Однако для дуги в аргоне мощность распре-
деляется между анодом и катодом более равномерно.
По данным работы И. Д. Кулагина и А. В. Николаева можно
оценить долю тепловой мощности дуги, приходящуюся на элек-
трод и изделие (табл. 1.10) [56]. Остальная часть мощности
(10—20%) теряется на излучение и уносится газовыми потоками.

Таблица 1.10

Сила тока, А Доля тепловой мощности дуги
Прямая полярность Обратная полярность
Электрод (катод) Изделие (анод) Электрод (анод) Изделие (катод)
150 300—1300 0,45—0,40 0,30—0,35 0,40—0,35 0,50—0,45 0,3-0,2 0.2 0,55-0,60 0,6

Примечание. Длина дугового промежутка равна 5—6 мм.

Если учесть, что при небольших силах тока обычно преобла-
дает анодный поток, направленный при прямой полярности с из-
делия на электрод, то значения 45—40% для мощности, выделя-
емой на электроде, возможно немного завышены, а 40—45% для
мощности, выделяемой на изделии, немного занижены. На об-
ратной полярности анодный поток направлен на изделие и дан-
ные для электрода (анода) в этом случае несколько занижены.

Таким образом, при сварке голой проволокой на воздухе
электрод получает примерно 30—40% мощности дуги на прямой
и около 30% на обратной полярности.

8. ХАРАКТЕРИСТИКИ ШЛАКОВОЙ ВАННЫ
КАК ИСТОЧНИКА ТЕПЛОТЫ

Шлаковая ванна как источник теплоты изучена меньше дуги.
Тепловую мощность, выделенную в шлаковой ванне, определяют
работой тока на сопротивлении:

Сопротивление шлаковой ванны зависит от многих факторов,
прежде всего от удельного сопротивления флюса (шлака) рш и
его температурной функции, от диаметра электрода d и глубины
его погружения /ПОг (рис. 1.29).

Г. А. Перцовским на основе опытов с моделями предложена
следующая формула для определения сопротивления шлаковой
ванны в Ом:

/? = -Ли- (In — 1) е/п.

2л/Пог «

где т — эмпирический коэффициент, зависящий от /пог:

/пог. см...................... I 2 3 4 5 6

т............................. 1.21 0,96 0,85 0,77 0,74 0,732
Коэффициент

е = 1 —(Я,—/пог)е~23

введен для описания резкого падения сопротивления шлаковой
ванны при сближении электрода с металлической ванной.

Графики на рис. 1.29 даны для = I. Зная электропровод-
ность данного шлака рш, можно найти сопротивление ванны

/?Ь =

Рш

Поскольку поля сопротивления и тока в ванне весьма неодно-
родны, выделение энергии в разных ее частях не одинаково. Не-

гружен и я электрода

столь велика, что ее не выравни-

Рис. 1.30. Изменение температуры
шлаковой ванны по глубине при
общей ее глубине 4 см

вает интенсивная конвекция. Наблюдения с помощью киносъем-
ки через кварцевое стекло, врезанное в образец [28], рентгенопро-
свечивание и опыты на моделях показывают, что шлак более
всего разогрет вблизи электрода, в нижней его части и между
электродом и металлической ванной. Температура шлака пони-
жается вверху ванны и около соединяемых элементов. Ниже да-
но изменение температуры по глубине ванны по данным измере-
ний графитно-вольфрамовой термопарой [85]:

Глубина погружения термо-

пары (при общей глубине

ванны 40—45 мм), мм . . 10 20 30

Температура, °C..........1700—1800 1800—1980 1900—1950
Данные, близкие к указанным выше, получены И. Л. Брин-
бергом (рис. 1.30) [10].

Теоретический анализ температурного поля в шлаковой ван-
не затрудняется взаимосвязанностью полей тока и сопротивле-
ния (удельное сопротивление шлака зависит от его температуры,
температура — от плотности тока, а ток, в свою очередь, распре-
деляется в зависимости от сопротивления).

Некоторое представление о шлаковой ванне могут дать сред-
ние значения энтальпии шлака и металла, полученные путем ка-
лориметрирования [85]:

АН, Дж/г

Шлак...................... 1870

Металл ................... 1600
ГЛАВА 2

НАГРЕВ И ПЛАВЛЕНИЕ
ЭЛЕКТРОДНОГО МЕТАЛЛА

Плавление электрода происходит за счет энергии дуги при
дуговой сварке или энергии, выделяемой проходящим током
в шлаковой ванне при электрошлаковой сварке. Кроме того,
в обоих случаях электрод в большей или меньшей степени на-
гревается током за счет омического сопротивления металла
электрода, что ускоряет его плавление.

Обозначим мощность, получаемую электродом от внешнего
источника (дуги, шлаковой ванны), через и через qn — мощ-
ность, выделяемую током в объеме электрода (за счет джоуле-
вой теплоты).

Тогда полная мощность, затрачиваемая на нагрев и плавле-
ние электрода,

7 = Яэ "Ь Ян '

Температура электродного металла повышается в процессе
сварки от температуры окружающей среды, которую примем рав-
ной 273К, до температуры капель жидкого металла на торце
электрода Тк. Массовую скорость плавления электрода найдем
делением q3 на прирост энтальпии электродного металла

Нт -//273 = ДНК, (2.1)

Яэ ~Ь *7н

ДЯк

В том сучае, когда нужно выделить роль нагрева дугой, вы-
ражение (2.1) может быть записано в виде

q ______'Яэ_________Чэ^о j (2 2)

Нт —Нт А//К — ДНСТ ’ k ‘ 7

к и

где Ти — температура нагрева стержня электрода током;

ДНК = нтК-Н273; ДЯст = Ягн-//273;

г)э17 — характеризует мощность в В, получаемую электродом
от дуги.

1 Здесь и далее применен термин «прирост энтальпии» или сокращенно
«энтальпия» взамен часто употребляемого, но неточного термина «теплосо-
держание».

4 Заказ 1141
9. МАКРОХАРАКТЕРИСТИКИ
ПРОЦЕССА ПЛАВЛЕНИЯ ЭЛЕКТРОДА

Основными характеристиками процесса плавления электрода
являются массовая скорость плавления g3 электродного металла
и относительные потери ф (коэффициент потерь) электродного
металла в процессе сварки из-за разбрызгивания, испарения и
окисления (угара). Потери, определяемые разностью скоростей
процессов расплавления электрода g» и наплавления Электрод-
ного металла в шов gHt относятся к g9:

8э

В процессе сварки на большой плотности тока прутковыми
электродами скорость плавления увеличивается за счет подогре-
ва стержня током. Так, при сварке электродами ОММ-5 диамет-
ром 4 мм и длиной 450 мм при силе тока 240 А средняя скорость
в начале и конце плавления на участке длиной 100 мм соответ-
ственно составляла 33,3 и 42,6 г/мин.

Чрезмерный нагрев проволоки может нарушить стабильность
процесса и привести к большому разбрызгиванию металла. По-
этому при определении характеристик плавления прутковых
электродов следует исходить из их средних значений по всей ра-
бочей длине.

Степень неравномерности плавления электрода, очевидно,
тем больше, чем больше сила тока, электросопротивление элек-
тродного металла и продолжительность нагрева (т. е. чем мед-
леннее плавится электрод). При сварке электродной проволокой
(непрерывным электродом), когда ток подводится с помощью
скользящего контакта и вылет (расстояние между местом токо-
подвода и торцом электрода) остается неизменным, происходит
равномерное плавление электрода.

В. П. Вологдин показал, что в диапазоне обычных режимов
дуговой сварки скорость плавления электрода можно принять
пропорциональной силе тока, и ввел коэффициенты расхода элек-
тродов и наплавки, представляющие удельные (отнесенные
к единице силы тока) значения скорости (производительности)
процессов плавления электрода и наплавления металла. Он же
впервые определил потери электродного металла (отнеся их к
расплавленному электродному металлу).

В дальнейшем указанные коэффициенты стали широко при-
менять под названием коэффициентов плавления (или, как часто
говорят, расплавления) ар, наплавки ап и потерь ф:

ga-fliOp/; (2.3)

Sh ~ (2.4)

ф = £1Zz£l.== 1 _ (2.5)

аР

50 у

где 1 — сила тока; а\ — множитель, зависящий от выбора единиц
измерения.

Примем, что 01= 1, если q3 измерять в г/ч и а в г/(А-ч).

Выражение (2.5) удобно представить в виде

«н = (1— Ф)«Р- (2-6)

Откуда следует, что коэффициент наплавки однозначно опре-
деляется характеристиками плавления электрода. Скорость плав-
ления электрода не всегда пропорциональна силе сварочного
тока.

Из выражений (2.1) и (2.3) следует, что
а ___________ ёэ ______ёэ + gn___ __

Р flj (^ Г —^27з) а

Но

g„ = a2/?/2; a g3 = ^UI,

где Пэ — доля мощности, получаемая электродом.
Тогда

а Пэ^4 atM

₽ а1 (/^Гк ^27з)

(2.7)

Таким образом, ар, строго говоря, является функцией силы
тока, но эта зависимость заметно проявляется лишь при значи-
тельном подогреве стержня (при большой плотности тока). Кро-
ме того, от силы тока находится в сложной зависимости разность
Нт —Нт •
К н

Выражение для аР можно представить и в другом, более удоб-
ном для расчетов виде, учитывая подогрев стержня током через
энтальпию поступающего в каплю металла. Из выражений (2.2)
и (2.3)

/А/у. •—ААу. | Д|(Д//ц—ЛААру)

\ К Н/

(2.7')

Обозначая энтальпию металла капель и электродного стерж-
ня через 5К и SCT (как это сделано у Н. Н. Рыкалина) и выра-
жая ее в кал/г, а коэффициент расплавления в г/(А-ч), (щ = 1),
получим известную формулу (108]

*JCT

Большое влияние на скорость плавления электрода и на ар
оказывают также условия передачи теплоты источника металлу
электрода, от которых зависит степень перегрева электродных
капель и, следовательно Нт и Д//к.

В качестве примера укажем, что скорость плавления электро-
да при дуговой сварке зависит при прочих равных условиях от
4* 51
положения опорного пятна дуги на торце электрода. Очевидно,
что если пятно дуги расположено так, как показано на рис. 2.1,а,
условия теплопередачи менее благоприятны, чем при расположе-
нии его по схеме, показанной на рис. 2.1,6; при этом и скорость
плавления должна быть меньше.

Если коэффициент плавления ар определяют в основном ис-
ходя из энергетических соображений, то коэффициент потерь ф
зависит и от других факторов. К ним относятся стабильность про-

Рис. 2.1. Передача теплоты
дуги электродному стержню
через каплю (а) и непо-
средственно (6)

цесса и особенности отрыва и пере-
носа капель через дуговой промежу-
ток, определяющие степень разбрыз-
гивания металла; технологические
условия, от которых зависит воз-
можность и степень разлета брызг и
капель из зоны сварки; наконец ме-
таллургические условия сварки, ко-
торые сказываются ва потерях ме-
талла за счет его окисления.

Подробнее вопрос о потерях ме-
талла в результате разбрызгивания
и испарения будет рассмотрен в
п. 15.

В выражении (2.5), определяю-
щем понятие коэффициента потерь

ф, величина g^ представляет собой скорость плавления электрод-
ного стержня (проволоки) или оболочки порошковой проволоки.
Если же в покрытии электрода, сердечника порошковой прово
локи или во флюсе имеются металлические присадки, переходя-
щие в шов (наплавку), или если происходит значительное вос-

становление металла из шлака, то величина gd— gn отражает
не действительные потери металла, а лишь разность между коли-
чеством потерянного и дополнительного металла, перешедшего
в наплавку. При достаточно большом количестве присадок gH
может быть больше g3t а ф будет иметь отрицательное значение.

В подобных случаях если нужно знать истинные потери ме-
талла в процессе сварки, следует взамен коэффициента ф поль-
зоваться коэффициентом который представляет собой соот-
ношение действительных потерь металла (разности между рас-
плавленным металлом проволоки плюс присадки и наплавлен-
ным металлом) ко всему расплавленному металлу:

8э + £прнс £н

ё*+£пр

НС

ёз • £прнс

Если pi—доля металлических присадок в покрытии электро-
да, сердечнике, порошковой проволоки или во флюсе и kn — от-
носительная масса покрытия, сердечника, флюса, то, очевидно,
что
gH
ft(l-TVl)

(2-8)

или с учетом выражения (2.3)

«Х„

«р(Ц-*пР1)

(2.8')

Величину р\ находят по данным о составе покрытия, сердеч-
ника, флюса. Если состав сварочного материала дан без учета
связующего, то

, 100

где — металлические присадки в шихте, %;

i—количество связующего (считая на сухой остаток) в %
от массы шихтовых материалов.

Для электродных покрытий 1^ 14 -ь 15%, а для керамических
флюсов i 7-н 10%.

Если в сварочном материале нет металлических присадок или
их количеством можно пренебречь (/?i ~ 0), то выражение (2.8')
превращается в выражение (2.5).

Коэффициент плавления ар также можно определить двумя
способами: с учетом только плавления электродной проволоки
(стержня) или с учетом и металлических присадок, переходящих
в наплавку. Для второго случая коэффициент плавления обозна-
чим через ар'.

Коэффициенты аг, ф (или Т) и ан являются основными ха-
рактеристиками процесса плавления электродов. При сварке по-
крытыми электродами с их помощью и с помощью kn (относи-
тельной массы сварочного материала) могут быть получены дру-
гие характеристики плавления электродов и расходные коэффи-
циенты.

Так, характеристика «выход наплавленного металла» (или
Electrode efficiency RN или /?е) по терминологии Международ-
ного института сварки [161] представляет собой, отношение

-^== 1—ф,
gp Up

а выход годного металла (отношение массы наплавленного ме-
талла к массе расплавленной части электродного стержня) равен
отношению

«н

Up (1 +

В справочниках по электродам часто применяют в качестве
расходного коээфициента расход электродов на 1 кг наплавлен-
ного металла (или Overall Weld metal recovery Rg по терминоло-
гии Международного института сварки), который представляет
отношение массы наплавленного металла к полной массе изра-
сходованных электродов, включая огарки.

Длина необмазаниой части электрода (для захвата электро-
додержателем) по ГОСТу 9466—60 равна 3 см. Принимая, что
длина огарка (неиспользуемой части электрода) равна 5 см
и также не зависит от общей длины электрода /э, получим, что
расход электродов иа единицу массы наплавленного металла со-
ставит

э 4- (/э — 3)

(7Э—5) (1—40

(2-9)

10. ВЛИЯНИЕ ХАРАКТЕРИСТИК
СВАРОЧНОГО ИСТОЧНИКА ТЕПЛОТЫ
НА ПЛАВЛЕНИЕ ЭЛЕКТРОДА

Чем больше мощность источника (дуги, шлаковой ванны),
тем больше скорость плавления электрода. Но мощность, полу-
чаемая электродом, составляет лишь некоторую часть полной
мощности источника:

9э = Пэ?о = Пэ^- (2-Ю)

Коэффициент называемый часто эффективным к. п. д. на-
грева электрода, характеризует долю мощности, получаемой
электродом, и зависит от условий передачи теплоты источника
электроду. В настоящее время невозможно рассчитать q3. Более
того, мы не можем провести прямые измерения q^ или Поэто-
му ограничимся качественной характеристикой влияния отдель-
ных факторов иа эффективную мощность q9, оценивая последнюю
приближенно по скорости плавления электрода или, для устра-
нения влияния тока, по коэффициенту плавления.

Факторы, определяющие нагрев и плавление электрода те-
плотой дуги. При дуговой сварке затраты теплоты на нагрев и
плавление электрода определяются прежде всего мощностью, вы-
деляемой дугой в приэлектродной области (q3 w3).

Пренебрегая излучением столба дуги, падающим на электрод,
мы допускае.м лишь небольшую ошибку (что подтверждают дан-
ные табл. 1.7).

Большая ошибка возможна в результате пренебрежения пе-
реносом теплоты газовыми потоками (см п. 7). Однако эти по-
токи в большинстве случаев направлены иа изделие и роль их
в нагреве электрода проявляется в редких случаях. При оценке
энергетических областей дуги отмечалась ведущая роль процес-
сов на катоде, их зависимость от условий дугового разряда. Об
этом, в частности, говорят изменения в большом диапазоне
по сравнению с UA.

Большое влияние на прикатодные процессы оказывает состо-
яние поверхности катода.
Известно» что нанесение на поверхность электродной проволо-
ки даже очень небольшого количества некоторых веществ значи-
тельно (в несколько раз) уменьшает скорость ее плавления при
сварке на прямой полярности. Такое воздействие оказывают, на-
пример, кальций, цезий и некоторые другие вещества, специаль-
но наносимые на проволоку при аргоно-дуговой сварке плавя-
щимся электродом для уменьшения чрезмерно большой скорости
ее плавления на прямой полярности и улучшения формирования

Рис. 2.2. Зависимость скорости
плавления электродной проволоки
от содержания кальция на ее по-
верхности. Сварка в аргоне низко-
. углеродистой проволокой:

/ — обратная, 2 — прямая полярно-
сти

Рис. 2.3. Зависимость ко-
эффициента плавления
от номинального напря-
жения дуги на прямой
(/) и обратной (2)
полярностях

шва (рис. 2.2) [160]. Однако на обратной полярности (когда про-
волока служит анодом) кальций и другие вещества не влияют
на плавление проволоки. Аналогичную картину наблюдают при
сварке под флюсом разного состава (табл. 2.1) и при нанесении
тонких покрытий на прутковые электроды (табл. 2.2).

Таблица 2.1

Марка флюса Состав флюса, % • Коэффициент ар. г (А-ч)
МпО SiO, СаО CaFj MgO А1.ОЭ Пря- мая по- ляр- ность Обрат- ная по- ляр- ность
ОСЦ-45 АН-348 АН-3 ЛШ 38 -43 31,5—35,5 15,5—18.5 10—15 43—45 42,5-45,5 48—51 46—48 До 5 6,5—9,5 15—18 23 6—8 6.0—7,5 2,0-3,5 8.5—10,5 5,о 10 18—19 16—17 14—15 8-9 11—12

Прим е ч а к и е. Проволока Св 08А диаметром 5 мм, /—400 —600 А [38|.‘
Наибольшую скорость плавления на прямой полярности име-
ет голый электрод с хорошо зачищенной поверхностью. Наличие
окислов, например, в результате нагрева на воздухе, значитель-
но уменьшает скорость плавления, а покрытие из СаСОз или
ВаСОз уменьшает ее почти в 4 раза. В то же время влияние окис-
лов проявляется также и при сварке в различных газовых атмо-
сферах (табл. 2.3). Защитный газ практически не влияет на ко-
эффициент плавления электрода (табл. 2.4).

При сварке на переменном токе коэффициент плавления ра-
вен примерно среднему арифметическому его значению для пря-
мой и обратной полярностей.

Роль поверхностных слоев на электроде в какой-то степени
объясняется их влиянием на эмиссионную способность катода.
Чем благоприятнее условия для эмиссии электронов с катода (чем
меньше эффективная работа выхода), тем меньше падение на-
пряжения в катодной области, уменьшение (7К приведет к мснь-

Таблица 2.2

Электрод

Голая проволока Св-08 А, поверхность
которой хорошо зачищена механи-
ческим способом...................

То же, после нагрева на воздухе (со
слоем окалины)....................

То же, с тонким слоем жидкого сте-
кла ..............................

То же, с тонким слоем кварцевого
песка ............................

То же, в состоянии поставки ....

То же, с тонким слоем плавикового
шпата.............................

То же, с тонким слоем мрамора . .

То же, с тонким слоем углекислого
бария ............................

Голая проволока Св-18ХГСЛ (в состо-
янии поставки)............

То же, с тонким покрытием из угле-
кислого бария ....................

Прямая полярность Обратная полярность
U, В Ор» г/(А.Ч) и, В «р. Г/(А ч)
Ой 19,3—22 г 2
ZO 20,8
01 11,2—12,2
Z 1 11,7
28 19,6—19,8 19,7 20 11,6—12,3 11,9
26 16,1—16,7 16,3 23 12,6—13,1 12,8
17—21 10,8—16,0 13,6 18 11,0—12,9 12,0
23 12,7—13,7 13,1 23 12,5—12,8 12,7
14 5,7—6,2 5,9 18 11,8—12,4 12,1
13 5—5,2 5.2 16 11,3—11,7 11,5
22,7—22,5
01 23,2
19 8,2-8.7 8,5 ф* • 111

покрытия

Примечание. Проволока диаметром 4—5 мм, сила тока 140—200 А,
содержали в качестве связующего небольшое количество жидкого стекла.
шему выделению энергии на катоде, уменьшению эффективной
мощности и скорости плавления электрода. Это подтверждается
тем, что изменение коэффициента плавления на прямой полярно-
сти сопровождается значительным изменением полного напря-
жения U дуги (рис. 2.3). Поскольку в сопоставляемых случаях
длина дуги изменялась незначительно, наблюдаемое различие в

Таблица 2.3

Полярность «р. г/(А-ч)
Проволока зачищена Проволока покрыта окалиной
Аргон Воз- дух Углекис- лый газ Аргон Воз- дух Углекис- лый газ
Прямая Обратная . U.4 12,6 15.3 12,6 17,3 12,6 6,3 12,6 7,2 12,6 9,4 12,6

Примечание. Сварка низкоуглсродисгой проволокой диаметром 4 мм [165).

Таблица 2.4

Защитный газ Коэффициент плавления ар, г, (Л-ч)
Прима я полярность Обратная полярность
Аргон . . 26,8 15,6
Гелий . . 27.2 15,3
Азот . . . 25,2 15.3
Углекислый газ 25,2 16,0

Примечание. Электрод диаметром 1,6 мм. сила тока 350 А, длина вылета равна
примерно 20 мм.

значениях U следует отнести главным образом за счет приэлек-
тродного падения напряжения (в данном случае катодного). Тем
более, что градиент потенциала в столбе дуги относительно не-
велик и небольшие колебания длины дуги не могут сказаться на
полном напряжении дуги. Это позволяет в ряде случаев, напри-
мер при сравнении различных марок электродов, применять по-
нятие номинального напряжения дуги, отвечающего рабочей дли-
не дуги и характерного для данного электрода или процесса
[33,70]. По всей вероятности, отмеченное выше действие кальция,
цезия и некоторых других элементов, нанесенных на проволоку,
можно объяснить созданием при сварке ситуации, подобной
в случае пленочного катода.

Можно также предположить, что при сварке электродами с
тонкими покрытиями из карбоната кальция, бария и других эле-
ментов на торце электрода протекают процессы, аналогичные
процессам активации оксидного катода, и резкое уменьшение
коэффициента плавления связано с увеличением эмиссионной
способности такого катода, уменьшением UK и энергии, выделя-
емой на катоде. Некоторые окисные пленки обладают большей
эмиссионной способностью по сравнению с чистым металлом.
Именно этим объяснил К- Сыотс наблюдавшееся им образова-
ние дуги не между хорошо зачищенными торцами медных элек-
тродов, расположенных друг от друга на расстоянии 2 мм, а меж-
ду участками с окисленной поверхностью (длина дуги около
20 мм).

Отметим, что работа выхода с окисленной поверхности желе-
за Fe3O4 (3,92 В) значительно меньше, чем работа выхода с чи-
стой поверхности (4,74 В). Очевидно, этим объясняется меньшая
величина U и ар у электродов с окисленной поверхностью при
сварке на прямой полярности (см. табл. 2.2 и 2 3).

К таким же выводам можно прийти при рассмотрении влия-
ния состава электродной проволоки на ар. Сравнение свойств
проволоки Св-08А из кипящей стали со свойствами проволоки
Св-18ХГСА (см. табл. 2.2) показывает, что для последней в со-
стоянии поставки (т е. с поверхностью, загрязненной окислами)
значения ар такие же, как и для простой проволоки Св-08А пос-
ле тщательной очистки ее поверхности. То же самое наблюдает-
ся и у других легированных проволок (Св-18ХМА, Св-ЮГС,
Св-Х18Н10Т). Видимо, сказывается другой состав (а может быть
и структура) окисных пленок легированной стали. Если такая
пленка проволоки Св-08А в основном состоит из окислов желе-
за, то окалина легированной проволоки имеет сложный состав и
содержит, кроме окислов железа, окислы кремния, марганца и
другие легирующие элементы.

Можно предположить, что эти окислы оказывают отрицатель-
ное влияние на эмиссионную способность катода, подобно влия-
нию силикатов (жидкого стекла, кварца и др.) при нанесении их
на электродную проволоку Св-08А с окисленной поверхностью.
Решающую роль при этом играют окислы кремния; об этом мож-
но судить по поведению при сварке нелегированной проволоки
из спокойной стали (0,5 Мп, 0,15% Si) и проволоки Св-10Г2
(1,6% Мп, 0,02% Si) по сравнению с поведением проволоки
Св-08А (0,5% Мп, следы Si). Первая ведет себя подобно леги-
рованным проволокам Св-18ХГСА, Св-18ХМА и др. (одинаково
высокие значения U и ар при наличии окисной пленки и без нее),
в то время как вторая плавится подобно нелегированной прово-
локе Св-08А.

Такое же действие оказывают силикаты в оксидных катодах,
где их присутствие в окисном слое увеличивает работу выхода
и уменьшает ток эмиссии. Имеются экспериментальные данные
об уменьшении работы выхода с увеличением отношения
CaO/SiO2 и при применении жидких шлаков. При этом найден-
ные закономерности для жидкого и твердого состояний шлака
были качественно одинаковыми (рис. 2.4) [12].
Таким образом, изменение скорости плавления ар с измене-
нием условий на поверхности электрода хорошо совпадает с воз-
можным изменением приэлектродных падений напряжения под
влиянием этих условий.

Необходимо помнить, что процессы на катоде характеризуют-
ся большой сложностью и взаимозависимостью. Так, наличие на
поверхности электрода цезия и некоторых других веществ влияет
не только на работу выхода и на С/к, но и на эффективный по-
тенциал ионизации дугового газа (7И, на температуру столба ду-

Рис. 2.4 Зависимость работы
выхода <4 от основности шлака
СаО—SiO2—А12О3 с добавкой
3,5% CaF2 (по данным работы
В. В. Покровского и др. [96]):

1 и 2 — соответственно жидкий и
твердый шлаки

ги и, наконец, на долю электронного тока Все это сказывается
на величине и«к, что следует из выражения (1.12).

Величина irp, представляет собой отношение qjqo, Очевидно,
что q„ — rjaL7 и — часть полного напряжения дуги, выра-
жающая в В энергию, получаемую электродом от дуги.

Поскольку электрод нагревается главным образом энергией,
выделяющейся в приэлектродной области дуги, то т)э£7 примерно
равно анодному или катодному падению напряжения в зависи-
мости от полярности электрода. Это равенство соблюдается тем
точнее, чем меньше в нагреве электрода участвуют другие источ-
ники энергии (прежде всего излучение дуги).

При удлинении дуги значение остается практически
постоянным (если сила тока не изменяется), а напряжение ду-
ги U увеличивается. Следовательно, должен соответственно
уменьшаться т)э. Чтобы сохранить его неизменным, следует ис-
пользовать в расчете q3 не полное напряжение U, а так называ-
емое номинальное напряжение, не зависящее от длины дуги, как
это сделано в качестве примера в табл. 2.5.

Мощность q^ расходуемая на нагрев и плавление электрода,
можно приближенно определить по опытным значениям коэф-
фициента плавления ар. Однако это возможно в тех случаях,
когда остаются постоянными значения Гк и Тн и условия переда-
чи теплоты источника металлу электрода, а величина ар получе-
на при небольшой плотности тока, когда влияние нагрева элек-
трода током незначительно.
Из выражения (2.7')

(АЛ/ к—А//ст)
~й~

(2.И)

Примем для режимов с невысокой плотностью тока (см. п. И)
А//к—АЯ„^ 1700 Дж/г,

что соответствует ~ 2400 К и Ти ~ 600 К. Тогда, выражая ар
в г/(А-ч) при й| = 1, получим

(2.Н')

Для голого электрода при расчете по выражению (2.11Л)
у]э — 0,35 па прямой и ~ 0,30 ч- 0,32 на обратной полярности, что
в общем близко к рассчитанному ранее значению доли энергии,
получаемой электродом (см. п. 7).

Таблица 2.5

Электрод

Характеристика плавления

г/(£ч) и . В н % J п в

Прямая полярность

Голый электрод (проволока Св-07А) в состоянии
поставки .....................................

То же. с хорошо очищенной поверхностью . . . .

То же, с тонким меловым покрытием.............

Обратная полярность

Голый электрод (проволока Св-08А) в состоянии
поставки....................................... 12

То же, с тонким меловым покрытием................ 5

7,2

19 0,35 6,7
28 0.35 10,0
15 0,23 3,4
18 0,31 5.7
18 0,31 5,5

Понятно, что в силу произвольного выбора значений Нтк и
Нтн расчеты по выражению (2.1 Г) могут быть использованы
лишь для грубой оценки ц;).

Таким образом, управлять скоростью плавления электрода за
счет эффективной мощности можно практически лишь на пря-
мой полярности воздействием на процессы в катодной области.
Основным фактором такого воздействия является регулирование
состояния поверхности электрода. Другой способ воздействия на
скорость плавления электрода — регулирование нагрева электро-
да теплотой Джоуля (см. п. 11).

Факторы, определяющие нагрев и плавление электрода теп-
лотой шлаковой ванны. Плавление электродного металла при
электрошлаковом процессе определяется температурой шлако-
вой ванны и условиями передачи теплоты шлака электроду.
При электрошлаковом процессе в отличие от дуговой сварки
нагревается не только торец электрода, но и его боковая поверх-
ность, находящаяся в горячей зоне шлаковой ванны. Поэтому
глубина погружения электрода в шлак определяет не только
электросопротивление и разогрев ванны, но и величину тепло-
передающей поверхности. Выражая тепловой поток па электрод
по правилу Ньютона и осредняя температуры металла и шлака
по длине электрода, получим, что скорость плавления электрода

8’~ ДНК-ДЯ£Т ' (T1S)

где а — полный коэффициент теплопередачи; Тш и Гет— темпе-
ратура шлака и электрода; F— поверхность электрода; ДЯК—
Д//Ст — разность энтальпий электродного металла, поступающе-
го в шлаковую ванну, и капель, отделяющихся от электрода.

Температура шлаковой ванны (см. п. 8) различна в разных
ее частях и зависит от многих факторов, например, с увеличе-
нием глубины погружения электрода сопротивление ванны
уменьшается (см. рис. 1.30), должна понижаться и температура
ванны. Так, параметр /иОп увеличивая поверхность теплообмена
Г, способствует плавлению электрода, а уменьшая температуру
ванны, замедляет плавление. Однако увеличение F, по-видимо-
му, играет преобладающую роль. Глубина шлаковой ванны по-
разному влияет на скорость плавления электрода. Если сила то-
ка и напряжение остаются неизменными, то увеличение глуби-
ны ванны означает некоторое рассеивание энергии, так как при
одной и той же мощности нагревается больший объем шлака,
что приводит к снижению температуры ванны и уменьшению ско-
рости плавления (рис. 2.5) [27].

Изменение.же напряжения UB означает изменение сопротив-
ления ванны. Чем меньше (7В> тем меньше сопротивление и разо-
грев шлака. Поэтому меньшему напряжению при данной глуби-
не ванны соответствует меньший ар. При больших плотностях то-
ка, характерных для элсктрошлаковой сварки, с увеличением
диаметра электрода уменьшается Гст, Д/7ст и скорость плавле-
ния (некоторое увеличение F не компенсирует влияния подогре-
ва). Однако при больших сечениях электрода и сравнительно
малой плотности тока (особенно при электрошлаковом перепла-
ве) наблюдается обратная картина.

Теплофизика процесса плавления электродной проволоки при
электрошлаковой сварке изучена мало. Мало опубликовано и фе-
номенологических описаний процесса. Больше исследований про-
ведено в области плавления электродов большого сечения, глав-
ным образом применительно к электрошлаковому переплаву. В
одном из таких исследований были определены температура по-
верхности шлаковой ванны (с помощью радиационного пиро-
метра) и производительность плавления электрода диаметром
9 мм из стали 45 под флюсами системы CaF2— А12О3 [61]. Изме-
ряли также глубину погружения электрода в шлак /Пог (глуби-
на шлаковой ванны 7—8 см). Было найдено, что коэффициент
плавления электрода увеличивается с увеличением AI2O3 в шла-

Рис. 2 5. Зависимость коэф-
фициента плавления ар от
глубины Н и напряжения UK
шлаковой ванны Флюс
48 ОФ6, диаметр электрода
40 мм, / - 1200 А:

J — - 50, 2 — 40 и 3 — 30 в

Рис. 2.6 Зависимость коэффициента плавле-
ния цр от состава флюса CaF2—А12О3
и силы тока:

О — 4500, • — 3600, △ — 2800 А

ке (рис. 2.6); одновременно возрастает температура ванны
(рис. 2.7,а); при постоянном напряжении (1/в = 35 -н 38 В) .уве-
личивается глубина погружения электрода (рис. 2.7,6).

Рис. 2.7. Зависимость температуры поверхности ванны (а) и глу-
бины погружения электрода /Пог (б) от состава флюса CaF2—
А12О3 и силы тока:

О — 4500, • — 3600 △ — 2800 А .

Bot пользуемся результатами этого опыта для приближенной
оценки коэффициента теплопередачи а. Примем, что энтальпия
капель равна средней энтальпии металла ванны, т. е. Д//к —
« 1600 Дж/г, а энтальпия электродного металла составляет
~ 50 Дж/г (что соответствует примерно его подогреву до 300°С).
Рис. 2.8. Зависимость
коэффициента плавле-
ния at> от силы тока /
и диаметра электрода.
Флюс 48-ОФ6,

— 41 В, Н — 45 мм

Пусть разность Тш — Гст равна температуре шлака на поверх-
ности ванны при допущении, что температура шлака вблизи
электрода выше температуры на поверхности также на 300°С.
Представим приближенно поверхность электрода как сумму пло-
щадей торцовой и боковой поверхностей
электрода, рассматривая его как цилин-
дрическое тело.

При этих допущениях по формуле
(2.12) коэффициент теплопередачи со-
ставляет 1000—1500 Вт (м2-К).

При данном значении а и Тш скорость
плавления будет тем больше, чем больше
поверхность контакта F (чем больше
диаметр электрода и глубина его погру-
жения).

Основными параметрами режима
элсктрошлаковой сварки являются: мощ-
ность выделяемая в ванне, глубина
ванны Н, глубина погружения электрода
/ПОГ. Эти параметры оказывают сложное
влияние на физические условия процесса:
температуру ванны и передачу теплоты

шлака электроду. Поэтому при электрошлаковом процессе по
сравнению с дуговым в меньшей степени сохраняется независи-
мость аР от силы тока (рис. 2.8) [27].

II. ВЛИЯНИЕ НАГРЕВА ЭЛЕКТРОДА ТОКОМ
НА СКОРОСТЬ ЕГО ПЛАВЛЕНИЯ

Тепловое воздействие дуги на электрод заметно проявляется
лишь на очень небольшом расстоянии от торца (границы плав-
ления), так что температуру электрода в вылете Тн и энтальпию
металла, поступающего в зону плавления Д//ст, определяют на-
гревом электрода Джоулевой теплотой.

Из выражения (2.2) видно, что с увеличением ДЯСТ должна
увеличиваться скорость плавления электрода.

При больших плотностях тока, характерных для сварки не-
прерывным электродом (для автоматической и полуавтомати-
ческой), нагрев вылета электрода оказывает большое влияние
на скорость его плавления.

При сварке прутковыми электродами температура нагрева
электрода и плотность тока в нем строго ограничены. Поэтому
влияние этих параметров на скорость плавления электрода не-
значительно.

Для оценки энтальпии Д/7СТ металла электрода, связанной
с нагревом Джоулевой теплотой, надо знать температуру элек-
тродного стержня в вылете.
Температура стержня определяется кинетикой процессов теп-
ловыделения в вылете и теплоотдачи с его поверхности. Послед-
няя возрастает с увеличением толщины покрытия вследствие

Рис. 2.9. Номограмма для определения тем-
пературы нагрева электрода током

увеличения теплоотда-
ющей поверхности.

Для расчета темпе-
ратуры стержня прут-
ковых электродов II. Н.
Рыкалин разработал
номограмму в безраз-
мерных критериях про-
цесса nt, D2IDx и 7/D1
(рис. 2.9) [108J:

D2 = mdi2 4- Го;

и = —
md

где Т — температура в
°C стержня диаметром
d мм в момент времени
/; То — начальная тем-
пература стержня, I —
плотность тока, А/мм2.

Значения коэффициентов A, и пг для низкоуглеродистой
проволоки даны в табл. 2.6.

Таблица 2.6

Тип электрода Род тока Коэффициенты
А Di ГП
С тонким покрытием Постоянный Переменный 3,1 3,7 240 300 2,65
С толстым покрытием (ОММ-5, УОН И-13) Постоянный Переменный 2,4 2,7 200 240 2,5

Расчетные данные удовлетворительно совпадают с данными
опыта (рис. 2.10).

Увеличение плотности тока при сварке прутковыми электро-
дами может привести к чрезмерному нагреву электрода и свя-
занным с этим нежелательным последствиям: разбрызгиванию
металла; ухудшению формирования шва, нарушению металлур-
гических характеристик покрытия.

Допустимая температура нагрева электрода зависит прежде
всего от состава покрытия. Так, при использовании электродов
с целлюлозным покрытием металл шва имеет резко выражен-
ную пористость при температуре электрода примерно 300° С; на-
64
против, электроды с чисто минеральным покрытием, например
типа УОНН-13, обеспечивают плотный металл шва на тех участ-
ках, на которых температура электрода достигала 900°С.

Рис. 2.10. Зависимость
температуры стержня
электрода от продолжи-
тельности плавления.

Сопоставление расчета
с опытом. Ток — постоян-
ный. Электроды:

/ и 3 — УОНИ, t = 13,7 и
9.91 А./мм* соответственно1;
2 — меловые, » = 10,3 а/мм2;
----------------расчет,
— — — эксперимент

Температура пруткового электрода в процессе плавления не-
прерывно возрастает, достигая максимума к концу плавления.
Продолжительность плавления электрода, а следовательно, и

Рис. 2.11. Максимальная температура нагрева стержня электрода диаметром
4 мм, стандартной длины:

а — голый или тонкопокрытый и б — толстопокрытый электроды. Постоянный ток

максимальная температура зависят от длины электрода и ско-
рости его плавления. Очевидно, чем больше коэффициент плав-
ления, тем больше при данной силе тока скорость плавления
электрода и тем большей может быть сила тока без чрезмерного
перегрева электрода.

Максимальные температуры нагрева стержня электрода из
низкоуглеродистой стали, подсчитанные по уравнению Н. Н. Ры-
калина для различных значений силы тока и коэффициента плав-
ления, приведены на рис. 2.11. Расчеты выполнены в предполо-
жении, что длина огарка составляет 50 мм.

> 1нказ 1141

G5
Несмотря на то, что с увеличением плотности тока увеличи-
вается нагрев электрода, коэффициент плавления пруткового
электрода изменяется незначительно, а в некоторых случаях не-
много уменьшается. Это можно объяснить тем, что с плотностью
тока увеличивается скорость и уменьшается продолжительность
плавления электрода, а его температура возрастает постепенно.

Другая картина наблюдается при сварке непрерывным элек-
тродом (автоматической или полуавтоматической сварке). В этом
случае в вылете устанавливается постоянное распределение тем-
пературы и получаемая электродом дополнительная мощность
qH за счет нагрева вылета не изменяется во времени.

Величина qn зависит от плотности тока, длины вылета Я, ско-
рости подачи проволоки, удельного электросопротивления и теп-
лофизических свойств металла электрода.

Для расчета qn удобно использовать формулу, предложенную
Б. Е. Патоном [82]:

<7н = *2Ргол/?2

(2.13)

где i — плотность тока, Л/см2; — радиус электрода, см; рг0 —
удельное электросопротивление электрода при О С, Ом-см; ui —
температурный коэффициент электрического сопротивления, К;
И— вылет электрода, см; v— линейная скорость подачи элек-
трода, см/с; а — температуропроводность, см2/с; с — удельная
теплоемкость, Дж/(1?°С); Тпл— температура плавления, °C; То—
температура окружающей среды, °C;

₽ = К/СМ2;
аср

р. 2 ==--— Ч2 1 —-----«₽ см~’;

Г1-2 2а р 4а2

р— плотность металла, г/см3.

Согласно выражению (2.7),

== g> + gw

a,/ а^Нк1

(2.14)

ИЛИ

a = cP + a”

p p p’

где составляющая a* определяется процессами в дуге, а а” —
нагревом вылета электрода током.

Роль нагрева током, по данным опытов И. С. Иоффе, пока-
зана на рис. 2.12, на котором даны значения «р для проволоки
Св-08А диаметром 1,6 мм при плотности тока 176 А/мм2 (сварка
в аргоне + 1% О2). Величину а* можно найти, экстраполируя
зависимость ар от длины вылета на нулевой вылет. Для данного
опыта а* = 8 г/(А-ч) и а" = 3,56/в.
Следовательно, за счет удлинения вылета может быть повы-
шена производительность сварки. За рубежом этот способ повы-

шения производительности
применяют под названием
/2/?-нагрева.

На рис. 2.13, а показано
влияние нагрева электрода то-
ком на коэффициенты плавле-
ния и наплавки при сварке по-
рошковой проволокой. Коэф-
фициент плавления ар линейно
увеличивается с увеличением
силы тока, но коэффициент на- •
плавки ап изменяется иначе,
соответственно изменению ко-
эффициента потерь ф. Умень-
шение ф с уменьшением силы
тока объясняется нестабильно-

Ыр,гКАч)

О Ofi Ofi 1,2 1fi 2,0 2fi to, см

Рис. 2.12. Зависимость коэффициен-
та плавления электрода от выле-
та. Постоянный ток, обратная по-
лярность

стью дуги и сильным разбрызгиванием металла при небольшой
силе тока. Из рис. 2.13,6 видно, что цр не зависит от длины дуги.
Большие потери металла при короткой дуге объясняются его
разбрызгиванием, в результате периодических контактов нерас-

Рис. 2.13. Зависимость характеристик плавления порошковой проволо
ки от силы тока (а) и напряжения (б)

плавившегося сердечника с ванной и интенсивного разложения
мрамора при этом. С уменьшением содержания мрамора в ших-
те ф уменьшается.

Влияние нагрева током на скорость плавления электродов
тсу больше, чем выше омическое сопротивление электродной
проволоки. Для электропроводных материалов, таких как медь,
роль нагрева вылета незначительна.
5*
При электрошлаковой сварке в отличие от дуговой влияние
подогрева электрода на скорость его плавления оценить слож-
нее, так как температура стержня (электрода) входит и в чис-

Таблица 2.7 литель и в знаменатель (АЯст = выражения (2.12): 8э ' iu — 'ст
Температура электрода Энтальпия электродного металла ДЯСТ, Дж/г Скорость плавления электрода
Гст- °С в масштабе 1/аГ а/7 ДЯК—А/7СТ Если параметры процесса при подогреве электрода оста- нутся постоянными, то подо- грев будет немного уменьшать
100 300 600 46 14G 342 1,22 1,17 1,12

—~ ———----------—————— скорость плавления £э, как по-

казано в табл. 2.7, данные ко-

торой рассчитаны в предположении, что Д/7К = 1600 Дж/г и
Тш = 2000° С.

12. ЗАКОНОМЕРНОСТИ КАПЕЛЬНОГО ПЛАВЛЕНИЯ
И ПЕРЕНОСА ЭЛЕКТРОДНОГО МЕТАЛЛА

Характеристики капельного плавления и методы их исследо-
вания. Плавление электрода при дуговой и электрошлаковой
сварке носит периодический — капельный характер.

Под действием теплоты дуги граница жидкого и твердого
металлов непрерывно продвигается в глубь электрода вдоль его
оси. Когда слой жидкого металла на конце электрода достигает
некоторого предельного в данных условиях размера, часть ме-
талла отделяется от него в виде капли. Жидкий слой вновь на-
растает, вновь формируется капля и т. д. Отделяющиеся капли
переносятся в ванну, образующуюся па свариваемом изделии.

Характер капельного плавления оказывает большое влияние
на условия взаимодействия металла с окружающей средой (про-
должительность и поверхность контакта) и на технологические
характеристики процесса сварки (степень разбрызгивания, фор-
му шва и т. д.). Основными характеристиками капельного плав-
ления и переноса электродного металла являются: масса отде-
ляющейся капли пгп\ масса части жидкого металла остаю-
щейся на электроде после отделения капли; частота отделения
(перехода) капель А7 и время между двумя последовательными
переходами т = 1/АА За время т масса жидкого металла на
электроде изменяется от то до mQ 4- тп = тк.

При сварке короткой дугой следовало бы выделять период
короткого замыкания каплей дугового промежутка, так как фи-
зико-химические условия в этом периоде отличаются от условий
при свободном формировании капли, а его продолжительность
Ткз в случае очень короткой дуги может достигать 20% и более
от т. Однако введение в расчеты периода короткого замыкания
значительно усложнило бы их.
Характеристики переноса зависят от многих трудноучитыва-
емых факторов и их величина в процессе сварки (при одних и
тех же условиях)’ колеблется около некоторого среднего значе-

Рис. 2.14. Изменение массы жидкого металла на конце электрода
со временем:

а — сварка голыми и б — толстопокрытыми электродами

ния, подчиняясь законам случайных явлений. Это хорошо видно
н.1 рис. 2.14 и 2.15, на которых показаны результаты обработки
кинограмм процесса сварки голой проволокой Св-08А диаметром
5 мм.
Исследование процесса образования и переноса капель свя-
зано с большими трудностями. В настоящее время прояснилась
общая качественная картина явлений. Однако недостаток экспе-
риментального материала до сих пор затрудняет их полную ко-
личественную характеристику.

В первых исследованиях применяли разные искусственные
способы выделения капель из дуги (например, путем собирания
их в воду при плавлении двух горизонтально расположенных на-
встречу друг другу электродов и т. и.). При этом одновременно

а)

Рис. 2.15. Зависимость статистического распределения времени перехода т от
силы тока (а) при (7Д = 19 В и напряжения (6) при I 200 А; электрод диа-
метром 4 мм; прямая полярность

собирали брызги и осколки капель, сами же капли деформиро-
вались и дробились при ударе о воду. Получаемые данные о фор-
ме и размере капель не давали достоверного представления о
реальном процессе.

Нельзя получить такое представление и по осцилограммам
тока или напряжения, так как короткое замыкание не всегда
означает переход капли с электрода и тем более не дает возмож-
ности судить об ее размере.

Более полную и достоверную информацию о процессе форми-
рования и отделения капель дает скоростная киносъемка в слу-
чае открытой дуги (сварка голой проволокой на воздухе или в
защитном газе) и рептгенокиносъемка при сварке покрытыми
электродами или под флюсом. Изучению закрытых процессов
(например, сварки под флюсом) помогает визуальное наблюде-
ние (или съемка) через кварцевое стекло, вставляемое в соб-
ранное под сварку изделие таким образом, чтобы оно могло быть
использовано в качестве окошка внутри зоны плавления.

Скоростную киносъемку осуществляют обычно теневым спо-
собом (рис. 2.16,6) со скоростью до 1000—1500 кадров в секунду.

Наблюдение за образованием и ростом капли на электроде
затрудняется большой яркостью излучения дуги. Получение от-
четливой картины возможно только при использовании при съем-
ке специальной техники: мощного светового потока для подсве-
чивания дуги и светофильтров. При теневой киносъемке подсве-
чивают обратную сторону дуги (см. рис. 2.16,6). Для подсвечи-
вания- применяли угольную дугу или лампу мощностью 3 кВт,
свет которых концентрировался с помощью конденсора. Для
уменьшения яркости дуги применяли комбинацию красного и си-
не-зеленого светофильтров КСЮ и СЗС10, обеспечивающую вы-
деление узкой области видимой части спектра на границе с ин-
фракрасной.

Подсвет и светофильтры снижали яркость дуги, но полностью
ее не заглушали. Поэтому на снимках видно нс только силуэт

Рис. 2.16. Схемы рентгеновской (а) и оптической (б) кино-
съемок процесса переноса металла в дуге:

/ — подсвечивающая лампа; У — конденсор; Л — дуга; 4 —
скоростная кинокамера; 5 — направление рентгеновских лучей,
6 — электронно-оптический преобразователь; 7 — изолирующая
стейка

электрода и капли, по и их поверхность, освещенную пламенем
дуги. Более четкое изображение рельефа электрода и капли
можно получить, используя дополнительный подсвет со стороны
камеры, В опытах, проведенных автором данной книги, приме-
нена панхроматическая мелкозернистая пленка МЗ-2.

Рентгенокиносъсмка является сегодня единственным спосо-
бом исследования капельного плавления покрытых электродов и
при сварке под флюсом, позволяющим получать информацию,
допускающую количественную обработку.

Быстротечность явлений в луге требует очень малых экспо-
ищий и поэтому большой интенсивности рентгеновского излуче-
ния. И. К. Походня вместо уникальных рентгеновских трубок
большой мощности использовал стандартную аппаратуру, уси-
лив рентгеновское изображение с помощью электроннооптнче-
ского преобразователя, с экрана которого производил киносъем-
ку обычной скоростной камерой типа СКС [103].

Для получения на экране преобразователя ярких и четких
изображений, которые можно было бы снимать с большой ско-
ростью и избегать при этом «ффекта продолжительного после-
свечения, была проведена специальная исследовательская рабо-
III. В результате чего появилась возможность снимать со ско-
ростью до 1500 кадров в секунду при продолжительности съем-
ки в несколько секунд. Схема рентгенокиносъемки (рис. 2.16, а)
аналогична теневой киносъемке, однако вместо светового излу-
чения используют рентгеновское излучение, а кинокамеру напра-
вляют не на объект (дугу), а на экран преобразователя.

Временные характеристики роста слоя жидкого металла на
электроде и отделение от электрода капель легко определяются
по данным кино- или рентгенокиносъемки, по отметкам времени,
записываемым на пленке. Синхронное осциллографирование поз-

Рис. 2.17. Схема определения
скорости перемещения гра-
ницы плавления (изменения
расстояния х) при оптичес-
кой (а) и рентгеновской (6)
съемках с применением раз-
резного стержня

воляет при этом сопоставлять
ход процесса с изменением его
электрических параметров.
Сложнее обстоять дело с онре-

Рис. 2.18. Схема разбивки
проекции капли на эле-
ментарные геометричес-
кие фигуры:
/ — шаровой сегмент;
2 — усеченный конус

делением размеров капли и массы жидкого металла на электро-
де и отделившейся капли, так как на кадрах получается обычно
одна проекция, в то время как жидкий металл на электроде да-
леко не всегда является симметричным телом.

Размеры и массу слоя жидкого металла определяют различ-
ными способами.

В опытах, проведенных автором данной книги, приращение
массы капли определяли по изменению положения границы жид-
кого металла относительно отметок (например, в виде рисок),
нанесенных заранее на электродный стержень (рис. 2.17,а). Зная
диаметр проволоки и плотность металла, нетрудно найти массу
металла, расплавленного за тот или иной период времени. Та-
ким образом, в частности, получены данные, приведенные на рис.
2.14, а и 2.15. Однако указанный способ не применим для по-
крытых электродов. В этом случае использовали разрезной стер-
жень и границу плавления определяли по месту, где жидкий ме-
талл на рентгенокииокадрах перекрывает просвет, образуемый
щелью (плоскость разреза стержня совмещалась с направлени-
ем просвечивания, рис. 2.17,6) [103]. При отделении капли на
конце электрода всегда остается слой жидкого металла. Его объ-
ем в предположении, что слой осесимметричен, можно опреде-
Таблица 2,8

к Источ- ник г — « го со Щ||| J [Z911 j - [103]

<я о о ж О) к I я" «<> *. о 0,75 Г- Ш 00 ь- го ООО О .0,7 0,65 tn 00 Q 1 0,06—0,4 0.3 л 0,3—0,45 0,09 ст> о о
кктернстика пер с* с Е 0,026 со о о О -Т СО см со о ОО — ООО см о о 0,035 0,035 0,054 6W 0 rf о о 0,04-0,12 0,2—0,3 0,15-0,25 ‘ 0,5 0.2
Харг с- Е 890*0 0,177 О О 00 — ГТ хг — — СО ООО 0,125 0,125 0,097 0,328 1 1 0,1—0,20 с 1 со о 0,25-0,35 0,55 0,22
S т, с со о о 0,059 Г- 00 00 ОНО£ О О С) ООО 0,031 0,078 0,048 0,087 0,087 0,042 0,1—0,2 о <1 о 4ч О 1 >п со »* о 0,125 1 ।
*
сжим си а г ра о •R**- О ОО —• —• СМ 00 о> о> о 1 1 24 -26 о СМ Г 1 сч GO см 1 со СМ 40 1
сх V 7 200 но 200 300 НО 1 200 200 97 86 061 130-165 НО—120 700 1
Покрытие 1 j Без покрытия о со * о II С г» 1 о УОНИ-13/45. kn = 0.3 +• 0,5 ЦМ-7, kn = 0,3 -т- 0,5 Сварка под флюсом АН-20 То же
Полярность Прямая Прямая Обратная Прямая Прямая ' Обратная Обратная Прямая Прямая Обратная
—— Дна- £• i га s э СО тг П 3,1 1*8 • тГ СО tn 00
лить по профилю капли на кинокадре, принимая сто за шаровой
сегмент или за другую геометрическую фигуру, или за комби-
нацию нескольких элементарных фигур (рис. 2.18). Такое пред-
положение близко к действительности при стабильном горении
дуги и при не очень больших размерах слоя жидкого металла.
Этим способом определяют и поверхность жидкого металла на
электроде.

Таким образом, точность определения объема и других гео-
метрических характеристик слоя жидкого металла (капли) на
электроде невелика. Возможность ошибки увеличивается из-за

Рис. 2.19, Схема расчета за-
трат тепловой мощности при
теплопередаче в капле

Рис. 2 20. Профиль температур в жид-
ком слое (схема)

большого разброса данных. Поэтому для получения надежных
данных необходимо большое число измерений и их статистиче-
ская обработка, что далеко не всегда удается сделать из-за слож-
ности и трудоемкости эксперимента. Вследствие этого данные по
характеристикам капельного переноса дают скорее качествен-
ную, чем количественную картину явлений *,

Некоторое представление об опытных данных по характери-
стикам переноса можно составить из табл. 2,8, Более подроб-
ные сведения по покрытым электродам и порошковой проволоке
приведены в работе И, К. Походим [103].

Кинетика формирования капли на электроде. Мощность q.h
выделяемая дугой в активном пятне на электроде (п. 9), пере-
дается твердому металлу электродного стержня через слой жид-
кого металла. Часть этой мощности <?исл затрачивается на испа-
рение металла, так что в слои жидкого металла на конце элек-
трода вводится тепловой поток

7l = (7нсп ’

> Большую точность можно получить, делая съемки капли одновременно
в двух взаимно перпендикулярных направлениях.
До твердого металла доходит лишь мощность q2. Разность
(z/j — q2) составляет потери в капле (включая теплоту плавле-
ния, рис. 2.19). С увеличением длины капли I потери увеличива-
ются, при этом q2 уменьшается со временем и соответственно
должна уменьшаться скорость продвижения границы плавле-
ния V (/).

Величину ^исп можно приближенно определить, приняв за-
траты теплоты на испарение пропорциональными мощности:

^7исп ~~

где коэффициент аи зависит от плотности тока в пятне дуги, теп-
лофизических свойств металла электрода и т. д. (см. п. 5).

Потери теплоты в капле можно представить в виде балан-
сового уравнения» структура которого поясняется схемой, пока-
занной на рис. 2.20:

где X(f)—координата движущейся границы плавления;

с и р — теплоемкость и плотность жидкого металла;

Лил скрытая теплота плавления.

Профиль температур Т(х, /)в капле, пренебрегая конвекцией
и теплоотдачей с боковой поверхности, можно описать уравне-
нием Фурье для одномерного потока.

сТГ
dt

При краевых условиях, отвечающих данному случаю, воз-
можно лишь приближенное решение этого уравнения:

< дТ „ А
----X ~— х — 0,
дх

1 дТ
q2-----л —

дх

Г(х, 0)-ГЯ9Ч; 7(х,0^х-Л.

Но поскольку такая схема решения далека от реального про-
цесса, для оценки скорости плавления электрода и рости капли
жидкого металла используем более простой способ. Учтем поте-
ри в капле некоторым коэффициентом И), являющимся функ-
цией времени:

Очевидно, что аи-*0 при / - * оо и ак "• 1 при t » 0,
Этому условию удовлетворяет экспоненциальная функция

Следовательно,

?z = aK(0<7i =^ie-a<,

(2-15)

где а — характеристика темпа нарастания затрат тепловой мощ-
ности в капле (рис. 2.21).

Соотношение (2.15) написано для случая, когда плавление
электрода только начинается. Если же рассматривать уже на-

Рис. 2.21. Отношение «72/^1 в зави-
симости от а и /

чавшпйся процесс и за t = О
принять момент отделения оче-
редной капли, то из-за нали-
чия на торце оставшегося слоя
жидкого металла а ~=г- 1 при
t = 0 и выражение Для q2(О
примет вид

<72 = <МО<71 =а”е-0/<71, (2.15')

где — значение сск(О) при
нуле отсчета, когда
теплота <71 передает-
ся через слой жидко-
го металла.

Значение а° зависит от величины слоя жидкого металла. Мас-
Л

совая скорость плавления металла

-1т = = <еKqlt (2.16)

где А—масса металла, которая может быть расплавлена еди-
ничной энергией, т. е. является величиной, обратной из-
менению энтальпии единицы массы при нагреве метал-
ла от температуры стержня Тст до точки плавления

/< =----1----= —-----1—. —, (2.17)

77Т Ну- с (Гид —TCT)+^

пл ст

где с — теплоемкость металла в интервале Тст — Тпл;

Хпл— тепловой эффект плавления.

Интегрируем выражения (2.16) при начальном условии m =
= rriQ и t = 0, получим

.•п(0 = /Ио + - кК<71 (1—е-*11*). (2.18)

Отметим. что расчеты основаны на схеме, показанной на
рис. 2.19. Тепловой поток qif введенный через плоскую поверх-
ность торца капли, распределен по ней равномерно. Каплю рас-
сматриваем как цилиндр, диаметр которого равен диаметру элек-
трода.

Для момента отделения капли (/ = т) выражение (2.18) при-
мет вид

акА?1 ,,

-------(1—е ах).

а
Из определения /п0, шк и т следует (рис. 2.22):

(1 —е-с(г+х>);

£—яП'+т) — £—ot'g—от J atTlк w

A 7i

e~aZ' =

Гат,

Гаким образом,

e—ат .

. Р^к
1 —-----а

Л'<71

Из этого выражения {ло-
жно графически или мето-
дом последовательного при-
ближения найти и, Опреде-
лим величину а, пользуясь
данными табл. 2.8 для

цагпк

A<?1

Рис. 2.22. Схема кинетики роста капли
(начало и первый переход)

случая плавления голого
электрода диаметром 4 мл
(сила тока 200 А). Величина

К зависит от степени подогрева стержня электрода током. Для
низкоуглеродистой стали Тпч = 1525° С, Хпл = 272 кДж/кг
(G5 кал/г). Для 7\т = 200°С К = 0,79-10~3 кг/кДж, для 7СТ =
= 600°С К = 0,98 - Ю^3 кг/кДж. Пусть К = 0,84-10 3 кг/кДж.

Величина

<71 = М = 0,35-0,85-19-200 ^1130 Дж/с (270 кал/с).

Значение q\, которое, как указывалось, не зависит от длины
дуги, рассчитано по поминальному напряжению Un = 19 В, для
которого т)я 0,38.

Оценочные расчеты показали, что а в большинстве случаев
весьма мало (приближается к нулю, при этом ак ~ 1) и лишь при
большом значении т становится относительно большой величиной
(табл. 2.9).

Таблица 2.9

Характеристика переноса

На п ряжение и, Н С m г Л в а
19 0,06 0,15 0,77 >0,001
28 0.27 0,35 0,55 — 1.3
Рис. 2.23. Изменение объема
жидкого металла на конце
электрода во времени

Опытные данные, полученные с помощью скоростной кино-
съемки автором настоящей книги (при плавлении голой прово-
локи Св-08А диаметром 3 мм на обратной полярности, / = 140 А,
U = 20 В, см. рис. 2.14, а) и данные Ж. Пинтара (рис. 2.23) при
плавлении в аргоне проволоки диаметром 1,2 мм из стали, содер-
жащей 0,1 % С, 1,3% Мп и 1 % Si на прямой полярности [167], под-
тверждают неравномерность роста капли в процессе ее формиро-
вания. Однако эта неравномерность проявляется заметно лишь
при большой продолжительности роста капли и, очевидно, при
больших значениях а (см. рпс. 2.21).
При малом времени существования
(или малом а) рост капли хорошо
аппроксимируется линейной зависи-
мостью.

Постоянство скорости плавления
можно объяснить, во-первых, увели-
чением интенсивности конвективных
потоков в капле с ростом ее разме-
ров и соответственным улучшением
в ней условий теплопередачи и, во-
вторых, блужданием опорного пятна
дуги, которое давлеко не всегда рас-
положено внизу капли (как это при-
нято в расчетной схеме), а может
находиться вблизи границы плавле-
ния (рис. 2.1), что, естественно,
уменьшает тепловое сопротивление

капли и ее перегрев. Лишь при больших размерах капли переда-
ча теплоты дуги через жидкий металл заметно ухудшается, что
приводит к уменьшению скорости плавления.

Линейная зависимость получена и при плавлении электро-
дов с покрытием [103]. В этом случае постоянство скорости
плавления сохраняется и при сравнительно большом периоде
формирования капли (рис. 2.1, б), что, видимо, объясняется
особыми условиями формирования и отделения капли при
сварке покрытыми электродами; большую роль играет наличие
втулки из нерасплавившегося покрытия.

Во многих случаях на практике можно принимать dmjdt ~
~ const, т. е. q2 = const.

Тогда

m(t) =/По + Kq2t = ni() + aKKqit. (2.18')

Очевидно, что Kq2 равно тангенсу угла наклона прямой
m(t). Пользуясь данными И. К. Походни [ЮЗ] (см. рис. 2.1, б)
и принимая К = 0,78 • 10~3 Дж/г, найдем, что отношение q2lq$
имеет следующие значения

1 Из-за малой продолжительности плавления электрода в опытах по рент-
генокиносъе.мке температура нагрева стержня невелика.
</о

13,5 кВт

6,1 кВт

<7а/<?о

0,15—0,21

0,22-0,28

Поверхностное натяжение мак основная сила, удерживающая
каплю на электроде. Металл капли, формирующейся на конце
электрода, подвергается действию различных сил. Наибольшее
влияние оказывают сила тяжести, определяемая весом капли
(Р = mg)\ сила поверхностного натяжения, удерживающая
каплю на электроде, электромагнитные силы и др.

Величина и направление действия сил изменяются в про-
цессе сварки, вызывая изменение формы и положения капли на
электроде, отделение ее от электрода и перенос через дуговой
промежуток.

Прежде всего рассмотрим действие силы поверхностного на-
тяжения, которая является основной силой, удерживающей кап-
лю на электроде.

Поскольку поверхностные явления при сварке играют боль-
шую роль, уместно напомнить физико-химическую трактовку
понятия поверхностного натяжения, рассматриваемого иногда
с энергетической, а иногда и с чисто механической точки зрения.

Поверхностный слой вещества на границе с другой фазой,
например на границе жидкости с газом, характеризуется осо-
бым энергетическим состоянием вследствие различия молеку-
лярных полей в соседних фазах. Так, молекулы на поверхности
жидкости испытывают большее притяжение со стороны жидко-
сти, чем со стороны газа, т. е. подвергаются действию силы, на-
правленной внутрь жидкости. Поэтому, чтобы увеличить поверх-
ность жидкости, необходимо затратить работу для вытаскива-
ния соответствующего количества молекул из глубины жидко-
сти на ее поверхность.

При изотермическом процессе работа увеличения поверхно-
сти равна увеличению ее свободной энергии AZ (изотермно-
пзобарного потенциала)

AZ = oAF.

Изменение свободной энергии поверхности часто формально
трактуют как некоторую механическую силу, якобы действую-
щую на поверхности в тангенциальном направлении. Поверх-
ностный слой при этом можно представить в виде растягивае-
мой пленки. Отсюда и возник термин поверхностное натяжение.
Трактовка поверхностной энергии как гипотетической силы
оказывается иногда удобной при решении задач механического
равновесия, например равновесия капли жидкости в поле тя-
жести.

Сила поверхностного натяжения, отнесенная к единице по-
верхности или к единице длины поверхностной пленки, или ра-
бота силы поверхностного натяжения, затрачиваемая на обра-
Рис. 2.24. Направление по-
верхностного давления вбли-
зи границы жидкость — газ
в случае выпуклой (а) и вог-
нутой (б) поверхностен

зование единицы поверхности, называется коэффициентом
поверхностного натяжения и обозначается о; его размерность —
Дж/м2; Н • м/м2; Н/м.

Условием равновесия (при постоянных температуре и дав-
лении) является минимум свободной энергии (изотермно-изобар-
ного потенциала) системы. Отсюда следует, что любая си-
стема должна стремиться к такой форме, которая бы отвечала
наименьшей поверхности при данном ее объеме. Поэтому, на-
пример, жидкость не подвергающаяся действию каких-либо
внешних сил, принимает форму
шара. Стремление системы умень-
шить свободную энергию приво-
дит к тому, что при искривленной
поверхности в жидкости возника-
ет дополнительное давление, на-
правленное к центру кривизны,
которое сжимает жидкость в слу-
чае выпуклой поверхности и рас-
тягивает ее в случае вогнутой
(рис. 2.24).

Поверхностные эффекты часто
называют капиллярными эффек-
тами или явлениями, так как наи-

более отчетливо они проявляются в трубках небольшого диамет-
ра — капиллярах, где (как известно из школьного курса физики)
вогнутый мениск приводит к поднятию, а выпуклый к опусканию
уровня жидкости в трубке.

Однако поверхностное натяжение, действует в любой систе-
ме (хотя и не столь наглядно как в капиллярах) и с ним при-
ходится считаться при формировании капли на электроде и во
многих других случаях, например при формировании шва.

Сжатие или растяжение жидкости, возникающее вблизи ис-
кривленной поверхности, приводит к образованию разности
давлений в соприкасающихся средах, называемой поверхност-
ным давлением. Это давление в данной точке поверхности на-
правлено нормально к ней и может быть найдено из формулы
Лапласа

Р = Р1—Р2=о(-Д 4-Д.), (2.19)

где /?1 и Т?2 — главные радиусы кривизны поверхности в данной
точке (заметим, что сумма обратных радиусов кривизны имеет
одинаковое значение для любой пары взаимно перпендикуляр-
ных нормальных сечении, проведенных через данную точку).

В поле тяжести, если р2— давление газовой фазы и р\ —
давление в жидкости на высоте z,

Pl = р2 + Pg(Zo—z),

где zo — точка на границе жидкость — газ, когда pi = р2.
80
Тогда формула Лапласа примет вид

/ 1 , 1 \ . ч
а(—+ —)=pg(z0—г),

\ A] А 2 /

а условие равновесия в точке

+ = const,

где р — плотность жидкости; g — ускорение силы тяжести.

Результирующую силу поверхностного натяжения для неко-
торой поверхности найдем интегрированием давлений по всей
поверхности:

(2.20)

где cos(n, г) — косинус угла между вертикалью Z и нормалью
к поверхности в данной точке.

Капля, висящая на вертикально расположенном электроде,
удерживается на его конце за счет поверхностного натяжения
При определении поверхностного натяжения методом отрыва
капель принимают, что сила, удерживающая каплю, равна про-
изведению периметра смачивания на коэффициент поверхност-
ного натяжения:

2лго = mg.

Капля отрывается, когда сила тяжести, увеличивающаяся
с ростом капли, становится больше силы поверхностного натя-
жения. При расчете по этой формуле получается большая ошиб-
ка (до 40%), так как эта формула не учитывает всей сложно-
сти явлений формирования и отрыва капли.

Профиль капли можно описать дифференциальным уравне-
нием, которое получают из уравнения Лапласа при замене ра-
диусов кривизны их выражением через дифференциалы [115]:

a d(xsina)

х dx

(2.21)

где х — координата на оси, параллельной земной поверхности;
z— координата на оси, направленной противоположно силе.тя-
жести; a — угол между касательной к данной точке поверхности
капли и осью.

По Н. К. Адаму условием геометрического подобия капель
разных жидкостей в момент отрыва является равенство значе-
ний г/УЧ* [1] [г — радиус электрода (капилляра), V— объем
капли].

Уравнение (2.21) не интегрируется в простых функциях.
Предложены различные приближенные решения. Удовлетвори-
тельное совпадение с опытными данными получают лишь при

б Заказ 1141 81
введении корректирующего множителя, являющегося функцией
отношения r/V'* или r/а, где а — так называемая капилляр-
---------------------------.

Вес отрывающейся капли

Рк = mg = 2лгоФ

(2.22)

где 2лг — периметр смачивания.

Корректирующую функцию
Ф или if определили экспери-
ментально [124]. Опа учитыва-
ет сложный характер процесса
отрыва капли (рис. 2.25).

Рис. 2.25. Схема отрыва
свободно висящей капли
в поле тяжести

Рис. 2.26. Зависимость корректиру-
ющем функции от отношения г/а

Корректирующая функция — ) (рис. 2.26) изменяется
\ a J

от 0,6 до 1,0, так что действительное значение находится в
пределах лго — 2лга.

В некоторых работах в качестве поправочного множителя
применяют функцию F(r/V3). В этом случае

(2.22')

Коэффициент поверхностного натяжения о зависит от тем-
пературы и состава контактирующих фаз (уменьшается при на-
личии химического взаимодействия между ними).

Некоторые авторы указывают на возможную роль при свар-
ке электрокапиллярных явлений, возникающих на границе ме-
талл — электролит (таким электролитом может быть шлак) и
вызывающих изменение поверхностного натяжения на этой гра-
нице под действием разности потенциалов.

Температурная зависимость о для жидких металлов (что
должно интересовать в первую очередь) исследована для весь-
82
ма ограниченного их числа (преимущественно легкоплавких) в
узком интервале температур. При этом результаты разных ис-
следователей нередко сильно отличаются друг от друга.

В исследованном небольшом температурном интервале о
обычно незначительно уменьшается, но в некоторых случаях
(ртуть, кадмий) о сначала немного увеличивается, а затем
уменьшается. Для меди установлено линейное увеличение о
<от 1,1 до 1,22 Дж/м2) с повышением температуры (от 1125 до
1280° С).

Однако исходя из теоретических соображений, можно пред-
положить, что при достаточно большом увеличении температу-
ры (и давления) о жидкости уменьшается вплоть до нуля в кри-
тической точке [115].

Уравнение Лапласа выведено для системы, находящейся в
механическом и термическом равновесии. Однако при дуговой
сварке в капле на электроде существует (несмотря иа вырав-
нивающее действие конвекции) перепад температур (темпера-
тура снижается от температуры, близкой к точке кипения в
районе опорного пятна дуги, до температуры плавления на гра-
нице с твердым металлом стержня). Меньшего перепада можно
ожидать в случае электрошлакового процесса. Это требует
большой осторожности при количественной оценке поверхност-
ных эффектов при сварке.

Величина поверхностного натяжения для разных веществ
различна, поскольку различны у них силы межмолекулярного
взаимодействия. В растворах различие молекулярных силовых
полей растворенного вещества и растворителя приводит к не-
равномерному распределению их в объеме и на поверхности;
концентрация вещества с меньшей свободной поверхностной
энергией оказывается большей у поверхности вследствие стрем-
ления системы к минимуму энергии. Поэтому даже небольшая
примесь такого вещества способна значительно понизить по-
верхностное натяжение. Вещества, концентрирующиеся в по-
верхностном слое и снижающие поверхностное натяжение рас-
твора, называются поверхностно-активными веществами. Так,
кислород, растворенный в железе, является поверхностно-актив-
ным элементом и снижает поверхностное натяжение железа.
Поверхностно-активными свойствами в расплавах железа об-
ладают также сера и в отдельных случаях углерод.

Термин поверхностное натяжение относится к границе жид-
кость— газ. Применительно к границам раздела жидкость —
жидкость или жидкость — газ говорят о межфазном натяже-
нии. Связь между поверхностными энергиями на границе раз-
дела трех фаз: твердой, жидкой и газообразной характеризуется
следующим условием равновесия капли жидкости на поверхно-
сти твердого тела (рис. 2.27):

•

Т23 = ^12 + °I3 cos 0 (2.23)
Угол й между границей твердая фаза — жидкость и каса-
тельной к границе жидкость — газ называется краевым углом
смачивания и отсчитывается в сторону жидкости

Электромагнитная и другие силы, действующие на каплю.
При протекании тока через твердый цилиндрический проводник

У радиусом /? в нем под дейст-

/ вием собственного магнит-

& / _____ ного поля тока возникает

радиально • направленная

Ту. 1 сжимающая сила (пинч-эф-

/ V \ Фект)

777777777777777777777777777^ п , г* \

Рис. 2.27. Равновесие на границе раз- , ,

дела трех фаз: убывающая к периферии с

/ — жидкость; 2 — твердое тело; увеличением рЗССТОЯНИЯ Г ОТ

3 - газ центра проводника.

Если сечение по длине
проводника изменяется, то должна появиться осевая составля-
ющая пинч-эффекта

Рос = ^1п-£-, (2.24)

4л /?2

направленная в сторону большего сечения (/?i > R2).

Электромагнитная сила возникает не только в твердых, но
и в жидких и газообразных проводниках (в частности, в плаз-
ме). Хотя расчетные формулы при этом становятся менее опре-
деленными вследствие возникновения потоков жидкости или
газа под действием этих сил, но квадратичная зависимость от
силы тока сохраняется. Поэтому электромагнитная сила наибо-
лее заметно проявляется при больших силах тока.

Направление осевой силы зависит от формы проводника,
случайных или закономерных изменений его сечения.

Обычно токоподводящая область дуги расширяется в на-
правлении от электрода к изделию. Возникающая осевая сила
создает поток газа, направленный от электрода на изделие.
При аргоно-дуговой сварке с вольфрамовым катодом, этот поток
направлен в сторону анода и назван Г. Мэкером катодной струей.
Скорость газа в катодном потоке составляет 104 см/с. Такой
поток может возникнуть и в аноде за счет сужения токопрово-
дящей зоны в опорном пятне дуги на аноде. При некоторых
условиях в длинной дуге можно наблюдать столкновение этих
потоков. В сварочных дугах, применяемых на практике, обычно
один из этих потоков подавляет другой. В образовании анодного
и катодного потоков существенную роль играет также испаре-
ние материалов, наиболее заметно проявляющееся при высокой
концентрации источника (сужении опорных пятен дуги, см. п. 4).
В результате испарения появляется усилие отдачи (реакции)
84
паров, направленное нормально к поверхности испарения (пло-
скости опорного пятна дуги на электроде). В. И. Дятлов [32] и
некоторые другие исследователи считают, что реактивная сила
истечения паров металла пропорциональна квадрату силы тока.
В. И. Дятлов полагая, что вес капли в положении, показанном
на рис. 2.28, а, уравновешивается только реакцией паров, полу-
чил из опытных данных квадратичную зависимость (рис. 2.28,6).

Однако, кроме реакции паров, на каплю в опытах В. И. Дят-

лова действовала, видимо,
определение веса капли
сложной формы по одной
ее проекции на кинокад-
рах является весьма не-
точным.

Реакция паров нужда-
ется в дальнейшем изуче-
нии, но вряд ли она игра-
ет значительную роль при
дуговой сварке электро-
дами.

Кроме перечисленных
сил, отметим механичес-
кое воздействие на каплю.

Д. Амсон и Д. Салтер
построили баланс сил ис-
ходя из упрощенной схе-

электромагнитная сила. К тому же

Рис. 2.28. Капля, уравновешиваемая
В. И. Дятлову) реакцией истечения
ров (а) и вес капли в зависимости
квадрата силы тока (б)

(по
па-
от

ими

мы, в которой сила поверхностного натяжения (принятая
равной лги) уравновешивает силу тяжести (вес капли), электро-
магнитную (Лоренцову) и газодинамическую силу [143]. Послед-

няя складывается из скоростного напора газовой струи на вы-
ступающую поверхность капли (названного ими магнитокинети-
ческой силой) и аэродинамической силы, вызываемой трением
газа, обтекающего эту каплю.

По их расчетам при аргонодуговой сварке (алюминиевой

нроволокой диаметром 1,6 мм) эта сила (в % от
постного натяжения) составляет:

силы поверх-

Вес капли......................................... 1.5—2,5

Лоренцова сила.................................... 18—23

Магнитокинетическая сила ......................... 22—25

Аэродинамическая сила............................. 55—60

Сила поверхностного натяжения......................... 100

Роль газодинамической силы в общем балансе сил в этом
расчете явно преувеличена. Силы, действующие на каплю, кро-
ме В. И. Дятлова, Д. Амсона и Д. Сальтера, рассчитывали и
другие исследователи, например Г. Г. Корицкий и И. К- Поход-
1!Я [52]. Они сделали попытку определить изменение величины
некоторых сил в процессе роста капли.
К сожалению, скудность сведений о процессах, протекающих
на ряде участков системы дуга — электрод (например, сведений
о распределении тока в дуге, размерах и структуре опорных
пятен дуги и т. д,), а также данных о некоторых свойствах ма-
териалов в условиях дугового процесса и, наконец, влияние
случайных факторов, вызывающих непрерывное изменение фор-
мы капли и положения на ней опорного пятна дуги, весьма за-
трудняют проведение расчетов и сопоставление их с экспери-
ментальными данными.

Рис. 2.29. Перенос металла с коротким замыканием

Поэтому можно говорить лишь о качественной характери-
стике процесса отделения и переноса капель электродного ме-
талла.

Перенос металла электрода в сварочную ванну. Массу (раз-
меры) капель, переходящих с электрода в ванну, определяют
соотношением сил, действующих на капли, а частоту перехода —
скоростью плавления электродного металла.

Отделение части жидкого металла от электрода и перенос
его в ванну на изделие происходит, когда силы, стремящиеся
оторвать каплю от электрода, становятся больше сил, удержи-
вающих ее. Но перенос-металла может произойти и раньше это-
го момента, если рост капли ограничивается величиной дугового
промежутка. При этом капля может перекрыть дуговой проме-
жуток, прежде чем достигнет максимально возможного в усло-
виях свободного формирования размера; произойдет короткое
замыкание и перенос части металла (рис. 2.29).

Металл с помощью коротких замыканий переносится следую-
щим образом. При соприкосновении капли с ванной металл кап-
ли начинает растекаться по поверхности ванны под действием
сил поверхностного натяжения, стремящихся уменьшить сво-
бодную поверхностную энергию системы. В мостике жидкого ме-
талла, соединяющем каплю с ванной, образуется вследствие
этого быстро сужающийся перешеек, который перегревается и
разрушается при возрастании в нем плотности тока. Разделению
капли способствуют также электромагнитные силы, направлен-
ные в обе стороны от перешейка (действующие, как указыва-
лось, в направлении большего сечения).

Размер капель при переносе с помощью коротких замыка-
ний зависит от величины дугового промежутка [32]. С увеличе-
86
нием длины (напряжения) дуги размеры капель увеличивают-
ся, а число коротких замыканий уменьшается до тех пор, пока
длина дуги не будет больше максимального «свободного» раз-

мера капли.

Тогда размеры капель (и чистота переноса) стабилизируют-
ся и не зависят от длины дуги (рис. 2.30). В этом случае размер

капель определяется фактора-
ми, оказывающими влияние на
величину и направление сил,
действующих на них. К таким
факторам относятся прежде
всего сила тока, диаметр элек-
трода, состав шлаковой или га-
зовой фазы и др. С увеличени-
ем силы тока (пропорциональ-
но квадрату силы тока) увели-
чивается осевая составляющая
электромагнитной силы (2.24),
стремящаяся оторвать каплю
от электрода, одновременно

Рис. 2.30. Характеристики переноса
в зависимости от длины дуги (го-
лый электрод Св-08А диаметром
4 мм, примам полярность,
/ - 200 А)

увеличивается скорость газово-
го (плазменного) потока и с
ним газодинамическая сила,
действующая в том же направ-
лении. Это должно привести к

уменьшению размера капель, отделяющихся от электрода. Одна-

ко действие электромагнитной силы зависит, как это следует из
выражения (2.24), не только от силы тока, но и от разности сече-
ний проводника (отношения -

При малой силе тока и больших диаметрах электрода эта
разность обычно незначительна (отношение близко к

единице), при этом действие электромагнитной силы мало. С

уменьшением радиуса электрода и увеличением плотности то-

ка величина указанного отношения увеличивается, в этом слу-
чае воздействие электромагнитной силы и газового потока на
перенос металла значительно. В результате при большой силе
тока капли измельчаются, и, отделившись от электрода, полу-
чают большое ускорение. Это можно отчетливо наблюдать при
сварке тонкой проволокой в защитных газах (рис. 2.31, 2.32)
[167]. Однако при небольшой плотности тока роль электромаг-
нитной и газодинамической сил по указанной причине незна-
чительна. Размеры капель с увеличением силы тока мало из-

меняются, хотя время между переходами капель значительно
уменьшается (рис. 2.33). т уменьшается с увеличением силы
тока, при этом увеличивается массовая скорость плавления
электрода, а следовательно, в единицу времени должно боль-
ше переноситься металла. Уменьшение размера капель с уве-
личением силы тока приводит при некотором ее значении к ка-
явственному изменению характера переноса. На рис. 2.31 по-
казан резкий переход от крупнокапельного к мелкоканельно-

Рис. 2.31. Масса отделяющейся
капли в зависимости от силы
тока; сварка в аргоне проволо-
кой диаметром 1,2 мм (0,1% С,
1,3% Мп, 1,0% Si)

му переносу; при дальнейшем
увеличении силы тока размер ка-
пель относительно мало изменяет-
ся. Такой перенос называют
струйным, так как капли, еле-

Рис. 2.32. Зависимость ускоре-
ния, получаемого отделяющейся
каплей, от силы тока

Рис. 2.33. Зависимость характерис-
тик переноса от силы тока (голый
электрод диаметром 4 мм, прямая
полярность, /д = З-г-4 мм; ж—
по данным Ж. Пинтара для элек-
трода диаметром 3 мм на обратной
полярности (167]

Резкое измельчение капель

дуя одна за другой с большой
частотой, создают видимость
сплошной струи.

Переход от капельного пе-
реноса к струйному происходит
скачкообразно в сравнительно
небольшом интервале значений
силы тока (рис. 2.34), что поз-
воляет говорить о некоторой
критической силе тока (крити-
ческом токе), при котором на-
чинается струйный перенос.
При этом опорное пятно дуги
охватывает боковую поверх-
ность электрода, конец которо-
го заостряется (рис. 2.35). Сте-
пень заострения тем больше,
чем меньше теплопроводность
металла стержня [145].

при струйном переносе можно

объяснить прежде всего значительным уменьшением радиуса
конца электрода и поверхности формирующейся капли и соот-
ветствующим уменьшением результирующей силы поверхност-
ного натяжения. Возможно также и уменьшение коэффициен-
та поверхностного натяжения вследствие значительного пере-
грева капли.

Критический ток зависит от материала, полярности и других
факторов. Для одного и того же материала (и полярности) он

Рис. 2.34. Зависимость частоты перехода N, массы
шп, объема V капель и коэффициента плавления
(1Р от силы тока:

а — проволока из низкоуглероднстой стали диаметром
1,6 мм, сварка в аргоне +1% О2, — 6,3 мм, обратная

полярность [160J; б — алюминиевая проволока диамет-
ром 1.6 мм, сварка в аргоне, обратная полярность.
ЬГд — 22 В [144]; в — проволока Св-08Г2С диаметром

1,2 мм активированная солями цезия и натрия, сварка
в углекислом газе [13]

возрастает с увеличением диаметра электрода и уменьшается
с удлинением его вылета [160] (рис. 2.36); у электрода больше-
го диаметра опорное пятно дуги может захватить его боковую
поверхность лишь при большой силе тока, а при большом вы-
лете повышается температура подогрева стержня.

Влияние силы тока в наибольшей степени проявляется при
импульсной дуговой сварке. Большие пиковые значения силы
тока в импульсе приводят к резкому возрастанию электромаг-
нитной силы и динамического воздействия газовой струи на
каплю в процессе ее отделения и переноса, придавая этому
процессу строго регулярный, направленный характер. По-
этому импульсный режим является эффективным средством
управления процессом переноса. Основными параметрами ре-
гулирования являются энергия и продолжительность импульса
и частота следования импульсов. Импульсы накладываются на
ток постоянной величины (дежурный ток). Частота следования
импульсов должна соответствовать скорости роста капли (пла-
вления электрода), при этом импульс должен подаваться в тот
момент, когда размер и положение капли на электроде наибо-
лее благоприятны для ее сбрасывания с электрода. Такой при-

нудительный перенос металла успешно осуществляется при ар-

гоно-дуговой сварке в любом пространственном положении.

А. Г. Потапьевский и другие следующим образом объясня-
ют влияние точной дозировки энергии импульса. Если энергия

импульса недостаточна для сбро-
са капли, то последняя лишь вытя-
гивается в направлении изделия
и возвращается при снятии им-
пульса в первоначальное положе-
ние. Перенос капель происходит
не при каждом импульсе, размер
капель непостоянен. Если энергия
импульса чрезмерно большая, то
капля отделяется до окончания

Рис. 2.36. Зависимость кри-
тической силы тока от диа-
метра проволоки и длины
вылета (проволока из низ-
коуглеродистой стали, свар-
ка в аргоне 4- 1% О2, /д =
= 6,3 мм, обратная поляр-
ность

Рис. 2.35. Переход от капельно-
го переноса к струйному

импульса и следующее за этим интенсивное плавление электрода
может вызвать быстрый рост капли и нарушение стабильности
процесса. Скорость полета сброшенных капель очень большая и
в результате удара их о поверхность ванны возможно разбрыз-
гивание металла и нарушение формирования шва при вертикаль-
ной и потолочной сварке.

Шлаки, покрытия, флюсы и состав газовой фазы могут вли-
ять на перенос металла, изменяя либо характеристики дугово-
го разряда, либо поверхностное натяжение металла капель.

Так, нанесение на проволоку тонким слоем некоторых ве-
ществ изменяет распределение энергии в дуге (и, как следст-
вие, скорость плавления электрода и рост капли), а также по-
ложение катодного пятна (и, как следствие, направление сил,
действующих на каплю), и может значительно изменить харак-
теристики капельного переноса (табл. 2.10).

Если покрытие обеспечивает устойчивое положение катодного
пятна внизу капли (см. рис. 2.1,а), то осевая составляющая
90
Покрытие Положение катодного пятна Напря- жение дуги и, В Характеристики переноса
а . г.(Ач) т, м -с мг
Мрамор Кварцевый песок Плавиковый шпат Двуокись титана Внизу капли То же На границе плавления, неустойчивое То же, устойчивое 18 26 23 18 7.1 15,0 14 14,9 153 108 48 21 46 71 31 18

электромагнитной силы, действующая в направлении больше-
го сечения, как бы поддерживает каплю, препятствуя ее отде-
лению. Если катодное пятно находится на твердом металле
(см. рис. 2.1,6), то противодействия отделению капли нет и раз-
мер ее определяется в основном силой тяжести и величиной по-
верхностного натяжения. Поверхностное натяжение в этом слу-
чае (вопреки мнению некоторых исследователей [70] практиче-

ски не изменяется, что подтверж-
дается отсутствием разницы в ха-
рактеристиках переноса при свар-
ке с этими же покрытиями на об-
ратной полярности (когда пятно
дуги устойчиво расположено вни-
зу капли). Поверхностное натяже-
ние металла может быть снижено,
как указывалось, при растворе-
нии в нем поверхностно-активпых
веществ. Таким веществом во
многих случаях является кисло-
род. Окисление металла в процес-
се сварки поэтому способствует
измельчению капель. Это прояв-
ляется при сварке некоторыми
покрытыми электродами и по-
рошковой проволокой [104], при

Рис. 2.37. Зависимость массы ка-
пель тп от силы тока и диаметра
электрода при электрошлаковом
процессе

и в других

добавке к аргону кислорода или углекислого газа
случаях. Именно окислением металла объясняется уменьшение

размера капель с увеличением длины дуги при сварке порошко-
вой проволокой.

С увеличением диаметра электрода увеличивается пери-
метр смачивания; в соответствии с выражением (2.22) долж-
на увеличиться сила поверхностного натяжения и при прочих
равных условиях размер капель. Это подтверждается, напри-
мер, исследованиями Д. А. Дудко и другими электрошлаково-
го процесса (рис. 2.37). Роль поверхностного натяжения они
подтвердили опытом, расплавляя в парафине стержни разного
диаметра из сплава Вуда. При одинаковой скорости плавления
размер капель был больше у стержней большего диаметра.
Уменьшение размера капель с уменьшением глубины погруже-
ния электрода в шлаковую ванну (с увеличением напряжения)»
замеченное ими, вероятно объясняется уменьшением поверхно-
стного натяжения с повышением температуры ванны.

Здесь были кратко рассмотрены основные факторы, влияю-
щие на характер переноса металла с электрода в ванну. Отме-
тим, что картина переноса нередко усложняется из-за влияния

Рис. 2.38. Схема роста капли на конце электрода

других, мало изученных факторов. К ним следует отнести усло-
вия, нарушающие стабильность дуги. Например, при сварке в
углекислом газе во многих случаях наблюдается оттеснение
капли на край электрода и блуждание опорного пятна дуги, что
приводит к значительному разбрызгиванию при некоторых ре-
жимах сварки (102]. Причиной этого являются, очевидно, про-
цессы в приэлектродной области дуги.

Удельная поверхность капли. Для расчетов реакций взаимо-
действия металла' с окружающей средой на стадии электрода,
Кроме продолжительности существования капли и температур-
ных условий, надо знать величину поверхности контакта метал-
да с газом и шлаком.

В расчетные формулы обычно входит удельная поверхность
5 = — , представляющая собой отношение боковой поверх-

ности F капли к ее объему V. По мере роста капли величина s
должна изменяться, так как объем тела увеличивается быстрее
^го поверхности. Рассмотрим какова степень этого изменения,
воспользуемся схемой роста капли, показанной на рис. 2.38,
типичной для сварки голым штучным электродом. Схема сде-
лана по данным скоростной киносъемки; штриховой линией по-
казана разбивка капель на элементарные геометрические фи-
гуры для расчета поверхности и объема. Принимается, что кап-
0Я вначале имеет форму шарового сегмента (а), высотой h, за-
/ем полусферы (б) радиусом г и далее представляет собой ком-
бинацию цилиндрической (в) или конической (г) частей высо-
кой / с сегментом.
Определяя по этой схеме боковую поверхность и объем кап-

ли в единицах радиуса электрода г и помня, что продолжитель-
ность существования капли, соответствующая данному ее объе-
му, равна pVIgz (g3— массовая скорость плавления электрода,
принимаемая постоянной), можно построить зависимость s — F/V
от Л где $ взято в масштабе 1/г, а / в масштабе pV'/ffa-

Подсчеты показывают, что удельная поверхность s быстро
pV3

уменьшается со временем, и, начиная с момента t = 1——, прак-

тически не изменяется (рис. 2.3
волоки Св-08А диаметром 4 мм
и ар = 12 г/(А-ч) скорость
плавления g = 0,5 г/с и мас-
штаб времени составит

pf3 — 7 Q ц

g 0.5

Следовательно, величина
удельной поверхности стабили-
зируется приблизительно через
0,1 с с момента начала плавле-
ния.

Однако в установившемся
режиме плавления рост капли

). Для голого электрода из про-
(г = 0,2 см) при силе тока 150А

Рис. 2.39. Зависимость удельной
поверхности <$ от продолжительно-
сти роста капли

начинается не с нуля, а с неко-
торого объема, составляющего
обычно значительную часть

полного объема жидкого слоя

на электроде. В этом случае изменение s за время переноса т бу-

дет незначительным.

Некоторое представление об изменении удельной поверхности
капель при сварке на воздухе голой проволокой диаметром 3—
4 мм можно получить из данных табл. 2.11. Таблица составлена
на основе обработки кадров скоростной киносъемки. Брались
кадры, на которых зафиксированы моменты времени, отвечаю-
щие началу периода роста капли (сразу после отрыва капли) и
его концу (перед самым отрывом следующей капли). Напомним,
что этот период соответствует времени между двумя соседними
переходами капель и называется сокращенно временем перехода
или просто переходом. Объем и поверхность капли определяли
разбивкой ее проекции на пленке на элементарные геометриче-
ские фигуры, при этом допускали, что капля является телом вра-
щения и тогда находили объем (и массу) капли, висящей на
электроде. Поскольку часто происходит формоизменение капли
и отклонение ее от осесимметричной формы под действием раз-
личных сил, для обработки выбирали кадры переходов с мини-
мальными возмущениями формы капли. Одновременно опреде-
ляли изменение массы капли за время перехода по продвижению
Диаметр элек- трода, мм: сила тока, А Момент фиксации Объе м капли 104', смз Поверх- ность капли Ю« F, см2 Удельная поверх- ность s см-1 Приращение массы капли Ьт. мг К
по измене нию объ- ема по плав- лению стержня
3; /= 140 Начало Конец 5,1 14,15 15,2 43,5 30 31 63,6 76,4
Начало Конец 4,9 14,9 11,3 27,4 22 18 70,2 49,1
Начало Конец 4,9 16,9 11,3 43,5 22 26 83,9 103,7
4; / = 110 Начало Конец 7,7 11,8 16,5 20,2 21 17 28,4 24,5
4; / = 200 Начало Конец 9,6 13,8 18,1 22,1 19 16 29,4 36,7

границы плавления. Значительные расхождения в значениях
Длин, подсчитанных по геометрическим размерам капли (на ее
проекции) и по плавлению электрода, показывают, что размеры
и масса капли по кадрам киносъемки не могут быть определены
с большой точностью.

Данные табл. 2.II подтверждают, что незначительными изме-
нениями удельной поверхности в процессе роста капли можно
пренебречь и принимать s = const.

13. ЭНТАЛЬПИЯ И ТЕМПЕРАТУРА КАПЕЛЬ
ЭЛЕКТРОДНОГО МЕТАЛЛА

Факторы, определяющие перегрев капли. Исследованиями
установлено, что температура капель (жидкого металла) на кон-
це электрода значительно больше температуры плавления элек-
тродного стержня.

Перегрев капель зависит от условий передачи теплоты дуги
стержню. Очевидно, что количество теплоты, накапливаемое
в капле за время t, составит

i t

j(<7i—= Q\t—<7i f aK(t)dt,

0 0

средняя температура капли превышает температуру плавления

АГК = ТК-ГПЛ =

ст (/)

f—J aK(t)dt ,
о

где с — теплоемкость жидкого металла.
94
Перегрев, очевидно, будет тем больше, чем больше мощность
q{ и чем меньше ак(/).

Если ак(/) = е~а/, то с увеличением а перегрев увеличивает-
ся. Как было отмечено (см. табл. 2.9), а увеличивается с удли-
нением дуги, соответственно должен увеличиваться и перегрев
капли.

Из уравнения (2.16) следует, что

Г Л ______ т (о

1 QK(t)ui —

Следовательно, выражение для можно представить
в виде

(2.25)

где tlm(t)—отношение, учитывающее характер роста капли.

В приведенных рассуждениях время t отсчитывалось от на-
чала плавления электрода (при т0 = 0). Поэтому для определе-
ния средней температуры капли (точнее, слоя жидкого металла
на конце электрода) перед отделением не только первой, но и лю-
бой очередной капли следует взять t = t' + т (/' — время обра-
зования капли массой гп0).

Во многих случаях, как было показано, скорость роста капли
не зависит от времени (dmjdt = const). Следовательно, ак =
= const и в соответствии с выражениями (2.15) и (2.18')

f = m°

В то же время из выражения (2.18')

/7iK = m0+акК<7|Т, (2.26)

и перегрев капли (средняя температура жидкого металла на
электроде превышает температуру плавления) в момент ее от-
деления

/ т<> \

ДТК= — - ---2---L t

с тс + aKKq^ К

или после соответствующих упрощений

A7'K=4-f-Lz^3L)- <2-27)

сК \ ак /

Из выражения (2.26) следует, что

= _gs_. (2.28)

К91т Kq^

Здесь отношение mjx характеризует
m(t) к оси времени (см. рис. 2.14).

угол наклона прямой
После подстановки выражения (2.28) в выражение (2.27)
получим

ДГК =

(2.29)

Следовательно, перегрев металла на электроде тем больше,
чем больше мощность и чем меньше тангенс угла наклона
прямой m(t)t выраженный отношением лпп/т.

Методика определения энтальпии и температуры капель.
Калориметрирование. Применительно к процессам свар-
ки голой проволокой без защиты или с газовой защитой сравни-

Рис. 2.40. Схемы калориметрирования капель

тельно простым способом определения Д/7К и Тк служит калори-
метрирование капель.

Методики калориметрирования, применявшиеся различными
исследователями, отличаются главным образом способом полу-
чения и улавливания капель в калориметр и его конструкцией.
Подробные сведения о методиках приведены в специальной ли-
тературе [33, 103, 145 и др.]. Здесь коснемся лишь точности полу-
чаемых данных и их обработки. Во-первых, при калориметриро-
вании необходимо стремиться к тому, чтобы процесс, в котором
отбирают капли, был как можно ближе к реальному процессу
сварки. С этой точки зрения, например, нельзя рекомендовать
отбор капель при плавлении двух встречных электродов (рис.
2.40, а). В калориметр в этом случае попадают капли с катода и
анода, имеющие в общем случае разную температуру. К тому же
условия горения дуги между двумя электродами одного размера
существенно отличаются от обычного процесса, в котором дуга
горит между проволокой и изделием. Лучше способ, в котором
один из электродов — неплавящийся [145], но и в этом случае
условия протекания дугового разряда отличны от реального
96
процесса сварки. Ближе к реальным условиям сварки способ,
в котором вторым электродом служит массивное тело (напри-
мер, стальная труба или диск), быстро вращающееся во избежа-
ние его оплавления (рис. 2.40, в).

Во-вторых, необходимо по возможности уменьшить потери
теплоты на пути капли с электрода в калориметр. С этой точки
зрения желательно свести к минимуму расстояние между дугой
и калориметром. Однако нужно опасаться нагрева калориметра
дугой или потоком горячих газов. Степень нагрева следует про-
верять холостым опытом (без плавления электрода).

Потери теплоты на пути капли в калориметр следует оцени-
вать и вносить в расчеты в виде соответствующих поправок. При-
мер такого рода поправок приведен ниже.

В-третьих, потери теплоты в калориметре должны быть све-
дены к минимуму. Главными условиями для этого являются:
небольшое изменение температуры калориметрического тела за
время опыта (что требует измерения температуры с точностью
не ниже 0,05 К); небольшая разница между температурами ка-
лориметрического тела и окружающей среды; внесение поправок
на теплообмен калориметра со средой [33] и точное определение
теплоемкости калориметрического тела.

Рассмотрим возможные потери теплоты при переносе капель
в калориметр. Эти потери складываются из потерь на излучение
и конвекцией.

Потери на излучение. Количество теплоты, теряемое за счет
радиации при данной температуре Т излучающего тела, прибли-
женно составляет

dQv = ^F^-T^dt,

(2.30)

где е — коэффициент черноты; о0— постоянная; F — поверхность
излучения; Тс— температура окружающих предметов; t — вре-
мя излучения.

Изменение температуры капли с массой

dT-

dQP

Подставляя значение dQp из формулы (2.30)
Тс = 0, получим

и принимая

dT _ £<t0F

Т4 тс

dt^—Adt.

За время t температура капли изменяется от начального зна-
чения То до Т.

Следовательно,

о
откуда

Зная закон изменения Г(/), найдем потери теплоты за время
/. Это нетрудно сделать, подставив T(t) в формулу (2.30) и про-
интегрировав полученное выражение (напомним, что Гс = 0):

Qp = ea0F7’Jf(l+3^7’o3/)"V3

dt.

Относя решение к единице массы капель, получим

Фр
т

(2-31)

Оценим возможную величину Qplm. Примем е === 0,8 для ка-
пель, покрытых шлаком (сварка на воздухе), и е = 0,4 для чис-
той поверхности стали (при сварке в инертных газах); сг0 =
= 5,78‘10-8 Вт/(см2-К4), с = 0,84 • 103 Вт/(кг-К) и То ~
= 2700 К. Пусть расстояние от дуги до калориметра равно 15 см
(в опытах оно было равно 13,5 см). При свободном падении кап-
ли под действием только силы тяжести она пройдет это расстоя-
ние за 0,175 с. При струйном переносе, когда капля получает
значительное начальное ускорение 40g, время се полета составит
менее 0,018 с [163]. Расчеты, сделанные для двух указанных слу-
чаев, показывают, что при переносе теряется небольшое количе-
ство теплоты (табл. 2.12).

Таблица 2.12

Характеристика переноса Вид переноса
капельный струйный
Масса капли, г 0,02 0,2810 '3
F/m, см2/г 5 13
Время переноса, с 0,18 0,018
Потери теплоты при переносе Qp/m, Дж/г . . . Потери в % от условной начальной энтальпии АНК= 1880 Дж/г 180 20,4
9,6 1,1

Отнеся это количество теплоты к условной энтальпии капель
Д//Е = 1880 кДж/кг, найдем, что поправка на радиационные по-
тери составляет 1 —10% в зависимости от условий опыта и ха-
рактера капельного переноса.

Потери за счет конвекции приближенно оцепим, используя
известное соотношение для случая обтекания шара газом

Nu = 0,05Ре.

Учитывая, что критерии Нуссельта и Пекле равны

Nu = 4- и Ре = ^- = ^,
a a Z
получим, что коэффициент теплопередачи
а = 0,05рси,

где рис — соответственно плотность и теплоемкость газа при
20° С; v — скорость газового потока.

Потери теплоты за счет конвекции

= at (Тк—290) —.
m m

Для воздуха р = 1,165 кг/м3, ср = 1 кДж/(кг-К); за относи-
тельную скорость потока примем среднюю скорость полета кап-
ли. Результаты расчетов приведены в табл. 2.13.

Таблица 2.13

Вид переноса

Характеристика переноса

капельный

струйный

Средняя скорость капли относительно среды, см/с
Коэффициент теплопередачи а, кВт/(м2-К) . . . .
Рконв/m, кДж/кг...............................

Потери в % от условной начальной энтальпии
— 1880 кДж/кг ................................

83.3
0.5-10-3

0,47

833 2

0,5-10“2

23,4

1,25

Таким образом, поправка па охлаждение капли с учетом ра-
диации и конвекции составляет 2—10%.

Остановимся на расчете средней температуры капли по зна-
чению энтальпии, найденному из калориметрического опыта.

Энтальпия расплавленного металла

ДЯЖ = ЛЛпл + сж(Т—ТЛ),

где Д//пл— энтальпия расплава при температуре плавления (с
учетом теплоты плавления); — средняя теплоемкость жидко-
го металла; Т—ТА — перегрев расплава над температурой
ликвидуса.

Для чистого железа [20]

Д//ж= 1319 + 0,84(7—1807) кДж/кг.

Для многих сталей данные отсутствуют. Однако установлено,
что с увеличением содержания углерода в сталях Д/7 увеличи-
вается [20]. Можно полагать, что для низкоуглеродистой нелеги-
роваиной стали (Св-08А и т. п.) Д/7 увеличивается незначитель-
но. Для расчетов воспользуемся данными японских исследовате-
лей для сварочной проволоки [145]:

ДЯЖ = 1330 + 0,92(7— 1798) кДж/кг.

Температура капель, отделяющихся с электрода,

7К = 1798 +

ДН—1330

0,92

|де \Н— энтальпия капель, найденная из опыта, кДж/кг.

99
При сварке покрытыми электродами калориметрированием
нельзя определить энтальпию капель и рассчитать их температу-
ру, так как вместе с металлом в калориметр попадает шлак.
Поэтому И. К. Походня произвел непосредственное измерение
температуры капель с помощью термопары по специально разра-
ботанной методике, используя электроды диаметром 8 мм, экви-
валентные по сечению электродам диаметром 7,4 мм с профре-
зерованным продольным пазом, в который вставляли вольфрам-
рениевую термопару (рис. 2.41) [103].

Рис. 2.41. Схема измере-
ния температуры капель
с помощью термопары:

1 — капля; 2 — спаЯ тер-
мопары; 3 — стержень
электрода; 4 — покрытие

пель, отделяющихся от

Результаты измерений с помощью
термопары позволяют определить, на-
сколько завышена средняя температу-
ра капель, найденная при калоримет-
рировании, по сравнению с действи-
тельной средней температурой слоя
жидкого металла на электроде. Завы-
шение связано с тем, что капли, отделя-
ющиеся от электрода, содержат наибо-
лее горячий металл, а более холодный
металл из зоны, прилегающей к грани-
це плавления электронного стержня,
остается на электроде. Однако распре-
деление температур по высоте капель
(см. рис. 2.44) показывает, что эта зо-
на относительно холодного металла
мала и вклад ее в общую энтальпию
жидкого металла незначителен.

Влияние режима и других условий
сварки на энтальпию и температуру
капель. Калориметрические опыты по-
казывают, что средняя температура ка-
электрода, повышается с увеличением

силы тока и понижается с увеличением диаметра электрода
(рис. 2.42). На рисунке в виде поля разброса нанесены осреднен-
ные по высоте капли — результаты непосредственного измерения
температуры при плавлении электродов АНО-4 [103].

Энтальпия капель у электродов из аустенитной стали немного
меньше энтальпии низкоуглеродистых электродов, но также уве-
личивается с увеличением силы тока (табл. 2.14).

Зависимость энтальпии от силы тока отчетливо прослежи-
вается при сварке проволокой (непрерывным электродом) в за-
щитных газах (рис. 2.43) [145].

Распределение температуры по высоте капли, полученное
непосредственным измерением с помощью термопар, характери-
зуется, как и ожидалось, незначительным изменением темпера-
туры на большей части капли, свидетельствующим об интенсив-
ной конвекции в ней, и резким перепадом температуры у фронта
Таблица 2.14

Диаметр электро- да, мм Марка проволоки Сила тока, А Напря- жение, В Энтальпия ДЯ
в калориметре, кДж кг на электроде (осредненные значения)
кДж кг кал т
3 Св-08А 130 25—30 1590—1880 1615 1760 420
Х17НВМ2Т (ЭИ400) 70 28—30 1360—1620 1470 1550 370
120 28—30 1295—1770 1530 1610 385
150 28 г-30 1340—1780 1575 1650 395
Х20Н80Т (ЭИ435) 120 24 1260—1690 1460 1525 365
5 Св-08А 150 27 1270—1685 1440 1520* 364
150 * 25—30 1350—1755 1605 1690 404
200 25—27 1455—1800 1660 1745 417
250 25—27 1540—1820 1715 1805 432
06X18Н9Т 130 24—25 1295—1500 1400 1475 355
200 28—30 1410—1670 1510 1590 380
265 32—35 1520—1640 1590 1670 400

• Ллектрод предварительно нагрет до 600—700° С.
плавления, где скачкообразному изменению температуры спо-
собствует также поглощение теплоты плавления (рис. 2.44) [103].
У электродов небольшого диаметра из-за стесненной конвекции

Рис. 2.42. Зависимость температуры ка
пель от силы тока (голые электроды диа-
метром 3 и 5 мм, постоянный ток; по-
крытые электроды диаметром 7,4 мм, пе-
ременный ток):

△, О — прямая и • — обратная полярности

Рис. 2.44. Изменение температуры
по высоте капли (электроды
АНО-4 с эквивалентным дььмет-

ром 7,4 мм). Переменный ток г А:
о — 250, △ — 360. □ — 530

Рис. 2.43. Зависимость энталь-
пии капель от силы тока и дли-
ны / вылета в мм (сварка в ар-
гоне, проволока из алюминия и
низкоуглеродистой стали диа-
метром 1,6 мм и из меди диа-
метром 2,4 мм; обратная поляр-
ность) :

/ Ю — 15; 2 — 550—560; 3 —
10 —15; 4 — 120 — 130; 5 —

10—15

Из соотношения (Г.29) видно,

температура может распре-
деляться менее равномерно,
чго перегрев капли зависит

т
прежде всего от величины произведения q\ —-.

С увеличением силы тока мощность q\ увеличивается, а от-
ношение т//ии уменьшается, так как т уменьшается быстрее, чем
та (рис. 2.33). Это объясняется тем, что измельчение капель за-
медляется из-за увеличения скорости плавления электрода. При
сварке штучным электродом (см. табл. 2.12) увеличению силы
тока почти втрое (со ПО до ЗЭО А) соответствует уменьшение
т//пп всего лишь на 20% (с 1,6 до 1,3). Таким образом, перегрев
капли должен увеличиваться.

При сварке непрерывной проволокой, когда применяют боль-
шие плотности тока, т/тп значительно уменьшается, и в области
перехода от капельного переноса к струйному увеличение q\
становится соизмеримым с уменьшением т/шп. Это должно при-
вести к прекращению роста Д7Ю что и подтверждается опытом
(рис. 2.43).

Действительно, в случае алюминиевой проволоки увеличению
силы от 100 до 220 А соответствует уменьшение т//пи от 3,7 до 1,9
(см. рис. 2.34, б), а для стальной проволоки (см. рис. 2.34, а)
изменение силы тока от 200 до 400 А приводит к изменению х/тп
от 1 до 0,55.

Из соотношения (2.29) следует также, что перегрев капли
должен увеличиваться с удлинением дуги. При этом мощность

Рис. 2.45. Зависимость энталь-
пии капель от силы тока и на-
пряжения (длины) дуги; сварка
в аргоне, обратная полярность):

О - О - 30 В; • - 6’ - 20 В

91, получаемая электродом, практически не изменяется, а отно-
шение х/тп увеличивается, так как т увеличивается быстрее, чем
тп. Например, с увеличением напряжения от 14 до 28 В отно-
шение х/тл увеличивается от 1,35 до 1,65 (см. табл. 2.8),

Опытные данные по влиянию длины дуги на энтальпию ка-
пель (рис. 2.45) для проволоки диаметром 1,6 мм из низкоугле-
Кэдистой стали подтверждают сказанное выше. Хотя К. Андо и
ишигучи приписывают увеличение Д/7К с повышением напря-
жения дуги нагреву капель плазмой в процессе их переноса [145],
с этим трудно согласиться, так как, согласно схеме опыта
(рис. 2.40, б), увеличение напряжения дуги означает увеличение
расстояния между электродами, а не пути полета капель
в плазме.

До сих пор величину К принимали постоянной, а между тем,
с увеличением силы тока повышается подогрев стержня током
и соответственно К.

При этом, согласно отношению (2.29), должен был бы расти
перегрев капли. Однако при сильном нагреве стержня ускоряет-
ся плавление электрода, уменьшаются т и тп и отношение х/тп
(так как т уменьшается быстрее /лп). В результате уменьшается
и разность

тп К

и снижается ДТМ. Так, при сварке с предварительным подогре-
вом электрода до температуры красного каления энтальпия ка-
пель снижается от 1690 до 1520 кДж/кг (см. табл. 2.14).
По этой же причине удлинение вылета электрода приводит
к значительному уменьшению энтальпии капель, и к тем больше-
му, чем больше сила тока (см. рис. 2.43). Если бы в дугу пода-
вался металл, нагретый до температуры плавления (струя жид-
кого металла), то перегрев капель, очевидно, был бы близок
к нулю.

Весьма вероятно, что прекращение роста ДЯК вблизи дсрити-
ческой силы тока у электродов из алюминия или даже уменьше-
ние ДЯН при увеличении силы тока в этой области у менее теп-
лопроводного металла (стали) (см. рис. 2.44) объясняется
нагревом вылета электрода до высоких температур. Чтобы до-
стичь такой же степени нагрева алюминия и добиться снижения
ДЯК, вылет пришлось бы увеличить до 550 мм. Дополнительным
подтверждением влияния теплопроводности является более за-
остренная форма конца электрода при струйном переносе у ста-
ли по сравнению с формой конца электрода у алюминия [145].

Отметим, что соотношение (2.29) основано на простейшей
схеме, в которой единственным фактором, управляющим величи-
ной тепловых потерь в капле, является ее высота и продолжи-
тельность жизни. Применение такой схемы не всегда оправдано,
так как на теплообмен в капле влияют и другие факторы, напри-
мер положение опорного пятна дуги относительно стержня элек-
трода.

Поэтому оценка ДНК по соотношению (2.29) является лишь
качественней. Кроме того, с изменением режима и других усло-
вий сварки могут изменяться т]э и аи, а значит и q\, что трудно
учесть, зная очень немного о процессах в приэлектродных обла-
стях сварочной дуги.

Возможно, что перечисленные факторы являются причиной
перегрева капель при уменьшении диаметра электрода
(рис. 2.21). Так, повышение плотности тока может вызвать уве-
личение т]э и аи, а уменьшение размера капель (стесняя конвек-
цию в капле) — ухудшение условий теплопередачи в ней.

Интенсивное испарение металла при струйном переносе, вы-
зываемое высокой температурой капель (приближающейся
к температуре кипения) и увеличением размеров опорного пятна
дуги, увеличивая аи, должно привести к уменьшению qi, что мо-
жет быть еще одной причиной прекращения возрастания Д//к
при закритической силе тока. Некоторые авторы считают эту
причину основной. Однако она не объясняет снижение ДЯК при
дальнейшем увеличении силы тока.

При сварке на прямой полярности энтальпия капель, по дан-
ным И. К. Походки, в большинстве случаев много меньше, чем
энтальпия при сварке на обратной полярности, что объясняет-
ся возможной разницей в распределении теплоты дуги между
электродами, а также положением опорного пятна дуги на элек-
троде; на обратной полярности это пятно устойчиво расположено
внизу капли, а на прямой — перемещается по ее поверхности,
104
переходя частично на поверхность твердого металла, что, естест-
венно, облегчает теплопередачу и уменьшает перегрев [103].

Влияние т)а и положения пятна на А//к дуги может быть вы-
явлено при сварке тонкопокрытыми электродами. Тонкое покры-

тие, как указывалось, вли-
яет на мощность, выделя-
емую на катоде. Оценивая
т]э (и <7i) ориентировочно
по коэффициенту плавле-
ния электрода ар (боль-
шим значениям ар, очевид-
но, соответствуют боль-
шие значения ?]э), можно
заметить связь между
ДЯК и т]э (или ctp) (табл.
2.15).

Однако из этой зависи-

Таблица 2.15

Покрытие Коэффициент Энтальпия Л//к. кДж кг
Мрамор 5,9—7,1 1880
Плавиковый шпат 13,1—14,0 1955
Двуокись титана 14,9—15,6 1860
Кварцевый песок 15,0—16,3 2050

Примечание. Колебания значенийарсвя-
заны главным образом с колебаниями толщины
слоя покрытия.

мости исключаются элек-

троды с покрытием из двуокиси титана, у которых А//к оказалась
минимальной, что соответствует характерным для покрытия из
двуокиси титана расположениям пятна дуги на границе плав-
ления.

Рис. 2.46. Связь между коэффициентом плавления ар и изменением
энтальпии капель для алюминия (а) и стали (б):

О _ / - 10 + 15 мм; •— I = 120 + 130 мм; ▲ — I = 120 + 130 мм; △ — I -
«10—15 мм

Степень перегрева капель (величина тепловых потерь) ска-
зывается и на скорости плавления электрода. Это видно при пе-
реходе от капельного к струйному переносу. При резком увели-
чении ДЯК, что наблюдается у алюминия (см. рис. 2.44),
удельная скорость плавления электрода (коэффициент ар)
уменьшается (рис. 2.46, а). В то же время ар практически не из-
меняется, если Д/Ук увеличивается незначительно (у стали при
небольшом вылете электрода) и уменьшается при значительном
уменьшении ДЯК (У стали при вылете, равном 120—130 мм,
рис. 2.46, б).

Такая зависимость ар от ДНК позволяет думать, вопреки
предположениям некоторых авторов, что с критической силой
тока не связано значительное увеличение потерь на испарение.
Отметим, что перегрев капель значительно ниже (на 400—
500°С) у ленточного электрода (40 X 0,5 мм), чем у круглого
электрода такого же сечения (диаметром 5 мм) при одинаковом
режиме плавления [107]; соответственно большим оказывается
(хр у ленточного электрода, что, видимо, объясняется меньшим
нагревом капель дугой вследствие перемещения последней по
ленте. Это подтверждается рентгеновской скоростной съемкой,
которая показывает наличие одновременного существования не-
скольких капель по ширине ленты [152].

14. ЭФФЕКТИВНЫЙ К. П. Д. НАГРЕВА ЭЛЕКТРОДА
И ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС НА ТОРЦЕ ЭЛЕКТРОДА

По известной энтальпии капель электродного металла можно
найти эффективный к. п. д. нагрева электрода

•q д' —

(1—ии)*7о *7о (1 — ан)<7о

(2.32)

где g-л — массовая скорость плавления электродного металла.
Расчеты затруднены из-за отсутствия данных о аи. Примем аи =

Таблица 2.16 =0,15 и воспользуемся

-- опытными данным К. Ан-

Эффективный к. п, д. нагрева электрода
50 А 100 л 200 А

до и К. Нишигучи [145].
Расчет по выражению
(2.32) дает значения т)3
(табл. 2.16), близкие к

Материал электрода

Алюминий 0.4 0,4
Медь — 0,35
Низкоуглеродистая
сталь 0,34

0,45 полученным на основе ис-

0^38 следований И. Д. Кулаги-

на и А. В. Николаева (см.

0,38 табл. 1.10). Меньшие зна-

—- чения г]э получил И. К.
Походня для покрытых

электродов (0,2—0,3). Но он не учитывал затрат энергии на ис-

парение и использовал заниженные значения теплоемкости жид-
кого металла [750 Дж/(кг-К)]. Кроме того, при калориметриро-
ваиии процесса плавления покрытых электродов очень трудно

учесть энтальпию шлака.

Тепловой баланс на конце электрода можно представить
в следующем виде (для упрощения задачи отнесем его к едини-
це времени):

Яз Янсп Япср Яг обм Ь Чн Т" Якни ' '/2>
где 7исп — затраты мощности на испарение; {/пер— то же, на пе-
регрев металла капли; <7т.Обм — то же, на теплообмен с окружаю-
щей средой; г/п— то же, на нагрев капли током; — то же, за
счет химических реакций; q% — то же, на плавление металла.

Затраты теплоты иа испарение

(/исп

Затраты мощности на перегрев жидкого металла можно най-
ти, если известны его средняя температура Тк, температура плав-
ления Тпл, теплоемкость с и скорость плавления электрода £э:

Qпер = <4 Гк “ ^пл)Яэ •

Затраты на теплоотдачу складываются из радиационного и
конвективного теплообмена.

Потери мощности на излучение с поверхности капли состав-
ляют

?;.oCM = o0eF(^-T*),

где е — коэффициент черноты; F— поверхность излучения;

и Тс — соответственно температуры жидкого металла на элек-
троде и окружающей среды.

В то же время капля воспринимает некоторое количество
<7тобм лучистой энергии от столба дуги и ванны и отдает
путем конвекции обтекающему ее газовому потоку. Очевидно,
что

/ // . •»

^т.обм ^т.обм ^т.обм ' ^т.обм *

Мощность, выделяемая в слое жидкого металла током,

<7н = R/2.

где /? — электрическое сопротивление слоя жидкого металла.

Мощность, получаемую (или теряемую) за счет химических ре-
акций, рассчитывают по известному тепловому эффекту реакции
и расходу реагентов. При сварке голым низкоуглеродистым
электродом без защиты можно учитывать лишь реакцию окисле-
ния железа.

Затраты на плавление металла составят

42 ~ (Тпл Т'ст) + ^пл] а ““ „ •
А

Определение q% не вызывает особых затруднений.

Затраты на перегрев капли можно найти по эксперименталь-
ным данным об энтальпии или по средней температуре капли.
Величины //т.обм, <7п и ^Хим> как показывают оценочные расчеты,
являются небольшими [33].

Наибольшие затруднения вызывает определение q^ и ^Исп-
Для качественной оценки отдельных статей теплового баланса
разберем случай плавления электрода или проволоки Св~08А
диаметром 4 мм (/ = 200 A, U = 22 В, ар = И г/(А-ч), прямая
полярность). Опыт показывает, что ДНК = 1840 Дж/г2. Примем
= 0,35 и аи = 0,15. Значения ?т.обм, Ян и возьмем из книги

«Кинетика металлургических процессов дуговой сварки» [33].

Тепловой баланс сведем в табл. 2.17.

Таблица 2.17

Приход Расход
Выделяется теплоты Вт % Затрачивается теплоты Вт %
Дугой Током В результате химиче- ских реакций .... 1310 4 48 96 0,5 3,5 На плавление металла На испарение На перегрев металла На теплоотдачу .... 810 178 310 40 60,5 13,5 23 3
Всего. . . 1362 100 Всего . . . 1338 100

Затраты теплоты на перегрев металла и испарение составля-
ют, следовательно, 36,5%- Таким образом, тепловой к. п. д. про-
цесса плавления электрода меньше 0,4.

15. ПОТЕРИ НА РАЗБРЫЗГИВАНИЕ,
ИСПАРЕНИЕ И ОКИСЛЕНИЕ МЕТАЛЛА

Потери металла при сварке возможны на стадии электрода и
на стадии ванны. Потери на стадии ванны значительно меньше.
Поэтому рассмотрим потери металла в процессе плавления элек-
трода. Потери металла, характеризуемые коэффициентом ф,
включают потери на разбрызгивание фи испарение ф* и окис-
ление ф2 (или другие химические реакции, сопровождающиеся
переходом металла в шлаковую или газовую фазу):

Ф = Ф1 +Ф1 +Ф2 = Ф1 +*Ф- (2.33)

Соотношение между разными видами потерь при сварке по-
крытыми электродами дано в табл. 2.18. В опыте с покрытыми
электродами зону сварки закрывали медной коробкой, что позво-
ляло непосредственно определить величину ф^; ф'* принимали
равными 0,5% от массы электродного металла, а ф2 находили из
выражения (2.33). Несмотря на условность такого расчета, он
показывает, что потери на разбрызгивание составляют в боль-
шинстве случаев значительную часть общих потерь. При сварке
в углекислом газе разбрызгивание является основным видом
потерь.

Причинами разбрызгивания являются:

нестабильный характер переноса металла, когда сила, отры-
вающая каплю от электрода, направлена в сторону от ванны,
и капля выбрасывается за ее пределы; нестабильность переноса
108
Таблица 2.18

Наименование электрода Диаметр электрода, мм Сила тока, А Потерн металла, % *1 ф
всего Ф в тэм числе
♦1 Фа
ЦМ-7 5 200 17—25 10,8—15,2 6,6 0,64
19,7 12,6
Безокислнтельные, ИМЕТ-4 4 160 3,0—3,7 0,07—0,13 2,8 0,03
3,4 0,10
С экспериментальным покрытием 1 . . . 5 180—200 7,7—9,7 9,6—15,3 4,4 0,45
8,9 4
250—270 16,7—24,4 19,3 9,6—15,3 11,8 7,0 0,61

может быть вызвана условиями развития дугового разряда и
металлургическими факторами, в частности интенсивным проте-
канием химических реакций;

местное взрывообразное выделение газов в объеме металла,
вызываемое металлургическими реакциями и приводящее к вы-
бросу частиц металла (обычно небольших) из капель или, что
бывает реже, из ванны;

разрушение мостика жидкого металла, образующегося при
переносе металла с коротким замыканием (см. рис. 2.29) в ре-
зультате резкого увеличения плотности тока при сужении пере-
мычки; разбрызгивание при коротких замыканиях в значитель-
ной степени зависит от динамических характеристик источника
тока.

Так, при сварке в углекислом газе (электрод диаметром 2 мм,
I = 280 А) А. Г. Потапьевский получил следующие значения ф
в зависимости от скорости нарастания силы тока короткого за-
мыкания W3:

Wj, кА/с ф, %

10—15 4,5

30—35 8,4

85—100 19,9

Сильное разбрызгивание ухудшает и затрудняет процесс
сварки, вызывает дополнительные затраты на очистку поверхно-
сти изделия около шва, а при сварке в углекислом газе — частую
смену наконечников горелки.

Потери металла на испарение определяют не общим количе-
ством испаряемого металла (см. п. 5), а только лишь той его
частью, которая не сконденсировалась в ванне из-за изменения
направления потока паров, идущих на ванну. Подтверждением
этого могут быть опыты с импульсной сваркой [102], Потери на
испарение уменьшались с увеличением частоты следования им-
пульсов, что можно объяснить меньшими при импульсном режи-
ме отклонениями потока газов и паров от направления по оси
электрода. При сварке в аргоне общие потери составляют около
1%; больше половины этих потерь составляют потери на раз-
брызгивание. Значит, ф0,5. При сварке электродами ИМЕТ-4
приближенный расчет ф2 по количеству металла, перешедшего
в шлак в виде окислов, позволил получить значения этой вели-
чины, близкие к значениям общих потерь металла. Следователь-
но, ф, является в этом случае весьма малой величиной (изме-
ряется десятыми долями процента).

Таким образом, потери электродного металла на испарение
при нормальном протекании процесса можно принять меньшими
или равными 0,5%. Кстати, аналогичная величина потерь на ис-
парение у железа при дуговой плавке стали [37].

Говоря об испарении металла, уместно вспомнить о влиянии
избирательного испарения на потери марганца и других химиче-
ских элементов при сварке. Как известно, состав пара над рас-
твором отличается от состава раствора, пар обогащен компонен-
тами, имеющими большую упругость пара при данной темпера-
туре. Основываясь на этом, часто объясняют повышенное выго-
рание некоторых компонентов электродного металла их изби-
рательным испарением. Однако избирательное испарение вряд ли
оказывает большое влияние на потери элементов при сварке.

Опыты показывают, что потери кремния при сварке бывают
большими, чем потери марганца, хотя давление насыщенного
пара для кремния на несколько порядков меньше, чем это же
давление для марганца.

Известно также, что потерь марганца (и других элементов)
при сварке в аргоне, когда металл защищен от окисления, прак-
тически нет или они не носят избирательного характера. Послед-
нее подтверждается следующим опытом. Дугой с неплавящимся
(вольфрамовым) электродом в аргоне расплавляли электродные
проволоки различного состава (Св-20ХГСА, Х18П10Т, Св-10Г2С,
Св-Х20Н10Г6 и Св-Х14Г14НЗТ), а также пластины (наложение
швов) из стали Г13Л.

Сопоставление исходного содержания марганца с его содер-
жанием в наплавленном металле показало, что марганец практи-
чески не испаряется (рис. 2.47), хотя при избирательном испаре-
нии потерн его должны были бы увеличиваться с возрастанием
концентрации. По существу единственным опытом, как бы под-
тверждающим наличие избирательного испарения, является
опыт А. А. Алова, который получил значительное количество
марганца в осадке после пропускания через водяную ловушку
газов, отсасываемых из зоны дуги [2]. Однако этот осадок яв-
но
ляется скорее результатом сублимации и распыления окислов,
образующихся при сварке, чем испарения металла.

Следовательно, потери марганца, как и других элементов
при сварке, следует отнести в основном за счет окисления.

Тем не менее, избирательное испарение при сварке возмож-
но и имеет место. Это подтверждает опыт, в котором были зафик-

сированы заметные потери мар-
ганца при аргоно-дуговой свар-
ке проволокой Св-08Г2С, хотя
содержание кремния не изме-
нялось [15]. В опыте дуга и по-
ток газов были направлены в
сторону от ванны (дуга горела
на медную трубку, расположен-
ную сбоку, а капли электродно-
го металла падали вниз, в из-
ложницу). В обычном же про-
цессе поток паров направлен
на ванну, где они конденсиру-
ются. Таким образом, даже при
наличии избирательного испа-

рения состав металла, если, ко- Рис 247 Зависимость

содержания
нечно, нет окисления, практи- марганца в наплавке от его исход-
чески не должен изменяться. него содержания

Роль избирательного испа-

рения может проявляться лишь в особых случаях. Обычно же
электродный металл переносится в ванну полностью (если не
считать разбрызгивания, которое заведомо не носит избиратель-
ного характера).

Понятие упругости пара над расплавом (и других физических
свойств) в зоне опорного пятна дуги (где в основном и происхо-
дит испарение металла) в известной степени теряет свой смысл,
так как условия па поверхности металла в пятне дуги столь
отличны от условий, в которых определяют упругость пара и дру-

гие константы материалов, что применение этих констант стано-
вится затруднительным [62].

16. ОСОБЫЕ СЛУЧАИ ПЛАВЛЕНИЯ ЭЛЕКТРОДОВ

Влияние железного порошка на характеристики плавления
электродов и порошковой проволоки. Для повышения произво-
дительности процесса наплавки (ап) и улучшения характеристик
электродов в покрытия, сердечник порошковой проволоки и не-
посредственно в сварочную ванну вводят железный порошок.

Железный порошок влияет на плавление электрода следую-
щим образом:

повышает коэффициент наплавки ан за счет замены в шихте
части компонентов дополнительным металлом, не увеличивая
при этом значительно габаритных размеров электрода;

повышает электропроводность покрытия (сердечника) и шун-

Рис. 2.48. Зависимость коэффи-
циентов плавления от относи-
тельной массы железного по-
рошка в проволоке (штрихо-
вые линии — расчет в предпо-
ложении, что весь ток протекает
через оболочку; сплошные —
эксперимент)

тирует часть тока; это позволяет при
сварке покрытыми электродами по-
высить допустимую плотность тока
(такое покрытие имеет к тому же
лучшую теплоотдачу) и уменьшить
нагрев вылета при сварке порошко-
вой проволокой.

С увеличением содержания же-
лезного порошка в сердечнике по-
рошковой проволоки, сечение кото-
рой поддерживалось постоянным, а
доля порошка увеличивалась за счет
пропорционального уменьшения
шлакообразующих компонентов, ко-
эффициент плавления ар проволоки,

учитывающий плавление оболочки и
порошка, сначала линейно увеличи-
вается, а затем уменьшается (рис.
2.48) [36].

Общий коэффициент плавления
ар складывается из коэффициентов
плавления оболочки теплотой дуги
а°б , джоулевой теплотой в вылете

авыл и коэффициента плавления железного порошка а£ор;

а' = а°б
р р

выл
р

4- апор.

* р

Количество железного порошка отнесем к массе оболочки
проволоки и обозначим через АЛОр.

Найдем арб, экстраполируя значения <хр (при 6110Р = 0) на
нулевой вылет. Опыт показал, что для всех значений силы тока
а^5 12,5 г/(А-ч), но немного уменьшается с увеличением

железного порошка в шихте.

Коэффициент плавления железного порошка

апор = 6 а°б
р нор р

Вклад нагрева проволоки в вылете джоулевой теплотой най-
дем из выражения (2.14):

„пыл = 3600 ч»
р / ДНк

где qn можно рассчитать по формуле (2.13). При расчете <7П было
принято: площадь сечения оболочки 0,15 см2; вылет Н = 5 см;
с = 0,64 кДж/(кг-К); р = 7850 кг/м3; ТПл— Го = 1500°С; а =
= 0,08 см2/с.

Удельное электросопротивление, учитывая сильную деформа-
цию ленты, было определено опытным путем, рчо = 20-10-6 ОмХ
Хем. Скорость подачи проволоки в см/с

ЗбгПоб

где — погонная масса оболочки, г/м.

Величина Д//к была принята равной 2090 Дж/г, исходя из
того, что, по данным работы И. К. Походни, ДЯК изменяется от

Рис. 2.49. Зависимость
удельного сопротивления
шихты от ее объемной мас-
сы и содержания железного
порошка в ней:

.О — 30%; △ — 50%; • — 70%

Рис. 2.50. Зависимость коэффициен-
тов «р, ар и ан от содержания
железного порошка в покрытии

ОММ-5

1935 до 2395 кДж/кг с увеличением плотности тока от 75 до
139 А/мм2 и от 2070 до 2450 кДж/кг с уменьшением &пОр от 0,25
до 0,03 [103].

Результаты расчета (см. рис. 2.48) показывают, что с увели-
чением железного порошка в сердечнике должны увеличиваться
«р и ар = а°б 4- ЦрЫЛ* Потери, как показывает опыт, при этом
не увеличиваются, а немного уменьшаются-. Таким образом, на-
блюдаемое в опыте уменьшение <ар и а' можно объяснить толь-
ко шунтированием части тока сердечником.

Это предположение подтверждается непосредственным опре-
делением электросопротивления столбиков шихты с различным
('одержанием железного порошка и разной степенью (разной
объемной массой рОб) уплотнения шихты (рис. 2.49). Приближен-
ный расчет показывает, если в шихте содержится 70% железного
порошка (&пор = 0,51), то около 10—15% тока шунтируется сер-
дец ни ком.
При введении железного порошка в электродные покрытия,
кроме перечисленных выше факторов, характеризующих его вли-
яние на плавление электрода, нужно добавить еще влияние по-
рошка на мощность получаемую электродным стержнем
(рис. 2.50) [21].

Действительно, уменьшение коэффициента плавления элек-
тродного стержня ар в этом случае нельзя объяснить только
шунтированием тока покрытием, так как нагрев джоулевой теп-
лотой при сварке прутковыми электродами играет меньшую роль,
чем при сварке непрерывным электродом.

Особенности плавления ленточных электродов. Наряду
с электродами круглого сечения, о которых до сих пор шла речь,
применяют (особенно при наплавочных работах) электроды
прямоугольного сечения с большим отношением ширины к тол-
щине, так называемые ленточные электроды.

Для ленточных электродов характерно то, что дуга занимает
по ширине ленты небольшой участок и в процессе плавления
перемещается по торцу электрода. При этом на электроде могут
одновременно существовать несколько капель, а иногда и не-
сколько дуг. Наблюдается также одновременный переход капель
в нескольких местах. В результате, облегчается передача тепло-
ты дуги твердому металлу электрода; при одинаковой силе тока
и одинаковой площади сечения (по данным Ю. М. Белова) ко-
эффициенты плавления ленточного электрода на 10—20% боль-
ше коэффициента плавления круглого электрода.

При сварке ленточным электродом под флюсом имеет место
дополнительный подогрев электрода в вылете стекающим по
нему расплавленным флюсом. Наибольший подогрев наблюдает-
ся у металлокерамической ленты, которая лучше смачивается
шлаком. При нанесении на поверхность ленты термоизолирую-
щего слоя окиси алюминия (так же как и при уменьшении отно-
шения ширины ленты к ее толщине) скорость плавления ленты
уменьшается [80].
ГЛАВА 3

ПРОПЛАВЛЕНИЕ ОСНОВНОГО (СВАРИВАЕМОГО)
МЕТАЛЛА. ОБРАЗОВАНИЕ СВАРОЧНОЙ ВАННЫ

Одновременно с электродным (присадочным) металлом пла-
вится и металл свариваемого изделия или, как обычно говорят,
основной металл.

В зависимости от типа соединения, подготовки кромок соеди-
няемых элементов и требований к шву или наплавке перед свар-
щиком стоят различные задачи, касающиеся размеров и формы
зоны проплавления основного металла. В одних случаях бывает
необходимо проплавить металл на максимальную глубину, на-
пример при сварке толстого металла без разделки кромок, в дру-
гих — расплавить минимальное количество основного металла
(только бы обеспечить образование соединения), например при
наплавке специальных слоев легированного металла на нелеги-
рованную матрицу.

Технологические требования обязывают умело управлять
процессом проплавления основного металла. Это необходимо и
для выполнения металлургических требований, так как от глу-
бины проплавления зависит соотношение основного и электрод-
ного металлов в шве, а также для нормального протекания хи-
мических реакций в сварочной ванне, а значит, и для получения
необходимого состава металла шва.

Здесь использован термин проплавление основного металла,
широко применяемый в сварочной литературе, хотя может быть
правильнее было бы употреблять его при сквозном расплавлении
всей толщины металла.

17. ЭФФЕКТИВНОСТЬ ПРОЦЕССА ПРОПЛАВЛЕНИЯ
ОСНОВНОГО (СВАРИВАЕМОГО) МЕТАЛЛА

К. п. д. процесса проплавления. Массовую скорость плавле-
ния основного метзлла легко найти, если известны площадь по-
перечного сечения расплавленной зоны в основном металле и ско-
рость сварки:

So ~ Р^св^*пр» (3 • О

где р — плотность твердого металла.

8*
Минимальная тепловая мощность, необходимая для расплав-
ления металла со скоростью g0:

ЯПЛ ёо^^плг

где ДНПЛ —- энтальпия металла при температуре плавления
(с учетом теплоты плавления).

Отношения

^рД//дЛ

= Т]/ И

пл

<7о

^1пр

Н. Н. Рылакин назвал термическим к. п. д. и полным тепловым
к. п. д. процесса расплавления основного металла. Из определе-
ний понятия коэффициентов -гр, qnp и т]и следует, что qnp =
= ПиП/-

Термический к. п. д. зависит от характера переноса теплоты
в свариваемом металле. Пользуясь схемой точечного источника
на поверхности полуограниченного тела, Н. Н. Рыкалин показал,
что тр зависит от параметра режима

7исв

а2рА/7пл ’

и его максимальное значение

(Пг)тах=—= 0.368.
е

Для схемы линейного источника в неограниченной пластине
тр зависит от параметра режима

6аРАЯпл ’
и его максимальное значение тр = 0,484.
1 itnax

Для определения тр в зависимости от ез и ег можно пользо-
ваться графиками приведенными в работе II. II. Рыкалина
[108J. Поскольку по схеме точечного источника получают сечение
расплавленной зоны в виде полукруга, а форма действительных
швов значительно отличается от полукруга, то при расчете т]*
в зависимости от ез вводят поправки, учитывающие реальное
соотношение глубины и ширины шва (Н/В). Поправки внесены
с учетом того, что схема точечного источника при значительном
углублении или уширении шва приближается к схеме линейного
источника конечной глубины или ширины.

Из определения тр и из формулы (3.1) следует, что площадь
поперечного сечения зоны расплавления

= (3.2)

рД^ пл

1 На графиках величина рД/Упл обозначена через $пл.
При расчете по формуле (3.2) получают результаты, отличаю-
щиеся от экспериментальных, хотя они качественно верно отоб-
ражают зависимость, представленную на рис. 3.1. Расхождения
объясняются различными значениями q = т)и<7о, принимаемыми
при расчете, и действительными значениями, неточностью опре-
деления тр и, что по мнению автора настоящей книги особенно
важно, различными условиями передачи теплоты, введенной ис-
точником в изделие, твердому металлу. Последнее можно учесть
с помощью специального коэффициента, представляющего собой

Рис. 3.1. Зависимость площади
расплавленной зоны Аир от от-
ношения ^/ОсвГ
/ — расчет; 2 — опытные данные
для электродов OMM-5 и 3 —
для электродов ЦМ-7С

отношение мощности ^эф, получаемой твердым металлом, к мощ
пости q, введенной в свариваемое изделие:

<7 эф

Япл ’

При расчете tp следует брать не всю мощность q, а только
часть ее, полученную твердым металлом q^.

Тогда при

<7 Аэф , ПЛ

Пн = —; ПпЛ = — и т]( ------------

Qo Q Язф

получим

Лпр ЛиПплЛ{ •

Если т), еще можно рассчитать, то 7]пл можно определить
лишь экспериментальным путем, а так как изменение условий
теплопередачи в ванне часто сопровождается трудно учитывае-
мыми изменениями т)и, то целесообразно применять в расчетах
их произведение, назвав его эффективным к. п. д. процесса про-
плавления:

<7эф

Пэф = ^1иЛпл =
Qo

поэтому

1 t Qo

Пр = nA М ’

рДппл ^св

(3.3)
Коэффициент т)3ф является, таким образом, поправочным ко-
эффициентом к формуле (3.2). Для низкоуглеродистой стали
Д//Пл = 1336 кДж/кг, р — 7850 кт/м3, рД//Пл = 10,44-106 кДж/м3.
При этом площадь проплавления в см2

Fnp = 0,96.10-6n;^—,
I'cs

(3.3')

Рис. 3.2. Схема сварки на наклонной
поверхности: а — сварка на спуск;
б — сварка на подъем (//— глубина
проплавления)

плавления. Энергия источника

если исв в м/с и (/о в Вт.

При определении тр по графикам Н. Н. Рыкалина [108] для
вычисления е3 следует брать qQ в кал/с, пгв в см/с и Гпр в см2, так
как графики построены в этих
единицах:

Ез= 1,5-10-~2q^vca.

Коэффициент т)»ф находят,
используя выражение (3.3х), по
опытным значениям 7Щ) мето-
дом последовательного при-
ближения.

Влияние жидкой прослойки
под дугой и погружения дуги в
металл на эффективность его
передается твердому металлу

разными путями, чаще всего через слой жидкого металла. Чем
толще этот слой, тем больше потери энергии в нем, тем больше
рассредотачивается тепловой поток и тем меньше градиенты
температур у поверхности твердого металла. В результате сни-
жается эффективность расплавления металла.

Роль жидкой прослойки можно показать на примере дуговой
сварки на образце, расположенном наклонно. Если сваривают
снизу вверх (на подъем), жидкий металл оттекает из-под осно-
вания дуги, при этом глубина и эффективность расплавления
увеличиваются; при сварке сверху вниз (на спуск) жидкий ме-
талл натекает под опорное пятно дуги, а глубина и эффектив-
ность расплавления уменьшаются (рис. 3.2).

Данные, полученные ври сварке под флюсом, приведены
в табл. 3.1.

Таблица 3.1

Характеристика проплавления

Fnp- см* /7.В T't 1 »Ф 7,пр
0,65 0,5 0,345 0,9 0,31
0,48 0,25 0,375 0,65 0,24

Положение пластины

Горизонтальное .......................

Под углом 8° к горизонту (сварка на спуск)

Примечание. Полная мощность дуги в обоих случаях ?э = 20.3 кВт, и и
г Со

— 0.97 см/с.
Один из способов регулирования толщины жидкой прослой-
ки— сварка с небольшим наклоном изделия. Толщина прослой-
ки уменьшается при сварке на подъем и увеличивается при свар-
ке на спуск.

При этом нужно учитывать также массу металла и жидкоте-
кучесть металла ванны, т. е. способность его оттесняться под
воздействием источника (скоростного напора плазмы и т. п.).
Сравним в качестве примера электроды УОНИ-13 и ЦМ-7С. По-

Рис. 3.3. Зависимость коэф-
фициента от силы тока
и скорости сварки:
а — электроды УОНИ-13; б —
электроды ЦМ-7С; О — сСп —
— 36 м/ч; △ — i< — 9 мч
Ч

следние при практически одинаковом с первыми механическом
воздействии дуги отличаются от них значительно большей массой
ванны. Поэтому можно ожидать, что электроды ЦМ-7С при
сварке током небольшой силы обладают меньшей эффективно-
стью. несмотря на то, что мощность дуги (при одинаковой силе
тока) больше мощности дуги УОНИ-13 (из-за более высокого
номинального напряжения дуги).

С увеличением силы тока и вместе с ним давления дуги жид-
кий'металл оттесняется из-под дуги, условия теплопередачи
улучшаются и эффективность расплавления возрастает (рис. 3.3).

Иная картина при сварке электродами УОНИ-13. Вследствие
небольшой массы ванны жидкая прослойка металла получается
тонкой и условия теплопередачи почти не изменяются с увеличе-
нием силы тока.

Рассмотрим теперь влияние скорости сварки. При большой
массе ванны (электроды ЦМ-7С) с увеличением скорости сварки
должны улучшиться условия теплопередачи, так как уменьшит-
ся количество расплавленного металла, натекающего с передней
кромки, уменьшатся размеры и масса ванны и соответственно
улучшатся условия для оттеснения металла дугой.

При малой ванне (электроды УОНИ-13) с увеличением ско-
рости лишь незначительно может измениться толщина жидкой
прослойки и эффективность расплавления. Опыт подтверждает
это предположение. Если при небольшой скорости сварки
(9 м/ч) с увеличением силы тока эффективность расплавления
электродов ЦМ-7С и УОНИ-13 сравнивается, то при большой
скорости сварки (36 м/с) с увеличением силы тока эффектив-
ность электродов ЦМ-7С может стать больше за счет большей
мощности (вследствие большого номинального напряжения).

Зависимость т)э$ от силы тока и скорости сварки при приме-
нении электродов ЦМ-7С объясняется тем, что с изменением
режима изменяются условия теплопередачи (толщины жидкой
прослойки), что подтверждается экспериментом. При сварке на
подъем (угол наклона образца 15°), когда жидкий металл под
действием силы тяжести начинает вытекать из кратера и обна-
жает твердый металл в головной части ванны, размеры и. жидко-
текучесть ванны практически не сказываются на условиях тепло-
передачи. В этом случае, как показывает опыт, эффективность
расплавления металла электродами ЦМ-7С не зависит от режи-
ма сварки (рис. 3.4). При большой силе тока наряду с оттеснени-

Рис. 3.4. Зависимость коэффи-
циента т]Эф от скорости сварки
электродами ЦМ-7С на подъем
(/) и в нижнем положении (2)

ем жидкого металла из-под дуги происходит заметное углубление
дуги в изделие (из-за увеличения глубины проплавления).

По данным В. А. Петруничева, при сварке под флюсом прово-
локой диаметром 5 мм (0 = 38 В, цсв = 50 м/ч) часть столба
дуги /пог, находящаяся ниже поверхности металла, составляет
следующую величину по отношению ко всей длине дуги [92];

А 'поЛг %

550 36,4

900 62,0

1200 84,5

Углубление дуги, естественно, увеличивает к. п. д. за счет ис-
пользования части радиационной энергии столба дуги.

При сварке мощными дугами эффективность расплавления
увеличивается с увеличением силы тока из-за уменьшения тол-
щины жидкой прослойки и улучшения условий теплопередачи
(увеличения т)пл), а также из-за частичного использования энер-
гии столба дуги (увеличения т|и).

Эффективность расплавления особенно повышается при
больших скоростях сварки (рис. 3.5), когда уменьшается количе-
ство жидкого металла под дугой и облегчаются условия его вы-
теснения из-под дуги. При этом коэффициент т]Эф достигает боль-
шой величины и даже становится больше единицы (при / =
= 900 А и исв = 40 м/ч, рис. 3.5).

Между тем,

Лпр

и может быть больше единицы лишь при условии ц' > т]пр.
120
Большие значения объясняются тем, что он представляет
собой по-существу эмпирический коэффициент, с помощью кото-
рого корректируется несовершенство расчетной схемы. Напом-
ним, что значения цЭф выбирают исходя из того, чтобы подста-
новка их в формулу (3.3) давала величину Fnp, соответствующую
найденной из опыта.

Максимальное теоретически возможное для схемы линейного

источника значение гц составляет 0,484; максимальное значение

т)Пр (см. рис. 3.5) — 0,5,
что возможно при Г] - 1 и
потерях при передаче теп-
лоты ванне, равных нулю
(Цпл = !)•

Очевидно, при сварке
на форсированных режи-
мах оказывается боль-
ше, чем по расчету.

Точной характеристи-
кой, не зависящей от рас-
четных упрощений, явля-
ется тепловой к. п. д. про-
цесса проплавления

А г, ^Пр^св

Лпр Р-’^^пл •

Рис. 3.5. Зависимость коэффициентов т|>ф
(О, •) и 1]пр (△> А) от силы токаи

скорости сварки

Однако при ручной ду-
говой сварке коэффициент
т|:М|) достаточно точно ха-

рактеризует условия пере-

дачи теплоты дуги изделию и может служить характеристикой
проплавляющего действия электрода той или иной марки или
типа (табл. 3.2). Для данной марки электрода изменение т)Эф
означает изменение условий теплопередачи, как это было пока-
зано, например, при сварке электродами ЦМ-7С на форсирован-
ных режимах (см. рис. 3.3).

Таблица 3.2

Тип электрода Характеристика проплавления
нв эф т,пр

Голые и тонкопокрытые 0,3 0,6—0,8 0,12—0,15
С органическим (целлюлозным) покрытием 0.2 0,6—0,7 0,11
УОНИ-13, ЦМ-7С, ОММ-5 и др 0,2 0,5-0,6 0,09—0,14
ЦМ-7С 0,15* 0,4—0,5* 0,06

♦ Значительно увеличивается при сварке на форсированных режимах.
Эффективность расплавления металла при основных видах
сварки плавлением приведена в табл. 3.3.

Таблица 3.3

Вид сварки Характеристика проплавления
1ЦВ Ъф г‘пр
Дуговая покрытыми электродами . . Под флюсом 0,15—0,25 0,15—0,60 0.5—0,7 0,25—0,35 0,05—0,15 0,1-0,5

Для покрытых электродов т)и = 0,8, а среднее значение Дэф
~ 0,6. Отсюда

Дпл — 0,75.

При сварке под флюсом (при силе тока 400 А) т]и = 0,25/0,9 ~
« 0,31, при больших силе тока и скоростях сварки г|и прибли-
жается к единице.

Эффективность плавления металла при электрошлаковой
сварке. Плавление свариваемого металла при электрошлаковой

Рис. 3.6. Схема расплавления свариваемого металла при электрошлаковой
сварке

сварке происходит преимущественно в зоне, находящейся у гра-
ницы шлаковой и металлической ванн (рис. 3.6).

Характеристика эффективности плавления металла для не-
скольких режимов сварки стали толщиной 100—140 мм приведе-
на в табл. 3.4 [85].

Коэффициент т]и определен из теплового баланса, термический
к. п. д. — из отношения go^Hn:Jx\uqo и т)пр из выражения
£сД//пл/?о. Кривые зависимости глубины проплавления и пло-
щади сечения расплавленной зоны от режима сварки характери-
зуются, но данным Г. А. Перцовского, наличием максимума, что
связано с существенным перегревом шлаковой и металлической
ванн при большой мощности процесса, увеличением потерь на
122
Таблица 3.4

Режим сварки и характеристика плавления металла Наплавка Сварка в стык
Номер реж имя сварки
1 о 3 4 5 6
Сила тока / (для трех электродов), А 900— 1000 — 900— 1050— 1300 1300
1050 1100 1000 1100
Мощность (/0, кВт 39 38 32 35 44 45
Скорость сварки исВ, м/ч 0,52 0,54 0,65 0,71 1,29 1.11
Глубина шлаковой ванны Нв, см . . ** о 4,75 4 4,75 5 4,75
Площадь провара Г'пр, см2 28,5 24,5 14 33,8 22 25,9
Площадь наплавки см2 .... Скорость плавления основного ме- 45,2 44,3 36.4 33 26 30
галла go, г/с Скорость плавления электродов 3,24 2,84 1,96 5,24 6,15 6,30
г/с 5,05 5,05 5,05 5.03 7,14 7,16
Пи 0,597 0,584 0,546 0,757 0,786 0,791
’6 0,186 0,170 0,149 0,262 0.237 0,235
Чир 0,111 0,095 0,082 0,206 0,186 0,186

теплоотвод в ползуны и в свариваемый металл, а также на излу-
чение с поверхности шлаковой ванны.

Термический к. и. д. (табл. 3.4) определен не расчетом, а из
опыта, поэтому в равенство

Лир = VI/

нс нужно вводить корректирующего множителя.

Коэффициент тр можно было бы рассчитать по параметрам
режима, приняв, например, схему трех линейных источников (как
это сделано в работе Г. А. Перцовского при расчете термического
цикла), и найти поправочный множитель цп.т [85]. Однако при
таком расчете можно было бы лишь оценить степень совершен-
ства расчетной схемы. Что же касается условий теплопередачи
мощности q свариваемому металлу, то они при электрошлаковом
процессе в отличие от дугового процесса должны мало изме-
няться с изменением режима сварки.

18. ВЛИЯНИЕ УСЛОВИЙ СВАРКИ
НА РАЗМЕРЫ И ФОРМУ ЗОНЫ ПРОПЛАВЛЕНИЯ

Теория распространения теплоты при сварке позволяет вы-
делить основной параметр, управляющий процессом плавления.
Таким параметром является отношение мощности источника
к скорости сварки qlvQn, называемое часто погонной энергией.
Однако при одном и том же значении проплавление может
быть разным из-за изменения условий передачи теплоты, полу-
чаемой от источника, твердому металлу.
Влияние параметров режима. Анализируя зависимость ос-
новных размеров зоны проплавления от параметров режима ду-
говой сварки (рис. 3.7), нетрудно заметить отклонения от зави-
симости, обусловливаемой уравнениями теории распространения
теплоты (параметром ?/иСв). Действительно, если с увеличением
силы тока и вместе с ней мощности q (рис. 3.7, а) глубина про-
плавления Я, ширина шва В и площадь проплавления Гдр

Рис. 3.7. Глубина Н, ширина В и площадь проплавления
ГпР в зависимости от силы тока (а), скорости сварки (б)
и длины дуги (в) при дуговой сварке

монотонно возрастают, то при изменении скорости сварки и дли-
ны дуги закономерный ход кривых нередко нарушается, что мож-
но объяснить только изменением условий теплопередачи и с ни-
ми эффективности процесса проплавления (см. п. 17).

Так, с увеличением скорости сварки толщина жидкой про-
слойки под дугой обычно уменьшается, эффективность проплав-
ления возрастает, и несмотря на уменьшение параметра qlv^
Н и Fnp вначале не уменьшаются, а даже немного увеличивают-
ся (рис. 3.7, б). Однако, если толщина жидкой прослойки под
дугой невелика даже при малой скорости сварки (что может
быть, например, при большой плотности тока в результате силь-
ного механического воздействия дуги на ванну), то величина
проплавления с увеличением скорости сварки (при q = const)
будет монотонно уменьшаться, как это следует из уравне-
ния (3.3).

С удлинением дуги монотонно увеличивается напряжение и
при постоянной силе тока — мощность. Между тем, зона про-
плавления увеличивается (и незначительно) лишь до некоторого
124
значения /д, после чего она начинает уменьшаться (рис. 3.7, в),
что объясняется рассредоточением теплового потока и механиче-
ского действия дуги, а также некоторым снижением т)и- Сказан-
ное иллюстрируется рис. 3.8, из которого видно, что опытные
точки при длинной дуге (большом значении (7Д) отклоняются от
кривой, рассчитанной по формуле (3.3) при т]Эф = 0,58 (штрихо-
вая линия). Сосредоточенность источника уменьшается также
с уменьшением силы тока (см. рис. 1.15), но эффективность
и размеры зоны проплавления увеличиваются. Очевидно, в этом

случае рассредоточение ис-
точника перекрывается воз-
растанием механического
действия дуги, пропорцио-
нального квадрату силы то-
ка. Показанные на рис. 3.7
перегибы на кривых не всег-
да наблюдаются.

Отметим образование при
некоторых режимах сварки
специфической формы про-
плавления с резким углубле-
нием на оси шва (рис. 3.9).
Такая форма характерна
для сварки при высокой
плотности тока, особенно
для аргоно-дуговой сварки,

Рис. 3.8. Зависимость площади зоны
расплавления от длины (напряжения)
дуги (электроды ОММ-5 диаметром

5 мм, I — 200 Л, ис в = 9 м/ч)

когда дуга углубляется вследствие интенсивного вытеснения
жидкого металла из-под основания дуги (рис. 3.10). Вытесняе-
мый металл, отдавая теплоту в верхней части зоны, способству-

ет ее уширению.

Проплавление металла при дуговой сварке в инертных газах
можно регулировать изменением внешнего давления, от которого
зависят энергетические характеристики дуги и ее воздействие
на свариваемый металл. Проплавление уменьшается с пониже-
нием давления и увеличивается с его повышением [31].

Влияние условий сварки на проплавление изучают в основном
при наплавке или (реже) при сварке встык без разделки кромок.
При сварке в разделку геометрическая форма шва практически
не зависит от формы разделки, если только не изменяется ее пло-
щадь и разделка не выходит за габаритные размеры шва.

Влияние геометрии вольфрамового катода. Выше, при опи-
сании влияния различных факторов на эффективность проплав-
ления, отмечались недостаточная воспроизводимость данных
в отдельных случаях и получение противоречивых результатов
при повторении опытов. Это объяснялось влиянием неучитывае-
мых факторов. Одним из таких факторов, на который лишь толь-
ко в последнее время обратили внимание, является форма воль-
фрамового катода при сварке в аргоне.
Опыты В. А. Букарова, Ю. С. Ищенко и автора настоящей
книги показали, что форма катода [угол заточки и особенно ве-
личина (диаметр) притупления] влияет на характер радиального
распределения теплового потока и скоростного напора плазмен-

О 5 10 15мм

Рис. 3.9. Зависимость формы проплавления от силы тока и напряжения
дуги (аргонодуговая сварка алюминия плавящимся электродом диамет-
ром 3,2 мм, исв «= 18 м/ч)

ной струи, которые определяли по методике, близкой к методике,
описанной в работе П. А. Шоека [136]. С увеличением угла за-
точки-и диаметра притупления распределение плотности потока

Рис. ЗЛО. Схема образования острой фор-
мы проплавления при углублении дуги:
а — поверхностная дуга; б — углубленная
дуга

и скоростного напора уда-
ляется от Гауссового и
приближается к прямо-
угольному (рис. 3.11 и
3.12). Одновременно
уменьшается максималь-
ное значение удельного
потока на оси дуги. Это-
можно объяснить исходя
из известных представле-
ний об образовании в ду-
ге газовых потоков. Ка-
тодный поток направлен к
аноду, создаваемое им
давление пропорциональ-

но квадрату силы тока и обратно пропорционально площади ка-
тодного пятна. С заострением электрода уменьшается опорное
пятно дуги на катоде, увеличиваются плотность тока и количе-
ство холодного газа, захватываемого у катода и обжимающего
дугу. В силу этого при остром катоде можно ожидать более ост-
рой формы кривой распределения потока энергии, что подтверж-
дается, в частности, уменьшением ярко светящейся зоны дуги.
Рис. 3.11. Зависимость распределения теплового потока дуги от угла
заточки (а) и притупления (б) электрода; г — расстояние от оси дуги;

q — плотность теплового потока

Рис. 3.12. Зависимость распределения скоростного напора от угла заточ-
ки (а) и притупления (б) электрода; р—давление дуги; г — расстояние
от оси дуги

р — давление дуги; г — расстояние от оси дуги
Из этой закономерности выпадает, однако, кривая, соответ-
ствующая углу заточки, равному 19е (рис. 3.12). Видимо, такой
же характер будут иметь кривые, соответствующие и другим
углам заточки, меньшим 19°. Аномальный ход кривой давления
при остро заточенном катоде можно объяснить резкой концент-
рацией потока энергии, падающего на анод (рис. 3.11), интен-
сивным испарением материала анода и возникновением в

давления) дуги на анод от формы заточ-
ки (/) без притупления и с притуплени-
ем диаметром 1,5 мм (2)

результате этого мощного
анодного потока, снижа-
ющего динамический на-
пор на аноде (см. п. 7).
Сказанное косвенно под-
тверждается фотография-
ми, на которых видна зна-
чительная размытость фа-
кела дуги при небольших
углах заточки элек-
трода.

Графическое интегри-
рование кривых распреде-
ления, выполненное для
двух катодов (без притуп-
ления и с притуплением,
равным 1,5 мм, и с одина-
ковым углом заточки, рав-
ным 34°) при разной силе
тока, характеризует изве-
стную квадратичную за-

висимость механического
действия дуги на изделие от силы тока. Но оказалось, что коэф-
фициент пропорциональности k при этом зависит от формы ка-
тода (рис. 3.13).

Характеру распределения потока энергии соответствует и ха-
рактер формы зоны расплавления. Так как при принятой мето-

дике измерения давления оно изменялось в зависимости от ско-
рости перемещения дуги над отверстием из-за разогрева дугой
газа в канале и трубках, соединяющих канал с манометром,
абсолютные значения этого давления могут отличаться от значе-
ний, получаемых обычно при использовании других методик. Но
поскольку все измерения производили при одной и той же ско-
рости перемещения дуги, полученные сравнительные данные яв-
ляются достаточно надежными.

Влияние концентрации источника. С повышением концентра-
ции источника создаются условия, благоприятствующие увели-
чению глубины и уменьшению ширины зоны проплавления, что
объясняется теплофизическими соображениями, а также други-
ми факторами. Например, при дуговой сварке увеличение кон-
центрации потока теплоты обычно сопровождается увеличением
скоростного напора газовой струи и улучшением условий тепло-
передачи.

Рассмотрим подробнее проплавление металла при электрон-
но-лучевой сварке, характеризуемой высокой концентрацией
энергии.

Если при сравнительно небольшой плотности потока энергии
форма зоны расплавленного металла при электроннолучевой
сварке близка к форме зоны проплавления при дуговой сварке
(рис. 3.14, а), то при плотности потока порядка 106 Вт/см2 полу-
чается форма проплавления с высоким отношением HjB, недо-
стижимым в дуговых процессах. Следует отметить условность

Рис. 3.14. Форма проплавления при разной плотности пото-
ка электронов

приведенного значения плотности потока энергии вследствие
условности определения действительного диаметра электронного
луча б/л. С помощью различных способов определения (зон-
дами, методом диафрагмы) можно получить представление об
установочном диаметре луча и распределении в нем тока вне
зоны сварки. Однако при взаимодействии луча с обрабатывае-
мым матералом сечение пучка электронов изменяется. Опреде-
лить эти изменения с достаточной степенью точности не удается.
Но так или иначе, при некоторой плотности энергии луч значи-
тельно углубляется в металл, образуя узкие швы, называемые
кинжальными (рис. 3.14, б).

Механизм глубокого проплавления при электроннолучевой
сварке пока еще полностью не выяснен. На этот счет существуют
различные точки зрения, но ни одна из них не получила общего
признания. Согласно взглядам одних исследователей, основным
фактором, влияющим на проплавление при электроннолучевой
сварке, является интенсивное поверхностное испарение металла,
которое вызывает реактивное действие паров на жидкий металл
[74]. Другие исследователи основную роль приписывают тепло-
вым взрывам, возникающим вследствие того, что количество
поступающей энергии превышает возможность отвода ее меха-
низмом теплопроводности [41}. Существуют и другие взгляды.

Но каков бы ни был действительный механизм проплавления,
все гипотезы исходят из образования под действием луча некото-
рого канала в обрабатываемом металле. Этот канал заполнен па-
рами и газами, возможно частично ионизированными, и позво-
ляет электронному пучку проникать глубоко в изделие. Наличие
канала подтверждено экспериментально с помощью рентгенов-
ского просвечивания (172]. Теоретическая максимальная глубина
проникновения (диффузии) электрона в твердый металл, опреде-
ляемая как длина пробега электрона, в конце которого его энер-
гия уменьшается до нуля, по закону Томсона — Видиигтона
пропорциональна квадрату ускоряющего напряжения:

*тах = О U2,

где а — постоянный коэффициент; А — атомная масса (атомный
вес); Z — атомный номер; р — плотность.

Значения Хщах в мкм для нескольких материалов, данные
в табл. 3.5, несоизмеримо меньше значений хтах, наблюдаемых
при проплавлении железа электронным лучом.

Таблица 3.5

Наименование материала Максимальная глубина проникновения электрона в твердый металл при ускоряющем напряжении в кВ
10 50 100
Сталь 0,27 6,8 27,0
Алюминий 0,76 19,4 77,5
Вольфрам 0.1 2.7 10,9

Не затрагивая дискуссионного вопроса о возникновении и
постепенном углублении канала в начале процесса, примем, что
в квазистационарном состоянии (при постоянных для данного
режима сварки глубине и форме проплавления) такой канал су-
ществует. Тогда, упрощая картину, дальнейший процесс сварки
можно представить в виде перемещения канала в металле, по-
добного движению раскаленной проволоки в толще льда. Стенки
канала окружены жидким металлом, затвердевающим со сторо-
ны, обратной направлению сварки, в то время как впереди луча
происходит непрерывное оплавление металла. Эта простая схема
наглядно иллюстрирует особенности формирования шва при
электроннолучевой сварке. Таким образом, электронный луч при
кинжальном проплавлении можно с этих позиций рассматривать
как линейный источник конечной глубины, интенсивность кото-
рого уменьшается по мере удаления от поверхности свариваемо-
го материала из-за уменьшения мощности потока (луча) с углуб-
лением в него за счет взаимодействия с материалом.

При этом немаловажную роль играет встречный поток паров
ионов и конденсированных частиц металла. Сужающееся книзу
проплавление клиновидной формы, отвечающее рассмотренной
130
схеме, исключается при сквозном проплавлении металла и неко-
торых других условиях, в которых нет направленного навстречу
лучу потока вещества. В этом случае интенсивность источника
постоянна по толщине материала; образуется узкая зона про-
плавления, сечение которой близко к прямоугольному сечению
(рис. 3.14, в), т. е. происходит так называемый параллельный
проплав.

При параллельном проплаве, очевидно, уменьшается эффек-
тивная мощность источника, так как часть потока электронов
проходит сквозь металл и т]и должен быть меньше, чем при не-
сквозном проплаве.

Если узкий и глубокий провар, характерный для электронно-
лучевой сварки, объясняется высокой концентрацией теплового

Рис. 3.15. Зависимость
глубины проплавления
пт силы тока фокуси-
рующей линзы и фо-
кусного расстояния:

I — f — 140 мм. /д =

30 мА; 2 —
— 30 мА:

мм.

140

f — 95 мм,
3 — f —

— 15 мА;
мм, / -
мА

потока, то значительное уширение зоны расплавленного металла,
обычно наблюдаемое в верхней части шва при несквозном про-
плавлении, требует другого объяснения. Уширение, как экспери-
ментально показал В. Ф. Резниченко, связано с разным тепло-
отводом у поверхности и в глубине металла, это подтверждается
уменьшением уширения с увеличением теплопроводности ме-
талла и с применением охлаждающих накладок. С повышением
концентрации источника увеличивается глубина и немного
уменьшается ширина проплавления, что связано с переходом
от поверхностного источника к источнику, каким-то образом рас-
пределенному по толщине металла. При одном и том же значе-
нии основного параметра qlvC3 можно получить различную глуби-
ну проплавления в зависимости от плотности и распределенности
теплового потока (диаметра луча). Плотность потока опреде-
ляется характеристиками пушки (электроннооптической систе-
мы), а плотность потока пушки данной конструкции — фокуси-
ровкой луча.

Основными параметрами фокусировки являются: фокусное
расстояние и положение фокальной плоскости относительно по-
верхности изделия. Каждому фокусному расстоянию соответст-
9* 131
вует определенная сила тока в фокусирующей линзе, при которой
получают наибольшую глубину провара (рис. 3.15).

Высокую проплавляемую способность электронного луча ис-
пользуют для сварки материала большой и очень небольшой
толщины. В последнем случае высокая концентрация теплового
потока позволяет снизить мощность, необходимую для полного
проплавления металла, повысить скорость сварки и тем самым

Рис. 3.16. Термический цикл (а) и
изотермы температурного поля (б)
при микроплазменной (сплошные ли-
нии) и обычной аргоно-дуговой свар-
ке (штриховые линии). Цифры на
рис. 3.16, а — расстояния от оси шва

уменьшить термическое воз-
действие источника на основ-
ной металл.

Когда концентрация (плот-
ность потока) энергии стано-
вится очень большой (поряд-
ка 106 Вт/см2 и выше), процес-
сы испарения и выброса ме-
талла, объединяемые под наз-
ванием выноса массы, приоб-
ретают решающее значение и
воздействие луча из области
сварки (соединения материа-
лов) переходит в область раз-
мерной обработки (резки, про-
бивания отверстий). Другим
примером использования кон-
центрированного источника
для сварки тонкого матери-
ала может служить микро-
плазменная сварка. Применяя
обжимающее сопло небольшо-
го диаметра и непрерывно го-
рящую малоамперную дежур-

ную дугу, получают весьма стабильный процесс при очень не-
большой силе тока (до 0,1 А). Дополнительный поток нейтраль-
ного газа, например гелия, необходимый для защиты металла
при сравнительно малом расходе плазмообразующего газа,
усиливает эффект обжатия.

Высокая степень обжатия дуги придает ей большую жесткость
и острую форму в виде иглы; опорное пятно дуги на изделии за-
нимает устойчивое положение; сварка возможна при очень ма-
лой силе тока. В результате этого получается узкий шов и мини-
мальная ширина зоны термического влияния сварки. Сказанное
хорошо иллюстрируется рис. 3.16, на котором дано сравнение
термических циклов (в точках, расположенных на разном рас-
стоянии от оси шва) и температурных полей при обычной аргоно-
дуговой и микроплазменной сварке сплава АМгб толщиной 1 мм,
выполненной на оптимальных режимах (22].

Эффективный к. п. д. нагрева изделия т)и при микроплазмен-
ной сварке приближается к 0,8.
19. РАСЧЕТЫ РАЗМЕРОВ ЗОНЫ ПРОПЛАВЛЕНИЯ

Расчеты по схемам теории распространения теплоты при
снарке. Зная уравнение квазистационарного температурного
поля, казалось бы легко найти форму зоны расплавленного ме-
талла (сварочной ванны), подставив в него температуру плавле-
ния Тпл:

Т(х, у,2) = Тпл.

Однако уравнения теории распространения теплоты при свар-
ке путем теплопроводности, вполне удовлетворительно характе-
ризуя температурное поле в свариваемом металле на некотором
расстоянии от источника, где Т < Гпл, не применимы для расче-
тов зоны проплавления без соответствующих эмпирических по-
правок.

Так, в формуле (3.2) для расчета площади проплавления Fnp
такими поправками служат определяемые из опыта значения
коэффициента т]эф и отношения HIB. Используя отношение пло-
щади проплавления к площади прямоугольника со сторонами
// и В

н обозначая среднюю для данного интервала режимов величину
отношения W/B = г, получим

Опыт показывает, что средние значения <р при различных ре-
жимах и способах сварки разных сталей изменяются в сравни-

гельно узких пределах:
ф

Дуговая сварка покрытыми электродами...........0,55—0,67

Аргоно-дуговая сварка..........................0,52—0,55

Автоматическая сварка под флюсом...............0,62—0,67

Это позволяет принять ф = const. Тогда, подставляя в при-
еденную выше формулу значение Fnv из выражения (3.3), по-
лучим

H — AZ.

Расчеты дали удовлетворительное совпадение с эксперимен-
тальными данными (рис. 3.17).

По известным Н и г нетрудно найти ширину проплавления

в = —я.
г
Указанные расчеты затрудняются необходимостью определе-
ния из опыта т)эф и особенно отношения HfB, которое в значи-
тельной степени зависит от режима и способа сварки.

Применение эмпирических коэффициентов вызывается сле-
дующими причинами:

температурное поле вблизи источника зависит, как указыва-
лось в п. 3, от характера теплового потока, который очень мало
изучен; введение даже сравнительно простой схемы (нормально

Рис. 3.17. Зависимость глубины проплавления от Z при
ручной сварке электродами различных марок (а) и при
сварке под флюсом (б)

кругового) источника, учитывающей его распределенность, уже
значительно усложняет расчетные формулы;

главным механизмом переноса теплоты в сварочной ванне
является не теплопроводность (что заложено в уравнениях тео-
рии распространения теплоты), а конвекция, зависящая от гид-
родинамических условий в ванне;

потери теплоты в ванне определяются условиями ее передачи
через жидкий металл, не учитываемыми расчетными схемами, и
зависят от режима к других факторов (см. п. 18); количествен-
ная сторона этой зависимости мало изучена;

изотермы плавления при сварке искажаются тепловым эф-
фектом фазовых превращений при плавлении металла в голов-
ной части ванны и при затвердевании — в хвостовой.

Из сказанного видно насколько сложны должны быть расчет-
ные схемы для получения точных решений. В этой связи перспек-
тивным является применение расчетов в критериальной форме.
134
Применение методов подобия и размерностей для постанов-
ки экспериментов и обобщения их результатов. Исследование
явлений в натуре далеко не всегда возможно или целесообразно.
Например, исследование поведения самолета, машины и т. п.
удобно проводить на малых моделях, физические и химические
явления и процессы также часто удобнее изучать на моделях,
изменяя масштабы процесса, температурные и другие условия.
Иногда это вообще является единственно возможным способом
проведения эксперимента. Однако, чтобы результаты опытов на
моделях можно было перенести на реальные изделия и процессы
модель и натура должны быть подобны друг другу.

По классическому определению М. В. Кнрпичева «Подобны-
ми явлениями называются системы тел геометрически подобные
друг другу, в которых протекают процессы одинаковой природы
и в которых одноименные величины, характеризующие явления,
относятся между собой как постоянные числа».

Наиболее просто представить себе геометрическое подобие.
Подобные треугольники, например, характеризуются одинако-
вым отношением сходственных сторон. Измерив его для одного
треугольника, можно построить целую группу подобных тре-
угольников, у которых отношения

будут одинаковы.

Аналогично этому геометрическое подобие деталей, например
мундштуков газовой горелки, можно записать в виде равенства
отношений сходственных размеров: диаметров канала, длин ци-
линдрической и конической частей и т. п.: •

г Г С

d' __ *цил _ кон _

~ ~ г ~ г ‘ “
*цил кон

Однако часто бывает удобнее все размеры относить к одному
какому-либо размеру, принятому за определяющий, например
к диаметру канала. Тогда подобные мундштуки характеризуют
следующие равенства:

^цил __ ^цил

d' ~

кон

И т. Д.

Безразмерные отношения а\, ... называются критериями

геометрического подобия.
У подобных изделий они должны быть одинаковыми:

ах = idem; а2 — idem.

Однако они могут быть и не равны между собой а\ а%.

Критерии, характеризующие подобие физических или хими-
ческих явлений и процессов, имеют более сложный вид, так как
должны включать в себя не только геометрические, но и физиче-
ские и химические величины.

Такие критерии можно получить двумя путями; из анализа
дифференциальных уравнений, описывающих процесс или из ана-
лиза размерностей. Если есть аналитическое выражение рас-
сматриваемого процесса, то безразмерные комплексы — крите-
рии подобия можно найти из дифференциального уравнения за-
меной величин под знаком дифференцирования конечными ве-
личинами.

Так, дифференциальное уравнение теплопроводности, прини-
мая а за величину, не зависящую от температуры,

дТ / д2Т , д2Т , д2Т \

dt \ dx2 ду2 dz2 )

можно представить как

ОТ
dt

d2T
дх?

и после подобного преобразования в виде

Т аТ
t ~ х2 ’
или

Т_ = 1

Т ~ ~ х2 '

Безразмерный комплекс а//х2, где за х может быть взят лю-
бой характерный для данного случая линейный размер d или /,
характеризует скорость изменения температуры в зависимости
от теплофизических свойств и размеров теплопроводящего тела
и называется критерием Фурье

Fo — — at

~“12

Процессы распространения теплоты, имеющие одинаковое
значение критерия Фурье, составят группу процессов, подобных
по скорости изменения температуры.

Но часто бывает, что процесс не удается описать уравнени-
ем. Тогда критерии подобия могут быть получены из анализа
размерностей путем комбинирования в безразмерные комплексы
физических (или химических) величин, характеризующих про-
136
цесс. Поясним это примером. Пусть нужно найти закономерно-
сти движения несжимаемой жидкости в длинной цилиндрической
трубе. Схематизируем явление. Примем движение установив-
шимся, длину трубы достаточно большой (бесконечной), с одина-
ковым сечением по всей длине. Анализируя явление, можно
прийти к заключению, что движение жидкости будет определять-
ся, во-первых, сечением трубы или каким-либо характерным
линейным размером (для круглой трубы, например, радиусом
или диаметром d)\ во-вторых, средней скоростью жидкости по
сечению трубы v и, в-третьих, физическими свойствами жидко-
сти: плотностью р и динамической виязкостью р. Так как свой-
ства жидкости зависят от температуры, то одновременно учиты-
вается и температура жидкости.

Размерности этих величин (в системе СИ) следующие:

d в м (L);

v в м/с (LT~ ’);

р в кг/м3 (МЛ-3);

ц в кг/(м*с) (МЛ-1 Г-1).

Из этих величин можно составить только один безразмерный
комплекс

pvd

Р-

или, зная, что кинетическая вязкость v = —, получим критерии
Р

-Si-Re,
V

называемый критерием или числом Рейнольдса, характеризую-
щим гидродинамический режим течения жидкости. Одинаковые
значения критерия Рейнольдса (Re = idem) для каких-либо ре-
жимов течения жидкости означает подобие таких режимов.
Поэтому, определив опытным путем, например, сопротивление
трубы одного какого-либо сечения в зависимости от расхода во-
ды, можно полученные результаты распростанить на течение
других жидкостей в трубах другого сечения, если только для них
Re = (dem.

Из теории подобия нельзя непосредственно определить вид
функциональной зависимости для исследуемого процесса. Но
выбрав с помощью методов подобия и размерностей критерии
подобия, определяющие этот процесс, и найдя из ограниченного
числа экспериментов для какого-либо частного случая зависи-
мость между этими критериями в виде так называемых уравне-
ний связи между критериями, можно распространить полученную
зависимость на все подобные процессы. Так, рассматривая пе-
редачу теплоты нагретого тела (температура которого поддер-
живается постоянной) идеальной жидкости, обтекающей это те-
ло, Релей принял, что количество теплоты Q, получаемое жидко-
стью в единицу времени, определяется следующими параметра-
ми: скоростью v жидкости, характерным размером /, градиентом
6 температуры, объемной теплоемкостью ср и теплопроводностью
Л жидкости.

Из этих параметров можно получить два безразмерных ком-
плекса

Откуда

Q = M0f \ = X/0f(Pe).
\ а /

Функциональная зависимость может быть найдена из опыта
и распространена на все подобные процессы (где Ре = idem).
Метод подобия и размерностей таким образом облегчает поста-
новку экспериментов и обобщение их результатов. При этом
возможно либо полное подобие по всем параметрам, либо час-
тичное — по некоторым из них.

Отметим вслед за J1. И. Седовым, из работы которого заимст-
вованы предыдущие примеры, что схематизация явлений и вы-
деление факторов, определяющих процесс, «часто представляет
собой трудную задачу, требующую от исследователя большого
опыта, интуиции и предварительного качественного выяснения
механизма изучаемых процессов» [114].

Критерии подобия широко используют при решении различ-
ных задач, связанных с переносом теплоты и массы. Упомянем
здесь следующие, широко используемые критерии.

Критерий Пекле Ре характеризует подобие в процессах пере-
носа теплоты в движущейся среде:

Ре = -^.

Критерий Нуссельта (тепловой) характеризует перенос теп-
лоты (теплопередачу) на границе:

NT ad

Nu ==---,

где а — коэффициент теплоотдачи, Дж/(.м2-с • К).

Критерий Нуссельта диффузионный (называемый иногда
критерием Шервуда) характеризует перенос массы:

где р — коэффициент массопереноса (м/с); D — коэффициент
диффузии (м2/с).
Критерий Прандтля для тепловых процессов

Рг = —
а

и применительно к массопереносу

Рг == — = Sc,

иногда он называется критерием Шмидта.

В теории подобия доказывается, что критерий Нуссельта
связан с критерием Рейнольдса, определяющим особенности те-
чения жидкости или газа, и критерием Прандтля, характеризу-
ющим физические свойства жидкости или газа:

Nu = /(Re, Pr).

Для процессов вынужденной конвекции в так называемой
«внешней задаче» (т. е. при обтекании тела потоком газа или
жидкости)

Nu = гц Реп’Ргл’,
где tit зависит от геометрии тела и степени турбулизации пото-
ка, обтекающего тело. При обтекании потоком твердого тела
п2 обычно составляет 0,4—0,67 (чаще всего п2 = 1/2), а л3 —
0,3—0,4. При взаимодействии жидких фаз затрудняется опре-
деление значений Рг и Re, при этом указанное критериальное
уравнение имеет скорее качественное, чем количественное зна-
чение.

В логарифмических координатах критериальные зависимо-
сти изображают прямыми линиями, а уравнения связи между
критериями — степенными функциями. Критерии подобия
можно комбинировать. Так, критерий Прандтля получается де-
лением критерия Пекле на критерий Рейнольдса:

Рг = —.

Расчеты проплавления с помощью критериев подобия. Гео-
метрические размеры зоны проплавления, например, глубина
проплавления Н, являются функцией режима и теплофизиче-
ских свойств материала. Характерными параметрами режима
являются: мощность источника q в Вт, скорость перемещения
осп в м/с и характерный линейный размер d в м. Теплофизиче-
ские свойства материала можно учесть при температуре плав-
ления ГИл в К, теплопроводность X в вТ/(м-К), теплоемкость
с в Дж/(кг. К) и плотность р в кг/м3.

Из этих параметров можно составить следующие независи-
мые безразмерные комплексы:

Г7
П =
3 ’

где а = —- — температуропроводность.

Второй и третий комплексы можно объединить, взяв сред-
нее геометрическое. Найдем зависимость между критериями:

св" п п ______ Ч

а ХГПЛ

Эти критерии, образованные из уравнений температурного
поля точечного и линейного источника теплоты Н. Н. Рыкали-

Рис. 3.18. Связь между критериями подобия
и /723 для разных материалов:

1 — ВТ-1; 2 — X18H10T; 3 — ВМ; 4 — Бр. X;

5 — ВН-2

ным и А. И. Бекетовым, использованы для обработки опытов
по исследованию геометрии сварочной ванны. Обозначив кри-
терий П\ через £ для длины L ванны и через q Для ширины В
ванны [112], получили:

Т] ==—

При этом за параметр d они приняли толщину свариваемо-
го материала.

Аналогичным образом были получены при аргоно-дуговой
сварке стали Х18Н10Т толщиной 2—6 мм критериальные урав-
ИО
нения связи между параметрами 77i и /?2з для длины и шири-
ны ванны 1 [34]:

1g £= 1,15 lg/723—0,3,
lgf] = lg7723—0,76.

Весьма эффективным оказалось применение критериев Пх и
П2 при исследовании процесса электроннолучевой сварки.
В. Ф. Резниченко обрабо-

тал опытные данные по
сварке различных металлов
и сплавов. Значения X и а
условно выбирали для на-
чальной температуры ме-
талла (25° С), эффектив-
ную мощность луча прини-
мали равной q = 0,97 UI.
За параметр d брали диа-
метр луча на поверхности
изделия dAi условно при-

Рис. 3.19. Зависимость показателя
степени п от произведения ЛГПл

нимая его равным единице.

Результаты опытов, представленные в логарифмических коор-
динатах (рис. 3.18), удовлетворительно описываются уравне-

нием вида

ПХ = ЬПП23.

Критериальные уравнения, полученные из опыта, сведены в
табл. 3.6.

Из выражения (3.4') следует, что

исв

(3-5)

Показатель степени и, характеризующий угол наклона лога-
рифмических прямых, зависит от того, какой материал сварива-
ется1 (сталь, медь, бронза и т. д.). Для большого числа материа-
лов его можно определить как функцию произведения ХТП1 (рис.
3.19):

п=О,68(ХГп.1)0-15

Коэффициент Ь (как это следует из анализа уравнений) учи-
тывает влияние эффективного диаметра луча. Действительно, для
одного и того же материала (т. е. при постоянных X, а и Гил) и
режима сварки (q и усв) изменение d:} приведет к эквидистант-
ному перемещению кривой и соответствующему изменению ко-
эффициента Ь. При этом различные значения b (при постоян-

1 Здесь, в табл. 3.7. и далее в формулах (3.8'), (3.8") мощность q взята
в кал/с. Если q дано в Вт, то при подстановке в эти формулы q надо умно-
жить на 0,24.
Свариваемый металл

Критериальное уравнение

Сталь X18HI0T........................

Титан ВТ-1...........................

Ниобий ВН-2..........................

Алюминий АВ..........................

Бронза Бр.Х0,8.......................

Молибден ВМ-1........................

П, =4,99-1 О’*2

П. =5,0710~2/7h28

1 х о

П. = 2,52-10~2/71а56

1 х □

П. =4.1510~2Л1а62
1 X «э

/?1 =4,99.I0-2/7|f*

П. =9,5 Ю_2П1;82
* Xu

ном л, рис. 3.20), полученные при сварке одной стали (Х18Н10Т)
на разных электроннолучевых установках (с разными пушка-

Рис. 3.20. Зависимость связи между критериями
и П2з для одного материала (сталь
X181 НОТ) от типа электроннолучевой пушки:

1 — eSA (160 кВ); 2 — eSA (75 кВ); 3 — HS (130 кВ);
4 — ЭП (60 кВ); 5 — СП-30 (16 кВ)

ми), очевидно, соответствуют различным эффективным диамет-
рам луча, который формируется при сварке этими пушками. Та-
ким образом, с помощью критериальных зависимостей можно
142
оценить эффективный диаметр луча для разных пушек, сравнив
его с диаметром луча для одной какой-нибудь пушки, для кото-
рой d.i = I, если для этой пушки известен рабочий диаметр лу-
ча, то и для других сравниваемых пушек dA можно получить в
абсолютных цифрах.

20. СВАРОЧНАЯ ВАННА

Основные характеристики сварочной ванны. Сварочная ван-
на образуется в результате расплавления основного и присадоч-
ного (электродного) металлов. Металл ванны, затвердевая, об-
разует металл шва, так что форма ванны по существу обуслов-
ливает форму шва.

Основными характеристиками ванны являются ее геометри-
ческие размеры (глубина ширина В, длина L, поверхность
зеркала FB), масса (вес) Gn или объем V и осредненная по объ-
ему ванны продолжительность пребывания металла в жидком
состоянии тп. Очевидно, что

GB = твРус0^ш. (3 ’ 6)

где Fm — площадь поперечного сечения металла шва.

Откуда

т„ = -%— (3.6')

К перечисленным характеристикам следует еще прибавить
удельную поверхность ванны, отнесенную к массе (Fn/GB) или к
объему ванны (FJV), которая имеет большое значение при рас-
четах металлургических реакций в ванне, а также соотношение
основного и электродного металлов, оцениваемое долей основ-
ного 0 или электродного 1 —0 металла в шве (в ванне).

Как известно, длина ванны

= p2UI = p2q0. (3.7)

Эта формула получена из уравнений распространения теп-
лоты при сварке для точечного источника. Опыт показывает, что
коэффициент пропорциональности не является постоянной ве-
личиной, а зависит от мощности UI (табл. 3.7) и немного умень-
шается с увеличением диаметра электрода и скорости сварки
[33]. Зависимость р2 от режима сварки объясняется несовершен-
ством расчетных схем (особенно применительно к зоне плавле-
ния, п. 19).

Процесс сварки материала небольшой толщины со сквозным
проплавлением обычно описывают схемой линейного источника.
При этом
о

LB = Pi-~-< (3-7')

O2UCB

где 6 — толщина материала.
Вид сварки Сила сварочного тока. А Коэффициент ра. м м/кВт

Покрытыми электродами........................

Аргоно-дуговая плавящимися электродами . . .

Под флюсом...................................

То же........................................

Аргоно-дуговая неплавящимся электродом . . .

100—300

200—300

150—370

550—3000

500

3,2—5.5

2,4—3,2

2,6

2,85

Ширина и глубина ванны непрерывно изменяются по ее дли-
не (рис. 3.21). Различают головную и хвостовую части ванны. В
головной части ванны плавится основной металл и в нее посту-

Рис. 3.21. Схема сварочной ванны

пает расплавленный элек-
тродный металл;попереч-
ное сечение ванны увели-
чивается в направлении,
противоположном на-
правлению движения ис-
точника. Форма ванны
определяется формой
фронта плавления. В хво-
стовой части ванны ме-
талл охлаждается и за-

твердевает, поперечное
сечение ее уменьшается. Форма ванны в этой ее части опреде-
ляется формой фронта затвердевания.

В максимальном сечении — на стыке головной и хвостовой
частей, глубина и ширина ванны совпадают с глубиной и шири-
ной шва (зоны проплавления). Поэтому рассмотренные выше
зависимости для ширины шва определяют и максимальную ши-
рину ванны. Однако максимальная глубина ванны, если под ней
понимать толщину слоя жидкого металла, не совпадает с глу-
биной проплавления вследствие деформации зеркала ванны под
действием источника. Большое значение имеет толщина слоя
жидкого металла в районе пятна нагрева, влияющая на условия
передачи металлу теплоты источника.

На рис. 3.22 показано различие между глубиной проплавле-
ния h и толщиной жидкой прослойки 6Ж по данным работы
Г. Г. Чернышева и Л. М. Рыбачука для сварки в углекислом га-
зе [131]. В этой же работе приведены данные по влиянию на ши-
рину В и длину ванны поперечных колебаний при различных
ее пространственных положениях. Колебания позволяют умень-
шить различия в размерах ванны при разных ее положениях в
пространстве (рис. 3.23). При этом длина уменьшается, а шири-

Рис. 3.23. Длина £в и ширина
В ванны при сварке без попе-
речных колебаний электрода
(/) и с колебаниями (2) в за-

Рис. 3.22. Зависимость толщины жидкой
прослойки бж под дугой и глубина про-
плавления h от скорости сварки (/ =

= 140 А, t/д = 20 В)

Рис. 3.24. Длина LB и ширина В ванны в
зависимости от амплитуды колебаний
(сварка в потолочном положении; / =
= 140 A, U = 22 В, л — 100 кол/мин)

висимости от угла а наклона
ванны (/ = 140 A, U = 23 В,
иСи в 15 м/ч; амплитуда коле-
баний 6—8 мм, частота 100—
150 кол/мин)

на увеличивается с уве-
личением амплитуды ко-
лебаний Д, как это пока-
зано для сварки в пото-
лочном положении на
рис. 3.24.

Для приближенного
описания поверхности за-
твердевания сварочной
ванны Н. Н. Прохоров
[105] использует уравне-
ние фиктивного эллипсои-

да, полуоси и начало ко-
ординат которого выражают через параметры ванны и попра-
вочные множители, определяемые из соотношений реального
процесса и расчета по уравнениям Н. Н. Рыкалина. Исполь-
зованный Н. Н. Прохоровым прием возможен, если форма ре-
альной поверхности приближается к эллипсоиду. При наличии,
например, перегибов в сечении ванны (см. рис. 3.9) уравнение

эллипсоида применить нельзя.
Представление о поверхности дна ванны в зависимости от ре-
жима дуговой сварки некоторыми типами электродов и под флю-
сом можно получить из рис. 3.25. Эту поверхность определяли

путем снятия с кратера, об-
разовавшегося после резко-
го опрокидывания ванны,
коллодиевых реплик и их
планиметрирования.

* q м

Рис. 3.25. Зависимость поверхности дна кратера от мощности (а)
и скорости (б) сварки электродами ЦМ-7С (О), МЭЗ-04 (X)
целлюлозными (•) и под флюсом (А):

1 ~ ° св ” 5*9 м/ч; 2 ~ ссв " 9 “/ч*« Л ~ °св “ 2,*4 м/ч; * — Qo - 3000 Вт;
5 — Яо - 4500 Вт; 6 — - 5400 Вт; 7 — Яо - 6700 Вт; 8 — 4о - 8Я00 Вт

Результаты опытов можно представить эмпирическим урав-
нением

в котором коэффициенты зависят от применяемых электрода и
процесса.

Поверхность затвердевания представляет интерес при изуче-
нии процессов кристаллизации металла. С точки зрения метал-
лургических процессов интерес представляет поверхность зерка-
ла ванны.

Определенные трудности связаны с определением поверхно-
сти зеркала ванны, так как поверхность жидкого металла де-
формируется механическим воздействием источника и принимает
сложную форму, фиксация которой невозможна.

Поэтому для приближенной оценки площади зеркала ванны
ее приравнивают к площади проекции ванны в плане. Такой при-
ем вполне допустим при неглубоких ваннах (при поверхностных
источниках). Так, при сварке со сквозным проплавлением (на
весу) вольфрамовым электродом в аргоне стали Х18Н10Т тол-
146
шиной 2—6 мм поверхность ванны в плане, оцениваемая без-
размерным критерием

F
/74 = -^“ (3.8)

а2

н зависимости от критерия режима Л23 (п. 19), выражается кри
термальным уравнением [29]

lg/74 = 21g/723-0,86.

Откуда

F —0,02—-------ч—. (3.8'

12т’л

Отметим, что с физико-химической точки зрения не вся пло-
щадь зеркала равноценна. В гетерогенных реакциях между ме-

таллом и окружающей средой
сти, называемая активной, ве-
личина которой зависит от ме-
таллургических условий про-
цесса.

Масса ванны GB зависит от
мощности источника, условий
передачи теплоты источника
свариваемому металлу, тепло-
отвода, скорости плавления и
температуры электродного ме-
талла.

Экспериментально GB
обычно определяют путем рез-
кого опрокидывания ванны,
взвешивания выброшенного
металла и металлографиче-
ской оценки металла, оставше-

участвует лишь часть поверхно-

оставшегося слоя металла от тол-
щины б металла при опрокидыва-
нии ванны (/) и при ее отсасыва-
нии (2)

гося на дне ванны [33], и другими способами, например отсасы-
ванием жидкого металла (при сварке со сквозным проплавле-
нием), выдуванием металла струей газа и т. п. Во всех случаях
полная масса ванны складывается из массы металла G', уда-
ленной тем или иным способом, и массы металла G", остав-
шейся на стенках ванны:

GB = G' + G".

В зависимости от способа удаления и, понятно, жидкотеку-
чести ванны количество металла, оставшегося на стенках ванны,
различно.

При малых размерах ванны (и малой тепловой инерции), как
показывает опыт, способ опрокидывания приводит к большему
слою жидкого металла, оставшемуся на стенках (рис. 3.26), а
значит, и к большей величине G", что снижает точность метода,
Ю* 147
так как G" определяют весьма приближенно. В этом случае це-
лесообразнее использовать другие способы.

Опытные данные о массе ванны можно описать уравнениями
вида:

VCB
для наплавки или сварки материала большой толщины или

ОВ = Л2—
«Ч2В

для сварки со сквозным проплавлением материала толщиной б.

Показатель степени п во многих случаях можно принять рав-
ным двум [33, 129].

Перспективным способом расчета является использование
безразмерных критериев. Представим массу ванны в безразмер-
ном виде [34]:

G v2

П5 = —— (3.8")

и воспользуемся в качестве критерия режима выражением для
П2 (п. 19); критерий /73 в данном случае (для материала боль-
шой толщины) не является определяющим, так как толщина ма-
териала б не влияет существенно на процесс.

Уравнение связи между критериями /75 и П2 по опытным дан-
ным

lg/75 = 21g/72-l,03.

Откуда

п2

GB = 0,085 ——

Л пл св

Уравнение (3.8'") удовлетворительно описывает зависимость
массы ванны от режима 1 при сварке неплавящимся электродом
(рис. 3.27). При сварке плавящимся электродом масса ванны
зависит от проплавления основного металла и от расплавления
электродного металла. В этом случае в критерий целесооб-
разно ввести безразмерное отношение Fnp/Fu:

/7б=-^

pa2/iFH

(3-9)

Пользуясь критериями П6 и /72, были обработаны экспери-
ментальные данные, полученные при исследовании зависимости
размеров и массы ванны от режима сварки1 (рис. 3.28):

1 См. примечание на стр. 141.
1g/76 = 2,04 lg/72—1,807,

GB = 0,252 -KT6 q2'04uc°B- 04

^np

(3-9')

Разброс точек на графиках, показанных на рис. 3.27 и 3.28,
объясняется неточностями в определении массы ванны (и отча-
сти параметров режима) и возможно влиянием некоторых второ-
степенных неучитываемых факторов.

Выше рассмотрены характеристики сварочной ванны в уста-
новившемся состоянии. Но сварочная ванна в начале процесса

Рис. 3.27. Связь между безразмерными критериями /75 и TZ2:

1 —• сварочная ванна; 2 — вольфрамовый электрод

образуется не мгновенно, а в течение какого-то промежутка вре-
мени, называемого переходным периодом, в течение которого
размеры и масса ванны увеличиваются от нуля до некоторого
предельного значения, определяемого условиями подвода и от-
кода теплоты (процессом теплонасыщения).

По достижении этого предельного значения заканчивает-
ся переходный период и наступает установившееся квазистацио-
нариое (при движущейся ванне) или стационарное (при непод-
вижной ванне) состояние.

Схематизируя, можно представить, что в переходном периоде
скорость плавления основного металла практически постоянна.
Основанием для такого утверждения может служить тот факт,
что отсутствие прогрева металла впереди источника в начальной
стадии процесса компенсируется лучшими условиями передачи
теплоты (вследствие малой толщины слоя жидкого металла), а
увеличение жидкой прослойки (и ухудшение теплопередачи) в
течение процесса компенсируется прогревом металла перед ис-
точником. Электродный металл также поступает в ванну прак-

тически с постоянной скоростью
(за исключением первой капли).

Что же касается затвердева-
ния металла, которое при движу-
щейся ванне идет одновременно
с плавлением, то скорость его в
переходном периоде не остается
постоянной, а постепенно увели-
чивается с увеличением разме-
ров ванны за счет увеличения
теплоотводящей поверхности. В
результате этого рост ванны за-
медляется, а когда скорость за-
твердевания становится равной
скорости плавления, размеры
ванны стабилизируются.

Изменение массы ванны опре-
деляется разностью скоростей
плавления g и затвердевания ^кр:

Р ё £кр>

а мгновенное значение массы ванны в момент t

(>V= § (g—gKp)dt.

(3.10)

Примем, что изменение скорости затвердевания металла ван-
ны описывается экспоненциальной зависимостью, часто приме-
няемой для характеристики переходных процессов:

£кР = £(1— e-xf)-

(З.П)

Тогда в соответствии с выражением (3.10)

pV = G(/) = —(1— е-*). (3.12)

В квазистационарном состоянии (/—>оо)

pV« = GB = —.
X

(3.13)

То же самое происходит и при неподвижной ванне. Только в
этом случае металл ванны не затвердевает, а скорость плавле-
ния уменьшается в результате ухудшения условий теплопереда-
150
чи и увеличения теплоотвода с ростом ванны. Когда подвод и
отвод тепла уравновешиваются, размеры ванны получают по*
стоянное значение.

Кинетика роста неподвижной ванны показана на рис. 3.29
для плавления стали (кривые построены по экспериментальным
данным работы К. Ишизаки, К- Мураи и И. Канбе [156]) и на
рис. 3.30 для плавления свинца дугой, горящей в аргоне [154].

Отклонения объема ванны от экспоненциальной зависимости
в начале процесса (рис. 3.29), вероятно, объясняются неточно-

Рис. 3.29. Изменение объема и по
нерхности ванны со временем в пере

ходном периоде

Рис. 3.30. Зависимость кинетики плав-
ления свинца от силы тока

стью его определения по профилю сечения ванны. В данных,
приведенных на рис. 3.30 и полученных при резком переворачи-
вании ванны и взвешивании выплеска, подобного отклоне-
ния нет.

Из графиков (рис. 3.29) видно, что поверхность ванны стаби-
лизируется немного раньше объема, а скорость плавления элек-
1рода g9 и параметры капельного переноса металла устанавли-
ваются еще раньше. Тогда, очевидно, время переходного пери-
ода для физико-химических процессов в ванне будет определять-
ся прежде всего временем установления постоянного объема
ванны.

Температура сварочной ванны. Среднюю температуру ванны
при дуговой сварке измеряли калориметрированием путем оп-
рокидывания ванны в калориметр или выливания жидкого ме-
талла через отверстие, просверленное в пластине на глубину
проплавления. Проводили также измерения температуры в от-
дельных точках ванны с помощью термопар, которые дали не-
которое представление о распределении температуры в ванне.
К сожалению, проведено небольшое число исследований темпе-
ратуры ванны. Обзор их дан в работе И. К. Походни [103]. Здесь
будет дана общая оценка этих исследований.
Превышение средней тем-
пературы ванны над точкой
плавления по данным калори-
метрирования (табл. 3 8) со-
ставляет 100—300 К для стали
и 340—580 К для алюминия.
Температуру алюминиевой
ванны измеряли с помощью
термопар.

Наибольшая температура
была в головной части ванны,
вблизи поверхности (под ду-
гой) ; в хвостовой части тем-
пература относительно плавно
снижалась. Рассчитать величи-
ну перегрева ванны пока не
удается из-за сложности явле-
ний, происходящих в ванне.

Теплота дуги, затрачивае-
мая на плавление основного
металла, передается ему дугой
в головной части ванны через
жидкий металл и способству-
ет его перегреву и непосред-
ственно через очень тонкий
слой жидкого металла на пе-
редней кромке или прямо под
дугой. Чем большая доля теп-
лоты передается через слой
жидкого металла (и чем боль-
ше толщина слоя), тем боль-
шим будет перегрев ванны.
Определить эту долю и ее за-
висимость от режима невоз-
можно. Можно лишь предпо-
ложить, что с увеличением си-
лы тока, когда возрастает ме-
ханическое воздействие дуги
и жидкий металл в значитель-
ной степени оттесняется из-под
дуги, перегрев ванны должен
уменьшаться. Противополож-
ное воздействие оказывает уд-
линение дуги. С увеличением
скорости перегрев должен
уменьшаться, если углубляет-
ся дуга и становится тоньше
прослойка жидкого металла.
Сказанное относится к головной части ваны, но надо учитывать
и ее хвостовую часть, температура которой зависит от нагрева
металла в головной части, от интенсивности конвекции в ванне
и условий теплоотвода.

Средняя температура ванны будет определяться температу-
рой ее обеих частей и их относительными размерами. Послед-
ние зависят от режима. С увеличением силы тока размеры ван-
ны увеличиваются главным образом за счет развития хвостовой
части; головная же часть изменяется мало (рис. 3.31,а). С уве-

Усб =40"1ч

1=950 А,

1 = 750А,
VC6 =12м/ч

1=760А,
усб=75,5м/ч

Рис. 3.31. Зависимость формы сварочной ванны от режима сварки

личснием скорости сварки длина ванны не изменяется или из-
меняется незначительно и относительный вклад головной и хво-
стовой частей в общую энтальпию ванны остается постоянным
(рис. 3.31,6). Исходя из этого с увеличением силы тока и скоро-
сти сварки можно ожидать понижения средней температуры
ванны, полагая, что при малой скорости (и благоприятных усло-
виях для натекания металла под дугу) будет большим перегрев
головной части ванны. К сожалению, имеющиеся эксперимен-
тальные данные не позволяют прийти к определенному мнению
о влиянии режима на среднюю температуру ванны.

И. И. Фрумин и И. К. Походня, исследуя ванну под флюсом,
не обнаружили закономерной зависимости температуры ванны
от режима [108]. Но в их опытах в калориметр вместе с метал-
лом попадал и шлак, и искусственное разделение выделившейся
в калориметр теплоты на энтальпию металла и шлака неизбеж-
но приводило к неточностям, которые могли исказить истинную
картину влияния режима. Ошибку могла также внести поправ-
ка на оставшуюся (невылившуюся) в калориметре часть метал-

Рис. 3.32. Зависимость энтальпии и тем-
пературы сварочной ванны от режима:
а — сварка стали, б — сварка алюминия;
------------плавящийся электрод (U —
— 34 В), — — — неплавящийся электрод
(U - 42 В)

ла, температура которой
принималась равной Тпл.

Эта температура, веро-
ятно, была занижена.

К. Андо и К. Нишигу-
чи [147], определяя эн-
тальпию металла при ар-
гоно-дуговой сварке низ-
коуглеродистой стали и
алюминия, нашли зависи-
мость температуры ван-
ны от режима (рис. 3.32),
которая в общем соответ-
ствует высказанным вы-
ше соображениям о воз-
можном влиянии силы то-
ка и скорости сварки на
температуру металла. Од-
нако они пренебрегли ос-
тавшейся частью метал-

ла, что при большой ско-
рости сварки могло по-
влиять на конечные ре-
зультаты. Описываемый
вопрос требует дальней-
шего изучения.

Температурные условия в ванне регулируют различными спо-
собами. Для понижения температуры ванны применяют метал-
лические присадки, вводимые в хвостовую ее часть, а также
обычную присадочную проволоку (при сварке неплавящимся
электродом).

Если понижение температуры ванны не диктуется металлур-
гическими или технологическими соображениями, то можно зна-
чительно повысить производительность сварки, применяя спе-
циальный подогрев присадочной проволоки.

Гидродинамическая обстановка в сварочной ванне. Тепло-
и массоперенос в сварочной ванне зависят от направления и ин-
тенсивности конвективных токов в ней, которые влияют на фор-

му ванны и другие ее характеристики, а также на протекание
в ней химических реакций.

Несмотря на важную роль конвекции в ванне, она практи-
чески не изучена, что объясняется сложностью протекающих в
ней явлений и трудностями в проведении экспериментов для их
изучения. В этом направлении сделаны лишь первые шаги.

Подробное и глубокое изучение тепло- и массопереноса в сва-
рочной ванне, определяемого гидродинамической обстановкой в
ней, является важной задачей теории сварочных процессов.

Рис. 3.33. Схема конвек-
тивных потоков в ванне,
вызванных разностью ко-
эффициентов поверхност-
ного натяжения (а) и
электромагнитной силы
(б) [156]

Конвекция в ванне при дуговой сварке является главным об-
разом результатом механического воздействия дугового потока
(газодинамической силы) и объемной электромагнитной силы
(силы Лоренца), возникающей вследствие расширения линий
тока в жидком металле.

К. Ишизаки, имитируя тепловое действие сварочного источ-

ника путем плавления парафина

вателем, обнаружил интен-
сивные потоки, направлен-
ные на поверхность ванны
от источника, а в ее глуби-
не,— к источнику (рис. 3.33,
а), и объяснил их разницей
значений коэффициента по-
верхностного натяжения на
участках с различной темпе-
ратурой (хотя в этом случае
вряд ли можно исключить
естественную конвекцию)
[156]. Действию поверхност-
ного натяжения К- Ишиза-
ки приписывает и конвек-
тивные потоки в сварочной
ванне и в капле (рис. 3.34),

остроконечным электронагре-

Рис. 3.34. Схема конвективных пото-

ков в
чения

капле на торце электрода (зна-
а и б те же, что и на рис. 3.33)

считая,

что такой вид конвекции

обеспечивает образование формы зоны проплавления, подобной
той, которая показана на рис. 3.31, а. Впрочем он не отрицает
и роли электромагнитной силы (рис. 3.33, б и 3.34, б).

Скорость конвективных потоков в ванне — большая. Так, на-
блюдая с помощью скоростной киносъемки за перемещением ка-
пель меди на поверхности ванны при аргоно-дуговой сварке ста-
ли неплавящимся электродом, Н. Н. Рыкалин и А. И. Бекетов
нашли, что в головной части ванны частицы меди движутся со
скоростью 15—20 см/с, а в хвостовой — со скоростью, которая
на порядок меньше.
Н. Мори и Ю. Хории, исследуя потоки в ванне при сварке
под флюсом с помощью присадки кусочков радиоактивного зо-
лота Ан198 (диаметром 0,5 мм, длиной 1,5 мм) в различные точ-
ки ванны, установили следующее [162].

Вблизи дна больших ванн потоки направлены к хвостовой ча-
сти, а вверху, вблизи поверхности — к головной ее части (рис.
3.35,а). Скорость донного потока по оценкам указанных авторов

Рис. 3.35. Схема потоков в ванне большого (а) и небольшого (б)
объемов

зависит от силы тока и примерно в 10—20 раз больше скорости
сварки (табл. 3.9).

Таблица 3.9

Режим сварки vCB. м/ч Скорость донного потока, м/ч
/. Л и. в
1350 45 12 180—360
1000 38 12 90—126

В ваннах малого объема (при сварке с большой скоростью)
наблюдается значительная турбулентность, и при макроскопи-
ческом рассмотрении гидродинамики ванны вся масса металла
движется в направлении к хвостовой части, образуя возможно
слабый противоток (или завихрения) в средней части ванны
(рис. 3.35,6). Представление об исследованных ваннах дает
табл. 3.10.

Р. Вудс и Д. Мильнер, наблюдая движение частичек окислов
на поверхности сварочной ванны, а также в опытах с прохож-
дением тока через ртуть, пришли к следующему заключению
[173]. Во-первых, на поверхности ванны есть два основных вида
движения: двойное и круговое вращение; причем на наружной
(верхней) и нижней поверхностях в одно и то же время могут
существовать разные виды движения, даже при весьма неболь-
шой толщине металла (~ 2 мм).

Во-вторых, характер движения зависит от силы тока и рас-
положения ванны относительно токоподвода; так, при переме-
щении ванны по медной полосе с перпендикулярным токоподво-
156
Режим сварки Характеристика ванны
/. А и, в "св’ м 4 гш. СМ’ V, см3 Ьв, см *В' с
1350 45 12 6,5 32,1 16,6 15,1
18 5,1 21,9 17,5 8,6
24 2.7 12,4 И,5 4,9
1000 45 12 3,3 Н,1 10,8 10,3
38 3,6 11,8 10,5 10
800 45 12 2.2 5,5 8,3 7,6
38 2,3 о,8 8,2 7,6
1000 33 60 0,93 3,14 — 2,0
120 0,72 2,37 —— 1.4

дом (точнее, токоотводом) в точке А вращение металла по ча-
совой стрелке (наблюдаемое с обратной стороны ванны) заме-
няется за точкой А вращением металла против часовой стрелки
(рис. 3.36).

Опыты со ртутью, помещенной в керамическом тигле, пока-
зывают, что поток при горизонтально и соосно расположенных
электродах в ванне направлен в сторону от заостренного элек-
трода к плоскому; если один электрод расположен перпендику-
лярно к поверхности ртути, а другой — горизонтально к ней, то
характер движения зависит от направления тока в горизонталь-
ном токоподводе (рис. 3.37). Если в положении токоподвода АБ
наблюдается вращение ванны по часовой стрелке, то в положе-
нии АВ вместо ее вращения наблюдается турбулентное хаоти-
ческое движение, которое переходит во вращение против часовой
стрелки в положении АГ. Вращение наблюдается при наклоне
тонкого электрода под некоторым углом к поверхности ртути.
Интенсивность движения металла при этом увеличивается с
уменьшением диаметра электрода.

Все эти факты поддаются объяснению, исходя из представ-
лений о Лоренцовой силе, как о главной причине движения ме-
талла в ванне. Электромагнитная сила возникает при изменении
сечения проводника, направлена в сторону большего сечения и
зависит от плотности тока (п. 12). В асимметричном жидком

проводнике такое же направление должен иметь и поток жид-
кости. Но при нарушении симметрии плотность тока распреде-

ляется неравномерно и возможно за-
кручивание потока, переходящее во
вращение.

В-третьих, скорость движения
частиц на поверхности ртутной ван-
ны (в средней части основного по-

Рис. 3.37. Влияние
направления токопод-
вода на схему движе-
ния частиц на поверх-
ности ртутной ванны

НапраблЕние перемещения
дуги (баннь!)

Рис. 3.36. Влияние положения ван-
ны относительно места токоподво-
да на схему движения частиц на
поверхности сварочной ваниы

тока) пропорциональна квадрату силы тока (рис. 3.38), что под-
тверждает основную роль электромагнитной силы в возникнове-
нии потоков в сварочной ванне.

Зависимость скорости потока
поверхности ртутной ванны от
квадрата силы тока

Рис. 3.38.
частиц на

Доля основного и
электродного металлов в
ванне и шве. Сварочная
ванна образуется смеши-
ванием расплавленных
основного и присадочного
металлов.

Конвективные потоки
в ванне способствуют хо-
рошему их перемешива-
нию и получению одно-
родного металла шва, да-
же если составы основ-
ного и электродного ме-
таллов различны. Отно-
сительные же количества

их в ванне определяют соотношением скоростей процессов плав-
ления основного металла gQ и наплавки электродного или
соотношением площадей наплавки и проплавления (рис. 3.39).
Доля основного металла в ванне или в шве с учетом выраже-
ния (3.1)

0 = —— =----------—— , (3.14)

Ро^пр 4" Рн^н

где ро и рн — плотность основного и наплавленного металлов.
Если ро ~ рн» 1°

Рис. 3.39. Доли расплавленного основного и электродного метал-
лов в шве (схема)

Представим 0 в функции параметров режима. Согласно вы-
ражению (3.3),

_ 1J»1 *7эф д

° рА/7 Оси исв

Исходя из определения коэффициента наплавки,

Sh 1=3 •

Таким образом,
е=---------------------------——

I . Рн цн^св
ро

(3.15)

Доля электродного металла в шве, очевидно, равна (1—0).

Из выражения (3.15) следует, что для уменьшения 0 нужно
увеличить ан и t»CB и уменьшить qQ$.

Следовательно, доля 0 основного металла в шве зависит от
режима сварки (UI), от условий теплопередачи (т)и, т1^ф)» от

теплофизических свойств металла (Л, Tj't) и от характеристик
электрода (ан и др.). Кроме того, большое значение имеет кон-
струкция соединения, определяющая режим сварки.

Значения 0, встречающиеся в практике по данным В. Н. Зем-
зина [401 и других авторов, приведены в табл. 3.11.

Регулирование величины 0 — важная задача технолога-свар-
щика. Оптимальная величина Ь зависит от конструкции соеди-
нения и предъявляемых к нему требований. Так, при сварке
встык без скоса кромок или при сварке угловых швов с глубо-
159
Вид соединения Сталь Сварка и наплавка
покрытыми электродами под флюсом электро- шлаковая при наплавке ленточным электродом
Наплавка Перлитная 0,15—0,40 0,2о— 0,50 0,08—0,20
валиков Аустенитная 0,25-0,50 0.35—0,50 0,15—0,25
Стык без разделки кромок Перлитная Аустенитная 0,3—0,5 0,35—0,55 0,2—0,4 0,3—0,5 1
Стык с разделкой кромок (однослой- ные швы) Перлитная Аустенитная 0,2—0,4 0,3—0,5 0,25—0,50 0,4—0,6
Корневые Перлитная 0.25—0,50 0,35—0,60 • ” “-
швы стыко- вых много- слойных соединений Аустенитная 0,35—0,50 0,4—0,7 •

ким проплавлением для образования соединения необходимо
расплавить сравнительно большое количество основного метал-
ла. Так, при сварке встык без присадочного металла неплавя-
щимся (например, вольфрамовым) электродом шов образуется
целиком из основного металла (6 = 1). В то время как при свар-
ке с разделкой кромок, например при наплавочных и т. п. рабо-
тах, достаточно небольшого оплавления кромок (для исключе-
ния возможности непровара).

Величину 0 можно регулировать изменением соотношения
скоростей плавления электродного и основного металлов.

Для уменьшения 0 можно применить колебательные движе-
ния электрода, позволяющие рассредоточить нагрев и умень-
шить проплавление свариваемого металла. Аналогично действу-
ет непрерывное перемещение дуги по торцу электрода при свар-
ке ленточным электродом (п. 16), В этом случае происходит рас-
средоточение не только теплового потока, но и механического
воздействия дуги на ванну, что ослабляет оттеснение металла
из-под дуги и дополнительно уменьшает проплавление. В ре-
зультате доля основного металла в шве с увеличением плотно-
сти тока от 15-106 до 45-10е А/м2 у круглого электрода увеличи-
вается от 40 до 60%, а у ленточного — от 30 до 15% [66].
ГЛАВА 4

НАГРЕВ И ПЛАВЛЕНИЕ СВАРОЧНЫХ МАТЕРИАЛОВ
(ПОКРЫТИЙ, ФЛЮСОВ)

При дуговой сварке (за исключением сварки в защитных га-
зах и самозащитной проволокой) одновременно с металлом пла-
вятся сварочные материалы: покрытия, флюсы, применяемые
для изоляции расплавленного металла от воздуха и для его ме-
таллургической обработки.

При электрошлаковой сварке плавление флюса предшеству-
ет плавлению металла, так как шлаковая ванна является не
только средством защиты, но и источником теплоты.

Рассмотрим некоторые особенности нагрева и плавления сва-
рочных материалов, оказывающие влияние на процесс сварки.

21. НАГРЕВ И ПЛАВЛЕНИЕ ЭЛЕКТРОДНОГО ПОКРЫТИЯ
И СЕРДЕЧНИКА ПОРОШКОВОЙ ПРОВОЛОКИ

Электродное покрытие представляет собой тесную смесь мел-
коиз-мельченных материалов с различными физическими и хими-
ческими свойствами. Нагрев и плавление такой смеси сопрово-
ждается различными процессами (разложением непрочных сое-
динений, взаимодействием между компонентами, испарением
влаги, сублимацией летучих материалов и т. п.). Плавление ком-
понентов покрытия происходит не одновременно, а начинается
с более легкоплавких и сопровождается растворением компонен-
тов с более высокой температурой плавления в образующейся
жидкости. Легкоплавким компонентом в большинстве покрытий
является силикат натрия, применяемый в качестве связующего.
В электродном производстве обычно используют жидкое стекло
с модулем 2,8—3,0, содержащее 73—75% SiO2, что совпадает
с эвтектическим составом системы Na2O — SiO2 (SiO2 73,9%).
Таким образом, при температуре около 800°С должно было бы
начаться плавление силиката и растворение в жидкой фазе дру-
гих более тугоплавких компонентов. В действительности, дело
обстоит сложнее, так как силикат натрия, видимо, уже в твердой
фазе взаимодействует с другими компонентами, образуя соеди-
нения с более высокой температурой плавления. Об этом свиде-
тельствует, например, тот факт, что увеличение жидкого стекла
в покрытии УОНИ-13/45 от 30 до 80% (от массы сухой шихты)
11 Заказ 1141 цд
не повлияло на тугоплавкость покрытия. Поэтому плавление по-
крытия начинается обычно с более высокой температуры.

Плавкость (условная температура плавления) разных по-
крытий, определенная с помощью конусов Зегера и другими спо-
собами, находится в пределах 800—1400°С (чаще всего 1000—
1200°С). Это ниже температуры плавления металлических при-
садок и некоторых других тугоплавких компонентов, например
СаО, которые вследствие кратковременности процесса или не-
большой растворимости находятся в шлаковом расплаве частич-
но в твердом состоянии. Поэтому

Рис. 4.1. Температурная
функция вязкости сварочных
шлаков

сварочные шлаки характеризуются
большой степенью гетерогенности.

Некоторыми исследователями
была определена температурная за-
висимость вязкости сварочных шла-
ков, собранных со шва, от вязкости
шлаков, вновь расплавленных в
вискозиметре. Однако при выдерж-
ке шлака в вискозиметре гетероген-
ность его должна значительно
уменьшиться. Поэтому результаты
определения вязкости относятся не
к реальному сварочному шлаку (и
тем более не к покрытию), а к более
однородному шлаку и, возможно,
к шлаку с изменившимся химиче-
ским составом.

Опыты показали, что большинство сварочных шлаков относит-
ся к так называемым коротким, у которых резко выражены пе-
реломы на кривых логарифм вязкости — обратная температу-
ра (рис. 4.1), что свидетельствует о развитии в них процессов
кристаллизации. Попытки установить какую-либо связь между
видом кривых вязкости шлака и технологическими свойствами
электродов, например пригодностью их для сварки в потолочном
положении, не увенчались успехом.

Состав покрытия при нагреве и плавления (при превраще-
нии в шлак) изменяется: удаляются летучие продукты диссо
циации соединений (например, СО2) и пиролиза органических
материалов, испаряется и разлагается влага, частично окисля-
ются металлические присадки и т. д.

Химические реакции, протекающие при нагреве в покрытии,
рассмотрены ниже (гл. 7).

Остановимся в основном на тепловых и физических аспектах
плавления покрытия и их влиянии на характеристики электрода.

Толщина слоя и относительная масса покрытия. Толщина
слоя покрытия 6 и его относительная масса оказывают большое
влияние на металлургические и технологические характеристики
электрода (в том числе на характеристики плавления).
Под относительной массой (коэффициентом массы) покрытия
kn понимают отношение массы покрытия к массе электродного
стержня на длине покрытой его части.

Запишем связь между 6 и kn:

л ^2Рст

где d — диаметр электрода (электродного стержня); pD и рст—
соответственно плотности покрытия и стержня.

Для определения kn путем взвешивания и измерения электро-
да (без снятия покрытия) можно использовать выражение

X, _

кп , »

У^пок

где Мэ — масса электрода (с покрытием); у — масса единицы
длины электродного стержня; /эл и /110к — соответственно полная
длина электрода и его покрытой части.

Затраты теплоты на нагрев и плавление покрытия. Прибли-
женный расчет, выполненный для однокомпонентного покрытия,
показывает, что затраты теплоты на нагрев и плавление покры-
тия составляют примерно 2000 Дж/г (~ 500 кал/г) [33]. В ре-
альных покрытиях, представляющих сложные смеси из разно-
образных веществ, происходят процессы, тепловые эффекты ко-
торых не учтены в расчете (разложение соединений и органи-
ческих материалов, взаимодействие компонентов друг с другом
и с металлическими присадками и т. д.). Но, по всей вероятно-
сти, они в какой-то степени компенсируют друг друга.

Затраты теплоты на нагрев и плавление покрытия восполня-
ются за счет теплоты, выделяемой током в стержне электрода;
теплоты капель расплавленного металла, контактирующих с по-
крытием; энергии столба дуги и газового потока; и теплового
эффекта экзотермических реакций, протекающих при плавлении
электрода.

Прежде всего покрытие нагревается теплотой, выделяемой
током в стержне электрода. Опыт показал, что при обычном ре-
жиме сварки температура на поверхности покрытия, вблизи оп-
лавляемого торца, достигает 600°С и более. А при большой плот-
ности тока температура покрытия возрастает, что может приве-
сти к нежелательным последствиям. Именно это обстоятельство
ограничивает применение тока больших плотностей при сварке
покрытыми электродами, особенно при использовании покрытий,
содержащих органические материалы, которые разлагаются при
нагреве.

Капли расплавленного металла также нагревают покрытие.
Роль этого фактора зависит от условий контакта капель с по-
крытием и возрастает с увеличением длины втулки из нерас-
плавленного покрытия, образующейся на конце электрода. Это
подтверждается уменьшением скорости плавления электрода с
увеличением толщины покрытия.

Определим возможный вклад теплового эффекта химических
реакций между компонентами покрытия в нагрев и плавление
электрода. Рассмотрим крайний случай: покрытие содержит так
называемую термитную смесь (смесь окисла железа с порошком
алюминия, взятых в стехиометрическом соотношении).

Для реакции

3Fe3O4 + 8А1 -> 4 А12О3 + 9Fe;

Л//298 = —3330-103 Дж.

Сумма молекулярных масс исходных веществ
3 • 231,5 + 8 • 26,97 = 694,5 + 215,8 = 909,32.

Тепловой эффект на 1 г термитной смеси

103 =3,66- 103 Дж/г.

909,3

Таким образом, при плавлении электрода, содержащего х%
термитной смеси в покрытии за счет теплового эффекта реакции,
получим

<7хИИ = ^п^г-3,66-103 Вт

или

Ор/
3600 ’

= 1,02арМп — Вт.

и“ ₽ 100

В электродном покрытии, состоящем из 61 % гематита, 26% At,
13% силиката натрия, термитная смесь составляет

61 + ЛИ 61 =79,9%.

694,5

При плавлении электрода с таким покрытием (/ = 200 А,
ар~ 12г/(А-ч), U = 28 В)

«хкм = 1.02 -12- 200 - 0,799*п =1,9-103Лп Вт и qu = 200• 28 = 5600 Вт.

Тепловой эффект реакции алюмотермического восстановле-
ния железа в долях от полной мощности дуги составит

&п 0,1 0,2 0,3 0,5
Qxhm> Вт 190 380 570 950
<7хим/*7(ь % ....... 3.4 6,8 10,2 17,0
Если бы вся теплота химической реакции расходовалась на
расплавление и перегрев электродного металла, то это могло бы
дополнительно дать

<7хим *7 хим

ДНК 1700

г/с,

т. е. примерно 0,11—0,55 г/с при увеличении kn от 0,1 до 0,5.

При исходном (ka — 0,1) значении ар = 12 г/(А-ч) и kn = 0,5
получим

а*п“°-5 = 12 +

3600

200

0,44 = 12 + 7,9~20 г/(А-ч).

Однако опыт показывает незначительное увеличение <хр [все-
го на 1,6 г/(А«ч)] в случае обратной полярности и практическое
постоянство ар в случае прямой полярности (табл. 4.1).

Таблица 4.1

Относительная масса Характеристика плавления электрода
покрытия Лп„ % ар. г/(А-ч) ан. г/(А-ч) Ф. %

Обратная полярность

7,2—7,6
7,35

15,5—16,3
15,8

33.1—38,1
36,3

41,9—46,8
43,6

11,7—11,9
”11,8

12,1—12,1

12,1

12,8—13,3

13,1

12,4—14,0

13,4

10,0—10,1

10,0

10,6г—И ,2
10,8

13,7—14,4
14,0

13,2—15,9

14,8

13,6—15,6

7,3—12,2

10,1

(—8,5)—(—5)

(-6,5)

(—13,3)—(—4,6)

(—5,7)

6,6—6,9
6,8

14,9—15,3
15,1

30,0—33,1
32

39,6—40,9
40,4

Прямая

14,0—15,3

14,9

13,8—14,0

13,9

13,2—16,0

14,6

12,9—15,1

13,8

лярностъ

11,2—13,0
12,3

11,6-12,6
П.2

13,3—16.1
14,9

13,1—15,1
14,2

14,9—19,6

16,6

9,6—15,8

12,0

(-10)-(+4,5)
(-3,3)

(-7,2)-0
(—2.9)
В то же время наблюдается заметное снижение потерь ме-
талла, величина которых, несмотря на значительное разбрызги-
вание, имеет отрицательное значение при kn > 0,3, что свидетель-
ствует об интенсивном протекании реакции восстановления же-
леза алюминием.

Небольшое влияние теплового эффекта реакции на скорость
плавления электрода означает, что лишь небольшая часть теп-
лоты реакции передается твердому металлу стержня, немного
ускоряя его плавление. В основном же она, видимо, идет на пе-
регрев покрытия и капель электродного металла.

Рассмотренный случай относится к покрытию, составленному
из термитной смеси. В реальных покрытиях тепловые эффекты
реакций и величина <7ХИм/<7о будут намного меньше и вряд ли

Рис. 4.2. Зависимость коэф-
фициента Up от состава
двухкомпонентного (мел —
каолин) покрытия и ka (пря-
мая полярность)

смогут оказать заметное влияние на скорость плавления элек-
трода. Поэтому встречающиеся в литературе ссылки на экзо-
термические реакции, являющиеся, якобы, причиной высокой
скорости плавления электрода, нельзя признать обоснованными.
Нельзя согласиться и с Г. Беккером и Р. Ригером [149], которые
вслед за Ж. Тер-Бергом и А. Ларигалди, па основании калори-
метрирования процесса плавления электрода, сделали вывод о
наличии тепловых эффектов, составляющих до 10% от общего
баланса теплоты. Дело в том, что теплоту реакций определяли
по разности между теплотой дуги и теплотой, полученной в кало-
риметре (определение не точно), а в приходной части не учиты-
вали подогрева металла джоулевой теплотой.

Влияние толщины покрытия на скорость плавления электро-
да. Ранее было отмечено (п. 9), что тонкий слой покрытия зна-
чительно изменяет скорость плавления электрода (пр) при свар-
ке на прямой полярности за счет влияния покрытия на процес-
сы в катодной области. На рис. 4.2 показано, что с увеличением
толщины покрытия влияние состава на скорость плавления элек-
трода уменьшается. В опыте использовано покрытие, составлен-
ное из мела и каолина, т. е. из компонентов, которые резко от-
личаются по действию на процесс плавления электрода. В то же
время для покрытий одного состава ар изменяется с изменением
его толщины.

На обратной полярности во всех случаях аР уменьшается с
увеличением толщины покрытия (рис. 4.3, а). Такой ход кривой,
видимо, объясняется увеличением теплоотвода в покрытие,
вследствие чего снижается подогрев стержня и увеличивается
отдача теплоты капель покрытию. Этому способствует увеличе-
ние поверхности контакта капли с покрытием из-за удлинения
втулки из нерасплавившегося покрытия на конце электрода.
Аналогичные явления наблюдаются и на прямой полярности, но
здесь зависимость ар от Ап имеет сложный характер (рис. 4.3,6),
что можно, очевидно, объяснить влиянием процессов в прика-
тодной области. Экспериментальные данные по влиянию толщи-

Рис. 4.3. Зависимость ар от kn при сварке на прямой (а) и обрат-
ной (б) полярности:

/ — руднокислое н 2 — фторнсто-калъциевое покрытие

ны и состава покрытия на ар приведены в книге «Кинетика ме-
таллургических процессов дуговой сварки» [33].

Различный ход кривых ар (kn) для руднокислого и фтори-
стокальциевого покрытий можно лишь объяснить некоторой ана-
логией с кривыми для покрытий, состоящих из 100% мела и
100% каолина (рис. 4.2).

Образование и роль втулки из покрытия на торце электрода.
Плавление электрода происходит (п. 7) главным образом за счет
энергии, выделяемой в приэлектродной области дуги.

Полагая, что тепловой поток, направленный на элек-
трод, распределен по его торцу равномерно, изотермы
в металлической части электрода можно представить в виде
горизонтальных прямых. Нагрев электрода проходящим
током лишь немного сдвигает их в глубь стержня. Однако при
переходе в покрытие изотермы резко изменяют направление
из-за значительно меньшей температуропроводности покрытия
(рис. 4.4). Поэтому, если ТПл— температура плавления метал-
ла стержня, а Т\—температура плавления покрытия, то не-
смотря на то, что Тпл > Л, в некоторой части покрытия изо-
167
терма Г1 расположится ниже изотермы Гпл, т. е. на электроде
образуется кольцевой выступ из нерасплавившегося покрытия,
называемый втулкой или трубкой длиной /, которая, очевидно,
тем больше, чем больше толщина покрытия б.

Принятое на рис. 4.4 изображение изотерм плавления покры-
тия прямыми линиями соответствует действительной их форме,

концов электродов диамет-

как это видно на рентгенограммах
ром 5 мм (рис. 4.5).

Рис. 4 4. Схема образования
втулки из покрытия на кон-
це электрода (а) при раз-
личной тугоплавкости по-
крытия (Т1 > Г2) и при раз-
ной толщине покрытия (б)

Втулка оказывает влияние на технологические свойства по-
крытых электродов.

Втулка улучшает защиту капель металла на электроде от
контакта с воздухом, а также увеличивает проплавляющее дей-
ствие электрода, так как с увеличением втулки возрастают дли-
на дуги и ее мощность (вследствие увеличения напряжения).
Большая длина втулки является одним из признаков, характе-
ризующих электроды, которые предназначены для сварки с глу-
боким проплавлением. Такие электроды при сварке опираются
покрытием на поверхность свариваемого металла, что облегчает
поддержание постоянной длины дуги.

Рис. 4.5. Рентгенограммы
концов электродов
(огарков)

Электроды с большой втулкой чувствительны к неконцен-
тричности покрытия. Разностенность покрытия в этом случае
приводит к образованию большого выступа (козырька) с той
стороны, где покрытие толще, что затрудняет процесс сварки.
Разностенность покрытия, вызывающая образование козырька
при сварке, является основной статьей брака электродов.

Рассмотрим факторы, влияющие на образование втулки.
Положение изотермы плавления в покрытии электрода зави-
сит от теплофизических свойств покрытия, характеризующих его
тугоплавкость (температуры плавления, температуропроводно-
сти). С уменьшением тугоплавкости покрытия изотерма плавле-
ния расположится под большим углом к оси стержня и дальше
от него, при том длина втулки I для покрытия данной толщи-
ны б меньше, чем в случае более тугоплавкого покрытия (срав-
ните изотермы Т{ и Т2, показанные на рис. 4.4, а. То же самое
наблюдается с уменьшением толщины покрытия (при одинако-
вой тугоплавкости, рис. 4.4, б). Это подтверждается при сравне-
нии электродов с экспериментальными покрытиями из одного
мрамора (А) и мрамора с плавиковым шпатом (Б), взятых в от-
ношении 1 : 1 (рис. 4.6). Слой покрытия, наносимый на стержень
из проволоки Св-08 диаметром 5 мм, был разной толщины. Ту-
гоплавкость покрытий была оценена по просьбе автора настоя-
щей книги В. В. Подгаецким и В. Ю. Малютой экспрессным ме-
тодом по оплавлению небольшой навески, помещенной на пла-

Рис. 4.6. Зависимость длины втулки
от толщины и тугоплавкости покры-
тия

тиновую ленту, нагреваемую
током. Покрытие Б оплавля-
лось при температуре ленты

Рис. 4.7. Связь между длиной втулки
и толщиной покрытия

850° С, а покрытие А не расплавилось и при температуре ленты
1600°С

Зависимость длины втулки от толщины покрытия описыва-
ется уравнением

/ = А6—6 = А(б —60), (4.1)

где А—тангенс угла наклона прямой, характеризует тугоплав-
кость покрытий;
do — соответствует толщине покрытия, при которой втулка
еще не образовалась (/ = 0, рис. 4.7);

б0=4- <4-2>

Разброс точек на рис. 4.5 при большой тугоплавкости и тол-
щине покрытия (покрытие Л) объясняется нестабильностью
плавления электрода и трудностью концентричного нанесения
покрытия в этом случае.

Следовательно, длина втулки будет тем больше, чем больше
тугоплавкость и толщина покрытия.

Некоторые особенности плавления сердечника порошковой
проволоки. Сердечник порошковой проволоки выполняет те же
функции, что и электродное покрытие. Для его характеристики
целесообразно использовать понятие относительно]! массы kn
•сердечника, определяемое (как и у электродов) отношением мас-
сы шихты к массе металлической ленты-оболочки.

Однако в специальной литературе и технологических инст-
рукциях обычно дают коэффициент заполнения k3, представля-
ющий собой отношение массы шихты к массе всей проволоки.
Поскольку этот коэффициент неудобно использовать для метал-
лургических расчетов, установим связь между коэффициентами
kn и k3. Если Л4щ и Моб — соответственно масса шихты и оболоч-
ки порошковой проволоки, то

М(Ц

Моб

Мц]

Моб

(4.3)

В отличие от электродного покрытия сердечник порошковой
проволоки расположен не снаружи, а внутри металлической обо-
лочки. Это вносит существенные изменения в условия передачи
теплоты сердечнику и уменьшает тепловой поток на него.

Скоростная киносъемка показывает, что капли, образующие-
ся па металлической оболочке (периодически на отдельных ее
участках), в меньшей степени контактируют с сердечником, чем
это имеет место у покрытых электродов, а значит, и меньше
теплоты передают сердечнику. Так же обстоит дело и в отноше-
нии теплообмена сердечника со столбом дуги вследствие его
(столба дуги) одностороннего расположения (рис. 4.8). Меньший
тепловой поток на сердечник приводит к тому, что он может

Рис. 4.8. Условия теплооб-
мена сердечника порошко-
вой проволоки (а) и элек-
тродного покрытия (б) с
каплями и столбом дуги

выступать из оболочки и даже касаться ванны жидкого ме-
талла. Это создает металлургические и технологические не-
удобства.

22. ПЛАВЛЕНИЕ ФЛЮСА

При сварке под флюсом нет жесткой связи между количест-
вами расплавленного металла и флюса. Если у электродов и по-
рошковой проволоки эта связь задается при их изготовлении и
не зависит от режима сварки, то количество расплавленного
флюса определяется только режимом и условиями сварки. Вли-
яние режима сварки на плавление флюса подробно исследовал
И. И. Фрумин [129].

Основным источником теплоты, расходуемой на плавление
флюса, является столб дуги. Поэтому длина дуги — важный фак-
тор при определении количества расплавленного флюса. При
этом нужно учитывать не всю длину дуги, а лишь ту ее часть,
которая находится над поверхностью металла (так называемую
внешнюю составляющую дуги). С увеличением силы тока и уг-

Рис. I 9. Зависимость k$ от ре-
жима сварки (проволока сталь
70 диаметром 3 мм, флюс

АН-348, исл « 20 м/ч)

Рис. 4.10. Зависимость от режима
сварки (проволока ПП-ЗХ2В8 диа-
метром 3,5 мм; флюс АН-348 (О) и
ЛН-30 (•); ис. « 20 м/ч)

дублением дуги в свариваемый металл при одной и той же ее
длине (при одном напряжении дуги) количество расплавленно-
го флюса должно уменьшаться, так как длина (и поверхность)
излучателя уменьшаются. Для количественной оценки процесса
плавления флюса введем по аналогии с плавлением покрытых
электродов понятие относительной массы k$ флюса (отношение
массы расплавленного флюса к массе расплавленной проволо-
ки).

Влияние длины (напряжения) дуги и силы тока на k$ по дан-
ным II. И. Фрумина показано на рис. 4.9 для сварки под флю-
сом АН-348А проволокой сплошного сечения и на рис. 4.10 для
сварки порошковой проволокой под флюсами АН-348 и АН-30
[129]. Обращает на себя внимание практически линейная зави-
симость от U и сравнительно быстрое уменьшение k$ с уве-
личением силы тока (рис. 4.11). Влияние силы тока начинает за-
метно сказываться при величине его, примерно равной 400 А,
когда возрастающее механическое воздействие дуги приводит к
значительному углублению ее в металл. Меньшие значения А:ф
для флюса АН-30 по сравнению со значениями для флюса
АН-348 объясняются большей его тугоплавкостью (температу-
рой начала резкого увеличения вязкости, что соответствует на-
чалу кристаллизации компонентов шлака, составляющей 1300°С
для флюса АН-30 и ~ 1150°С для флюса АН-348).

Как указывалось ранее (п. 18), углубление дуги в металл
зависит от наклона сварочной ванны (и наклона электрода), со-
ответственно с этим изменяется и относительная масса

шлака.

С увеличением скорости сварки Лф увеличивается (табл. 4.2),
что, вероятно, связано с уменьшением расстояния между стол-
бом дуги и стенкой флюсового пузыря, воспринимающей его из-
лучение.

Энтальпия шлака А// при сварке под флюсом по данным ка-
лориметрических опытов (И. В. Кирдо, И. И. Фрумина) состав-
ляет 1770—2080 Дж/г (в среднем 1900 Дж/г).

Рис. 4.11. Влияние силы тока на
(проволока из стали 70 диаметром
3 мм, флюс АН-348)

Для мартеновских шлаков
такому значению АЯ соответ-
ствует температура шлака
~ 1600° С. Поскольку тепло-

Таблица 4,2

Скорость сварки, м/ч Коэффициент Лф для флюсов
АН-348 АН-30
10 1,18 0,94
40 1,29 1,15

емкость шлака сравнительно мало зависит от его состава, при-
мем, что примерно такую же температуру имеет шлак при свар-
ке под флюсом.
Рассматривая нагрев и плавление электродного покрытия,
было отмечено развитие в нем определенных процессов при по-
вышении температуры. Это в полной мере относится и к кера-
мическим флюсам, представляющим собой по существу грану-
лированное покрытие. Но химический состав так называемых
плавленых флюсов, получаемых сплавлением, а не смешиванием
исходных компонентов, практически не изменяется в процессе
плавления (не считая изменений, происходящих в результате
взаимодействия флюса с металлом и окружающей средой).
Раздел II

ХИМИЧЕСКИЕ
РЕАКЦИИ
ПРИ СВАРКЕ
ГЛ Л ВЛ 5

ЗАЩИТА МЕТАЛЛА ОТ ВОЗДУХА
И ЕГО МЕТАЛЛУРГИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА
ПРИ СВАРКЕ

При сварке на воздухе без защиты расплавленный металл
интенсивно взаимодействует с кислородом и азотом воздуха.

Количество поглощенных газов зависит от состава сварива-
емого металла и от условий сварки (диаметра электрода, дли-
ны дуги и т. д.) и составляет значительную величину. Так, при
сварке без защиты низкоуглеродистой нелегированной стали со-
держание кислорода и азота по данным различных исследова-
телей составляет 0,14—0,72% О и 0,105—0,218% N.

Пластичность и вязкость металла при этом катастрофически
уменьшаются, хотя прочность изменяется сравнительно мало из-
за упрочняющего действия азота (табл. 5.1).

Таблица 5.1

Металл

Характеристика

основной

шва

Предел прочности при растяжении:

Мн/м2 390—440 334—390
кге/мм2 40—45 34—40
Относительное удлинение, % 25—30 5-10
Угол загиба, градусы Ударная вязкость: 180 20—40
кДж/м2 >1470 49—245
кгс-м/см2 >15 0,5—2,5

Последнее обстоятельство позволило на первом этапе про-
мышленного применения сварки (20-е, начало 30-х годов) успеш-
но сваривать конструкции голой проволокой без защиты с при-
менением лишь покрытий, стабилизирующих дугу. Так были сва-
рены, например, трубопроводы и опорные колонны под них на
Магнитогорском и Кузнецком металлургических комбинатах, вы-
полнены ответственные ремонтные работы и др.

Однако низкие пластические свойства швов при сварке без
защиты ограничивали применение сварки. Поэтому важнейшей
задачей в развитии и усовершенствовании сварки плавлением
было изыскание эффективных путей и способов защиты металла
ог вредного действия азота и кислорода воздуха.
Таблица 5.2

о* Л 9 б 1 1 1 1 1 $ 14,5 1° 1 5—10 со 1 1 сч
Потери легкрую-цих элемент <л 1 1 1 1 1 Й 1 13—50 ю сч 1Й сч
с % 5 3 13 Lf ' J т! 3 5 > • ю LQ ю го 1 31—37 ю со 1 1 сч о сч
О Р 3 |« с а 1 1Г <£ 3 3 > СЧ СО <о 1 4 о 13 о -г
-та, % О ,038—0,043 ,144—0,177 ,202—0,209 12 о 0,007 028—0,041 Г- ТГ 83 •ч • о о 1 1075-0,0570 0,0285 1 1 1 1
<0 4> О о О о о
проволоки и наплавленного м б 1 1 1 1 1 1 0,90 с а с ц с 3 э •> 5 5 0,76 0,95 1,0 LO О 0,94—1,0 0,97 1 1 СО со 00 00
«Л Следы То же * 1 1 0,13 0,03 to 00 СО СО •> m ОО о * ◦ с с с 1/ с с 0 5 э 1 э э > •ч 0,75 *$• ОО Г- ТУ о о сч — ю ю о о
ическнй состав 2? со о со со СО СЧ СО —- о о” о о 0,39 0,13 0,50 0,22—0,27 0,225 0,89 0,58 00 о «ь U с а с о 1 0 о <4 0,72 0,87 0,65 тУ Г- ту о л е> •—Ч
Хим Г-СЧ U0 СЧ ОО О О го' zr о сч о * о 1 ю LO О ,22 ,07 •—«Й| сч с с 5 А 5 СО 8 О LO —«о to СО о о
о о о о О о о *г о ж о О ООО а с с Э Э е э О о о о о

СО 1— Днк-ч Цм СЕ С Ж W

О О CQ О О. С Се-08 Сталь 15 -> X 00 о СО со О Св-ЮГС Св-Х18Н9

Примечание. П — проволока; Н — неплавленный металл.
Роль средств защиты (покрытий, флюсов, защитных газов)
не ограничивается изоляцией расплавленного металла от возду-
ха. Они в большинстве случаев оказывают активное металлур-
гическое воздействие на переплавляемый металл. Это воздейст-
вие бывает вынужденным (из-за необходимости применять по
технологическим причинам активные по отношению к металлу
компоненты сварочных материалов) либо специально организо-
ванным для компенсации недостатков защиты, осуществления
требуемой металлургической обработки (например, раскисления
металла или, наоборот, окисления некоторых примесей), полу-
чения нового состава металла путем легирования через покры-
тия и флюсы и т. п.

Поэтому знание закономерностей металлургических реакций
при сварке имеет большое практическое значение.

23. ЗАЩИТА МЕТАЛЛА ОТ ВОЗДУХА

Окисление и азотизация металла при сварке без защиты. По-
тери легирующих элементов в результате окисления при сварке
голой проволокой достигают значительной величины (табл. 5.2).

С увеличением в проволоке раскислителей (марганца, крем-
ния) уменьшается содержание кислорода в наплавленном ме-
талле (табл. 5.3), но содержание азота остается высоким, к тому
же металл во многих случаях оказывается загрязненным неме-
таллическими включениями — продуктами раскисления, не успе-
вающими удалиться (всплыть) из-за небольшой продолжитель-

Таблица 5.3

Проволока Исследуемый металл’ Содержание газов
О. % N, см3/100 г
Св-08А Исходный Наплавка 0,010—0,043 0,033 0,137 0,202—0,209 85.7 188—211
> 0,205 200
Св-18ХМА Исходный Наплавка 0,0069 0,0410 6,8 43,5
Св-18ХГС Исходный Наплавка » » 0,0075 0,0136 0,018—0,039 0,030 0,055—0,055 0,055 5.7 45.0 44,7—51,1 48,3 52,7—60,0 56
мости жизни ванны. Отметим, что значительные колебания в со-
держаь и газов в опытах объясняются главным образов различ-
ными условиями сварки и прежде всего различной пиной дуги.
Приведенные в указанных выше таблицах данные относятся к
сварке сталей.

Другие металлы и сплавы с большим сродством к кислороду
и азоту практически не поддаются сварке без защиты

Развитие способов и средств защиты и классификация сва-
рочных процессов. Развитие сварки плавлением и утверждение
ее в качестве одного из важнейших технологических процессов
в промышленности и строительстве тесно связано с развитием
способов защиты расплавленного металла ог воздуха.

Если при газовой (ацетил ено-кислородной) сраркс воздух от-
тесняется из зоны снарк продуктами сгорания и возможно соз-
дание нейтральной или даже восстанови тельной (науглерожива-
ющей) за счет избытка ацетилена атмосферы, то при дуговой
сварке, наиболее широко применяемом в промышленности, воп-
росы ващиты от воздух ме г л эст-, пенное значение и осу-
ществляются самыми разными способами

Первым по времени своего появления способом дуговой свар-
ки, но до сих пор играющим иск лючительно большую роль в
яромышлешюсти и обеспечивающим хорошую защиту расплав-
ленного металла от воздуха, является способ сварки электро-
дами с толстыми, так называемыми качественными покрытиями.

Покрытые электроды появились в ('ССР в 30-х годах, но в

результате непрерывного усовершенстаювання, направленного на
повышение качества металла и производительности сварки, улуч-
шенье технологических характеристик и гигиенических условш
сварки, они достигли большого совершенства. Ло объему про-

мышленного применения сварка покрытыми электродами явля-

м сварки. При этом

ется в настоящее время основным слое

выпуск электродов в СССР и в передовых капиталистических

странах непрерывно увеличивается.

Широкое применение электродов объясняется следующим:

высоким качеством получаемого металла шва;

универсальностью (ими ложно сваривать в любом простран-
ствен : а положении и в труднодоступных местах); при этом не
требуется сложного оборудования, специальное оснастки, точной
подгонки соединяемых элементов;

высокой производительностью; производительность некото-
рых марок современных электродов мало отличается от произ-
водительности автоматической сварки, а по затрате вспомога-
тельного времени они могут конкурировать с ней;

возможностью получения практически любого заданного со-
става металла Iава за счет легирования через покрытие без рас-
1 рения ассортимента проволоки.

Непосредственным продолжением и развитием способа свар-
ки покрытыми электродами является сварка так называемой по-
poniKOBoi: проволокой, > оторая представляет собор по существу
и- прерывный электрод с внутренним покрытием.

Сварка порошковой проволокой легко автоматизируется, а
благодаря значительно меньшему по сравнению со штучными
•лсктродами рабочему вылету позволяет применять высокие
плотности тока Способ является весьма перспективным

Защита металла при сварке покрытыми электродами и по-
рошковой проволокой осуидествляется за счет шлака и газов,
обра «ующихся при плавлении покрытия (сердечника порошко-
вой проволоки).

Идея шлаковой зашиты была сформулирована еще Н. Г. Сла-
ам новым в 1892 г.: ^Необходимое условие хорошей отливки
(сварки — примечание автора данной книги) железа и стали за-
ключается в том, чтобы жидкий отлитый металл по возможно
сти скорее покрылся шлаком и чтобы во все время отливки бы i
им акрыт. Для этого следует подбрасывать в формовку битое
(’текло Толщина слоя шлака должна быть небольшая, не боле
’/< 1М—такая чтобы не препятствовать прохождению тока»
|Н7]

В 1927 г. Д. А. Дульчевским было получено авторское сви-
Ительство па способ сварки меди под спесью порошкообраз-
ных веществ. А в 40-х годах Институтом электросварки под ру
ководством Е. О. Патона был разработан, обесп чеи необходи
мим оборудованием и широко внедрен способ автоматической
снарки под флюсом | 4]. Ь этом способе дуга горит под толстым
( юем флюса-шлака, надежно изолирующим юну сварки от воз-
духа.

В последующие годы были разработаны новые типы флюсов
и предложены технологические варианты процесса, существенно
р.» ширившие область его применения.

Естественным шагом в развитии шлаковой защиты явился
способ электрошлаковой сварки, в котором дуга как источник
•ис|»гнк была заменена теплотой шлаково] ванны, разогрева-
• юй проходящим током (138]. Основным достоинством этого
способа является его высокая производительность* а наиболее ра-
циональной областью применения — сварка крупногабаритных
конструкций.

Однако практически все шлаки, применяемые при сварке ло-
кры ми электродами, под флюсом и в электрошлаковом про-
цессе в той или иной степени способны взаимодействовать с рас
и ими ым металлом. Это ограшгчивает их применение при
сварке химически активных металлов (алюминии, титан и т. п.)
и сплавов, содержащих подобные компоненты. Необходимость
снарки таких материалов привела к созданию спо :оба сварки в
инертных газах (аргоне, гели i). Достоинством этого способа,
кроме создания нейтральной средь зоне плавления, является
возможность непрерывного наблюдения за сварочной ванной (в
отличие от сварки под флюсов и тем более электрошлаковой
сварки, где ванна и кромки соединяемых элементов закрыты
слоем флюса). Это обстоятельство особенно важно при полуав-
томатической сварке. Применение инертных газов экономически
оправдано лишь при сварке легированных сталей и химически
активных металлов и сплавов. Поэтому для сварки низколеги-
рованных сталей в качестве защитного газа был использован уг-
лекислый газ, атмосфера которого обеспечивает изоляцию рас-
плавленного металла от воздуха, а окислительное действие его
компенсируется применением электродной проволоки с высоким
содержанием марганца и кремния (Св-12ГС, Св-10Г2С
и др.).

Проводились работы по сварке в среде водяного пара. Однако
они не получили развития из-за склонности швов к водородной
пористости. По этой и другим причинам перестала применяться
и атомноводородная сварка.

Чистые инертные газы при обычном способе подачи их в зо-
ну сварки в виде струи, концентричной электроду, защищают
сравнительно небольшую зону. Надежная защита обеспечивает-
ся только в том случае, когда характер газового потока, выте-
кающего из сопла, исключает захват и подмешивание воздуха,
а в сварочной головке нет неплотностей в соединениях ее эле-
ментов, а поэтому нет подсоса воздуха за счет инжекции его
струей газа. В связи с этим при ответственной сварке титана и
других химически активных металлов прибегают к дополнитель-
ным приспособлениям, увеличивающим зону защиты для предо-
хранения от окисления участка шва позади сварочной ванны,
или же к сварке в камерах с контролируемой атмосферой
(вплоть до обитаемых камер) для особо ответственных конст-
рукций.

Качество защиты в этом случае зависит от степени предва-
рительного (перед наполнением аргоном) разрежения камеры
и чистоты применяемого газа (аргона или гелия). Эффективную
защиту обеспечивают, наконец, при электроннолучевой сварке,
осуществляемой в вакууме при разрежении, равном 10~4 бар и
выше.

Из сказанного видно, что наряду с классификацией способов
сварки плавлением по источникам энергии (гл. 1) возможна
классификация по способам защиты металла от воздуха (табл.
5.4).

В последние годы получает развитие способ сварки голой
проволокой, в котором вместо изоляции металла от воздуха при-
бегают к активной защите — связыванию кислорода и азота, по-
падающих в расплавленный металл из воздуха, раскислителя-
ми и сильными нитридообразующими элементами, введенными
в электродную проволоку.’ Попытки применения такой проволо-
ки делались давно, но были безуспешны, и лишь сравнительно
недавно удалось создать и применить на производстве указан-
ную проволоку, получившую название самозащитной [118].
< редсгна 1МЩНТЫ Способ сварки
Шлак Под флюсом, электрошлаковая, покрытыми электродами и порошковой проволокой, не содержащими газообразующих компонентов
Газ II Гы к и газ В инертных и защитных газах Покрытыми электродами, порошковой проволокой с газооб- разующими компонентами и порошковой проволокой с дополни- тельной защитой
Вакуум Электроннолучевая

Эффективность защиты. При сварке в инертных или защит-
пых газах эффективность защиты зависит, с одной стороны, от
чистоты газа (по содержанию вредных примесей), а, с другой
< тороны, от характера газового потока (возможности подсоса
воздуха, размера защищаемой потоком зоны и ее расположени-
ем относительно расплавленного металла). Требования к чисто-
к газа определяются химическими свойствами свариваемого ме-
талла, его способностью абсорбировать примеси и влиянием аб-
сорбированных примесей на механические, физические и другие
свойства металла шва.

Характер газового потока и его влияние на защиту металла
о г воздуха зависит от конструкции сопла сварочной головки,
I к хода газа, расстояния сопла от свариваемого металла, ста-
бнльиости дуги, наличия сносящего потока воздуха и других
факторов.

Размеры и форма сопла определяют характер истечения га-
за: форму и размеры ядра струи (чистого аргона), за преде-
лами которого находится пограничный турбулентный слой; в нем
аргон смешивается с воздухом. С удалением от среза сопла яд-
ро потока сужается, а область перемешивания аргона с возду-
хом расширяется. Очевидно, что качественная, надежная защи-
ы может быть в том случае, когда защищаемая зона металла
находится в границах ядра потока.

К сожалению, для определения параметров газовой струи при
парке нельзя применить известную теорию свободных турбу-
лентных струй, так как большое влияние на газовый поток ока-
1ывают магнитогидродинамические явления в дуге, а также эф-
фект, получающийся при встрече потока со свариваемым метал-
лом. Поэтому оптимальную конструкцию сопла и параметры
процесса находят экспериментальным путем.

На рис. 5.1 показано влияние конструкции сопла, расстояния
и тели я от него и расхода аргона на размер неокисленной зоны
h i поверхности титана при неподвижной дуге (/ = 240 А, продол-
жительность горения дуги равна 6 с) (119]. Наилучшие резуль-
тэты показало сопло, внутренняя поверхность которого выпол-
нена по кривой Витошинского.

Влияние расстояния от среза сопла и расхода газа при свар-
ке в углекислом газе на эффективность защиты, оцениваемой по

Рис. 5.2. Зависимость содержа
пия в металле шва азота от
расхода газа (/) и расстояния
от сопла (2) при сварке в угле-
кислом газе

Рис. 5.1. Зависимость диаметра не-
окисленной зоны от расхода аргона и
расстояния h сопла от изделия:

/ — 3 — сопло Витошинского (/ — Л —
— 8 мм; 2 — ft — 16 мм и 3 — й — 24 мм).

4 — 6 — h. — It» мм (4 — коническое соп-
ло с цилиндром на выходе; 5 — цилин
дрическое с конусом на выходе; б — го
же, но подвод газа через отверстии н
цанге)

содержанию в металле шва азота, показано на рис. 5.2 [47]. Уве-

личение расхода газа оказывается эффективным лишь до изве-
стного предела, в данном случае примерно до 800 л/ч.

Рис. 5.3. Зависимость диаметра
зоны катодного распыления от
силы тока и расхода аргона:

/ — / - 75 A, t - З.Я с; 2 — i -
- 100 A, t - 2,6 с; 3 — / - 130 А.

t - 2,1 с

Увеличение силы тока ухуд-
шает защиту, как показал
А. В. Петров применительно к
сварке в аргоне, определяя сте-
пень защиты по размерам зоны
катодного распыления (рис. 5.3)
[87]. Видимо, это происходит в
связи с увеличением турбуленции
и потока. Характер газового по-

тока значительно изменяется при
истечении газа не в спокойный,
а в движущийся воздух. Струя в
сносящем потоке деформируется,
а защищаемая поверхность (по-
верхность, располагающаяся в

ядре потока) смещается относительно оси сопла, что надо учи-
тывать при сварке на ветру.

Защитные свойства флюса, с одной стороны, определяются
его проницаемостью для воздуха, а с другой, поверхностью и ко-
личеством адсорбированных на ней газов. Оба эти свойства за-
висят от размера и структуры зерен флюса. Наибольшую по-
верхность имеют пористые пемзовидные флюсы, получаемые при
мокром гранулировании, наименьшую — стекловидные. Пори-
стые флюсы характеризуются большей газопроницаемостью
Последняя будет больше и в случае крупнозернистого флюса.
Поэтому существует простая связь между газопроницаемостью
флюса и его объемной (насыпной) массой. Б. И. Лазарев, оце-
нивая защитную способность флюса ФЦ-4 (степень изоляции

им зоны сварки от воз-
суха) по содержанию в
металле шва азота, при-
шел к выводу о том, что
она ухудшается с умень-
шением объемной массы
флюса (табл. 5.5).

Если объемная масса
и газопроницаемость
флюса влияют на содер-
жание азота в металле
шва, то содержание кис-
лорода определяют глав-
ным образом металлурги-
ческими свойствами флк>

Таблица 5.5

Объемная масса, кг;м3 Г азопрони - цаемость Азот в металле шва, %
550 3800 0,0094
800 3000 0,0043
1000 2500 0,0022
1200 2000 0,0022

* Газопроницаемость флюса определяли по ме-
тодике для оценки газопроницаемости формовоч-
ных смесей пропусканием воздуха в стандартных
условиях (при давлении менее 100 мм вод. ст.).
Показателем служит безразмерный коэффициент k.

са (развитием окислительно-восстановительных реакций между
металлом и флюсом). Роль кислорода воздуха может проявить-

ся лишь при нейтральных по отношению к металлу флюсах

(например, бескислородных).

При электрошлаковой! процессе
при большой продолжительности кон-
такта одной и той же порции флюса с

Таблица 5.6

Тип покрытия

Содержание в металле
шаа азота (в %) при
диаметре электрода, мм

2,5

Рис. 5.4_ Зависимость содер-
жания азота в металле от
толщины покрытия рудно-
кислого типа

Руднокислое (ЦЛ-14)
Рутиловое (ЦМ-9) . .
Ь г описто-калъцисвое

(УОНИ-1Э/55) . . .

0,038

0.035

0.024

0,085

0.053

0,062

воздухом возможна передача кислорода металлу через флюс
по схеме реактивной диффузии.

При сварке покрытыми электродами большое влияние на эф-
фективность защиты (изоляции) металла от воздуха оказывает
относительная масса покрытия, определяющая количество за
щитных материалов (шлаков, газов), которое приходится на
единицу длины электрода, о чем можно судить по снижению
азота в металле шва с увеличением толщины покрытия (рис.
5.4, по данным А. Портевена, Д. Сефериана).

Большое значение также имеют свойства самого покрытия.
При одной и той же относительной массе различные покрытия
в разной степени ограждают металл от азота воздуха. Здесь иг-
рают роль и другие факторы, например диаметр электрода; с
уменьшением диаметра абсорбция азота увеличивается (по
В. В. Баженову, табл. 5.6).

Какие именно свойства покрытия определяют эффективность
защиты, не совсем выяснено. Высказывалось предположение,
что решающее значение имеет образование при плавлении по-
крытия газообразных веществ, например за счет диссоциации
карбонатов и что одна шлаковая защита не может обеспечить
надежную изоляцию зоны сварки от воздуха (В. В. Баженов).
Если это предположение правильно, то следует ожидать повы-
шения содержания азота в наплавленном металле с уменьшени-
ем содержания карбонатов в покрытии. Однако эксперимент не
дает однозначного ответа. В опытах автора настоящей книги
мрамор был заменен плавиковым шпатом в простом двухкомпо-
нентном покрытии (стержень Св-18ХГСЛ; kn = 0,3), но это не
привело к повышению содержания азота, хотя заметно умень-
шило содержание кислорода в наплавленном металле:

N. %

о, %

80% мрамора, 20% плавикового

шпата........................

100% плавикового шпата.........

0,008—0,011

0,008—0,010

0,059—0,065

0,018—0,022

(при сварке голой проволокой Св-18ХГСА в наплавленном ме-
талле было 0,060% N и 0,011—0,030% О).

Видимо, и шлаки могут успешно изолировать металл, если
обладают хорошей смачивающей способностью и покрывают рас-
плавленный металл тонкой пленкой, изолируя его от воз-
духа.

В то же время другие исследователи наблюдали увеличение
содержания азота в металле шва при снижении содержания мра-
мора. Возможно, это было вызвано недостаточным контролем
за длиной дуги или другими неучитываемыми факторами (на-
пример, пористостью). Известно, что, удлиняя дугу при одном
и том же составе покрытия, можно получить разное содержание
азота в наплавке.

Металлургическая и технологическая роль защитных средств.
Покрытия, флюсы, защитные газы служат не только для защи-
ты металла от воздуха, но являются средствами металлургиче-
ской обработки металла. Кроме того, они оказывают большое
влияние на технологические особенности процесса и его приме-
нимость в различных условиях.

Так, если аргон и гелий обеспечивают в общем одинаковую
защиту металла (при использовании гелия расход газа увели-
чивается вследствие меньшей его плотности), то энергетические
характеристики дуги зависят от применяемого газа, что сказы-
вается на технологической стороне процесса. Дуга в гелии вслед-
ствие большей его теплопроводности (13,9 • 10-2 Вт/(м-К) вме-
184
сто 1,58- 10~2 Вт/(м-К) у аргона] больше сжата, выше градиент
ноля в столбе дуги и больше энергия, выделяемая на аноде, что
позволяет при одинаковой силе тока увеличить глубину проп-
лавления, а при сварке материала одинаковой толщины значи-
тельно увеличить скорость сварки и уменьшить зону термиче-
ского влияния. Однако дуга в гелии менее стабильна (требует
более высокого напряжения холостого хода источника тока).
Компромиссным решением является применение аргоно-гелие-
вых смесей.

Смеси газов используют также для того, чтобы оказать оп-
ределенное металлургическое воздействие на металл.

Например, применяя смеси аргона с водородом, можно при
сварке алюминия, сплавов магния и других химически активных
металлов препятствовать образованию окисных пленок на по-
верхности сварочной ванны и улучшить формирование шва. При
этом водород, подобно гелию, изменяя энергетические характе-
ристики сварочной дуги, увеличивает проплавление металла и
оказывает тем самым влияние на технологию сварки.

Но особенно велико металлургическое воздействие шлаков,
образующихся при плавлении покрытий и флюсов. Так, выби-
рая соответствующий состав шлака, можно осуществить восста-
новление из окислов шлака некоторых элементов и таким обра-
юм легировать ими металл шва или же, наоборот, окислять при-
меси металла.

Например, при сварке проволокой Св-08А под флюсами
ОСЦ-45, АН-348 и им подобными за счет кремние- и марганце-
восстановительных процессов увеличивают содержание в метал-
ле шва кремния и марганца и таким образом получают швы с
необходимыми свойствами, не применяя специальной кремние-
марганцовой проволоки [67, 129].

В электродные покрытия и керамические флюсы, как прави-
ло, вводят различные ферросплавы для раскисления металла.
Ферросплавы и другие присадки, например графит, ванадий, мо-
либден, ниобий и т. д„ служат также для легирования металла,
позволяя получать наплавленный металл практически любого
состава при весьма ограниченном ассортименте применяемых
сварочных проволок, нередко даже при использовании низкоуг-
леродистой нелегированной проволоки Св-08.

Обычно для улучшения металлургических свойств сварочных
флюсов в них вводят CaF2. Однако CaF2 ухудшает стабильность
дуги при сварке на переменном токе, что приписывается деиони-
зирующему действию фторидов [67, 130 и др,]. Для компенсации
неблагоприятного действия CaF2 и повышения технологических
свойств флюсов прибегают к различным способам. Один из
них — введение специальных ионизирующих добавок. Так,
Б. И. Лазарев, добавив полевой шпат (содержащий К2О) во
флюс ФЦ-2, значительно улучшил стабильность электрических
параметров дугового процесса (рис. 5.5).
Выше указывалось, что защитные свойства флюса улучша-
ются с увеличением его объемной массы (см. табл. 5.5). Однако
отсюда не следует, что надо применять флюсы с максимальной

Рис. 5.5. Кривые напряжения и силы тока при сварке под флюсом
ФЦ-2 (а) и под тем же флюсом с добавкой 1,5% К2О (б):
/ =» ИЛЮ A. U = ЗВ -ь 40 В, о с «» 11.! м ч, проволока диаметром 8 мм

объемной массой (с минимальной газопроницаемостью), так как
газопроницаемость флюса оказывает влияние не только на за-
щитные (металлургические) свойства, но и на технологическое
доведение флюса, особенно при сварке мощными дугами, когда

0 1200 1300 коо tsoo т,°с

Рис. 5.6. Зависимость вязкости
сварочных флюсов от температуры

происходит значительное газо-
выделение. В этом случае пло-
хо проницаемый для газа флюс
приводит к плохому формиро-
ванию поверхности металла
шва. Но слишком пористый (с
высоким содержанием пемзо-
видных зерен) флюс вызывает
образование пор в металле
шва, видимо, вследствие боль-
шого количества адсорбиро
ванной влаги. На формирова-
ние шва оказывают также
влияние и такие свойства флю-
са. как ионизирующая спо-
собность, вязкость ит вероятно,
некоторые другие физические
свойства.

Так, Б. И. Лазарев при сварке мощными дугами установил
лучшие технологические свойства (более ровную и гладкую по-
верхность металла шва) у более вязкого (рис. 5.6) флюса ФЦ-5
по сравнению со сваркой ОСЦ-45 под флюсом. Не исключено,
что, кроме вязкости, здесь играет роль и большая стабильность
процесса (во флюсе ФЦ-5 в 3 раза меньше плавикового шпата).

При разработке флюсов и особенно электродных покрытий
весьма трудно удовлетворить разнообразным металлургическим
и технологическим требованиям. Поиски компромисса здесь при-
водят иногда к весьма сложным решениям.

Пожалуй, классическим примером являются электроды ЦМ-7,
в покрытии которых для удовлетворения технологическим тре-
бованиям содержится 33% гематита (^92% Б^гОз), являюще-
гося сильнейшим окислителем Во избежание окисления метал-
ла и получения удовлетворительных cboi’ictb металла шва, в по
крыгие ЦМ-7 вводят 30% ферромарганца. Марганец практиче-
ски весь окисляется, но эта металлургическая несообразность
позволяет получить высокую производительность процесса на-
плавки, хорошее формирование шва и возможность сварки на
переменном токе. Более совершенные в металлургическом отно-
шении электроды УОИИ-13 менее производительны и непригод-
ны для сварки на переменном токе. Для устранения этого не-
достатка в покрытие вводят калиевое жидкое стекло, что за-
трудняет производство электродов

При сварке переплавляется, как правило, качественный ме-
талл, являющийся конечным продуктом металлургического про-
изводства. Задача сварщика состоит в том, чтобы он по возмож-
ности не ухудшил качества металла внесением в него нежела-
тельных примесей из воздуха или из сварочных материалов. Наи-
более просто эта задача решается при электроннолучевой сварке
и сварке в камерах с контролируемой атуюсферой, труднее при
применении покрытий и флюсов.

Качество сварных швов связано с качеством свариваемого и
электродного металлов. Поэтому в последнее время проявляется
тенденция повышения требований к металлу сварных конструк-
ций, применению для ответственных изделий металла, рафини-
рованного электрошлаковым, вакуумнодуговым или плазменно-
дуговым переплавом. Это, в свою очередь, требует улучшения
металлургических условий сварки. Изучение их закономерностей
является важной задачей науки о сварке плавлением.

24. ХИМИЧЕСКИЕ РЕАКЦИИ МЕЖДУ МЕТАЛЛОМ,
СРЕДСТВАМИ ЗАЩИТЫ И ОКРУЖАЮЩЕЙ СРЕДОЙ

Большинство защитных средств (газов, покрытий, флюсов)
в основном не нейтральны по отношению к металлу и способны
в той или иной степени химически взаимодействовать с ним. В
отдельных случаях такое взаимодействие специально планиру-
ется для осуществления металлургической обработки металла
(раскисления, легирования и т. п.). Но чаще всего, как указы-
валось выше, это является неизбежным следствием применения
по разным технологическим причинам химически активных ма-
териалов в защитных средствах.

Кроме взаимодействия с компонентами сварочных материа-
лов, металл может реагировать при неполной защите и с ком-
понентами атмосферы.
Ознакомимся в общих чертах с феноменологией химического
взаимодействия при сварке с тем, чтобы в последующих главах
6—10 подробно рассмотреть специфику развития и протекания
реакций при сварке и их закономерности.

Огромное значение при сварке имеют окислительно-восста-
новительные реакции, их рассмотрению будет уделено особое
внимание.

Окисление металла защитными газами. При сварке в инерт-
ных газах, если обеспечена полная изоляция расплавленного ме-

Рис. 5.7. Зависимость коэффи-
циента перехода легирующих
элементов от содержания кис-
лорода в смесях аргон — кисло-
род

талла от воздуха, химические ре-
акции между металлом и окру-
жающей средой сводятся к ми-
нимуму. Возможность развития
реакций определяется степенью
чистоты газа.

Однако при сварке сталей по
технологическИхМ соображениям
(для улучшения формирования
шва, устранения пористости) не-
редко применяют смеси аргона с
3—5% О или с 10% СО2, что уве-
личивает возможность окисления
металла. Значительное развитие
окислительные реакции получают
при сварке в углекислом газе.
Изолируя металл от воздуха, уг-
лекислый газ защищает его от

азота, но одновременно окисляет его, поэтому необходимо вво-
дить в электродную проволоку для компенсации угара дополни-
тельное количество марганца и кремния.

Представление об окислительном действии смеси аргона и
кислорода дает рис. 5.7, где приведены коэффициенты перехода
элементов из проволоки Св-18ХГСА (0,2% С; 0,95% Мп; 1,20%
Si; 0,99% Сг) (77]. Потери элементов при сварке той же прово-
локой в углекислом газе (табл. 5.7) соответствуют примерно по-
терям в смеси аргона с 20% кислорода, как это следует из срав-
нения данных табл. 5.7 и рис. 5.7.

Таблица 5.7

Проволока Коэффициенты перехода
’с rjMn T,si т 'Сг
1Х18Н9Т (0,10% С, 0,48% Si, 0,50% Мп, 19,05% Сг, 0,61% Ti) Св-18ХГСА (0,20% С, 1,20% Si, 0,95% Мп, 0,99% Сг) Типа ГС (0,15% С, 0,62% Si, 0,82% Мп) .... 0,92 0,60 0.59 0,56 0,69 0,41 0,90 0,71 0,32 0,91 0,92
При сравнении результатов разных опытов нужно иметь в
виду возможность расхождения из-за большого влияния режи-
ма сварки на полноту окисления элементов.

Таблица 5.8

Сила тока, А

300 450
Напряжение, В

Проволока

Коэффици-
енты
перехода

28 35 42 49
Пс 0,85 0,75 0,82 0,57
ЮГС (0,11% С, 1,09 Мп, 0,49% Si) ЛМп 0,62 0,31 0,54 0,20
0,61 0,22 0,41 0,09
• Пс 2,30 2,30 2,30 2,30
Х20Н10 (0,032% С, 1,64% Мп, 0,38% Si, Цмп 0,89 0,67 0,85 0,69
21,5% Сг) ’Is. ПСг 0,85 0,53 0 88 0,57
0,97 0,93 0,98 0,92

П римечанне. Проволока диаметром 1,6 мм: многослойная на планка.

Таблица 5.9

Напряжение, В Коэффициенты перехода Содержание газа в наплав- ленном металле
т,с ^Мп О, % N. см’/1 00 г
30 0,69 0,75 0,68 0,0190 10,2
35 0,62 0,62 0,66 0,0345 22,5
40 0,62 0,41 0,41 0,0475 26,0
45 0,50 0,36 0,35 0,0505 45,5

Примечание /=400 А; расход газа 16,7 л мин.

В работе Г. Ротшиль-
да приведены данные о
зависимости коэффици-
ентов перехода от силы
тока и длины (напряже-
ния) дуги для проволок

типа 10ГС

и Х20Н10

(табл. 5.8), а также от
напряжения дуги (табл.
59) и расхода газа

Таблица 5.10

Расход газа, л'мин Коэффициенты перехода
чМп nSi
8,3 0,62 0,83 0,75
19,2 0,50 0,75 0,68
34,0 0,44 0,72 0,63
66,5 0 44 0,68 0,53

Примечание. /=4 00 А; £7= 30-=-32 В.

(табл. 5.10) для прово- --------------------------------------

локи типа 10ГС (0,16% С,
0,99% Мп и 0,95% Si) [168].

Зависимость степени окисления легирующих элементов от ре-
кима сварки объясняется влиянием последнего на условия взаи-
модействия металла с газовой фазой. С удлинением дуги ухуд-
Таблица 5.11

. рОЕОЛОК.. Содержа- ние угле- рода н про- волоке. % Кснффици ент пере- хода
Св-04Х19Н9( 2 . . . . 0.04 1.5
GX18H9 0,05 1,4
Х20Н80Т (^>Ц437> . . . 0,07 1.4
Ct -08 Х20Н10Г6 . . . 0.11 1.09

in а юте л условия защиты зоны сварки от воздуха, происходит
азотизация метал ла (см. табл. 5.9),

Окисление металла зависит не только от режима сварки, но
и от состава проволоки, а также от содержания в ней раскисли-
теле.1 i.

Например, переход марганца увеличивается с увеличением
содержания в проволоке кремния, что объясняется защитным
действием последнего Обладая большим сродством к кислоро-
ду, кремнии при прочих равных условиях окисляется интенсив-
нее марганца.

Большой интерес представляет поведение углерода. При со-
держании в проволоке около 0,1 о С наблюдается нечто похожее
на состояние практического равновесия, при котором потери угле-
рода близки к нулю. Пре.
большем содержании уг-
лерода в проволоке на-
блюдается его окисление
(см. табл. 5.7), а при
меньшем — восстановле-
ние из газоаой фазы (см.
табл. 5 8). Последнее хо-
рошо иллюстрируется
дайными работы Б 1L Ме-
довара и др [71] (табл.
5Ц).

Из сравнения перехода легирующих элементов при сварке в
углекислом газе (см. табл. 5.7) и при сварке без защиты на воз-
духе (см. табл. 5.2) видно, что в последнем случае окислитель-
ные реакции протекают с большой полнотой (коэффициент пе-
рехода меньше). Это можно объяснить не большей по сравнению
с углей лслым газом окислительной способностью воздуха, а раз-
личиями в условиях взаимодействия при ручной сварке голыми
электродами диаметром 4—5 мм <условия, в которых получены
данные табл. 5.2) и при сварге в углекислом газе тонкой про
волокон.

Окислительное действие компонентов электродных покры-
тий и флюсов. Выше говорилось о том. что хля получения тре-
буемых сварочно-технологических свойств электродных покры-
тий и флюсов в них часто вводят компоненты, способные окис-
лять металл.

Окислительное действие веществ, наиболее часто применяе-
мых в покрытиях и флюсах, сопоставляли при нанесении их на
проволоку Св-<8ХГСА одной плавки (0,21% С, 1,08% Мп, 1,0%
Si, 1.05% Сг) слоем различной толщины. В качестве связующе-
го использовали жидкое стекло. Величины потерь элементов при
сварке этой проволокой на воздухе без защиты приведены в
табл. 5.2. При определении коэффициентов перехода пренебре-
гали потерями металла и использовали отношение содержания
190
элемента в наплавленном металле к его содержанию прово-
локе.

Опыты показали (рис. 5.8), что наибольшим окислительным
действием обладает гематит, причем потери элементов пре свар-
кс лектродами с покрытием из гематита значительно выше, чем
при сварке голой проволокой без зажиты (т]мп = 0,6, i)si = 0,8).

Рис. 5 8. За псимистъ коэффициентов переход?. ц марганца крсм-
нич от относительной массы однокомгюнэдтното покрытия:

а — 100% нланнк >вого шпата; б — 8О-, мрамора 4- У плъникоього шпа-
та; а — £00% мрамора, а — 100% рутила: д — 100% кварка, е — 10О% те

мат и га

Кроме того, можно сделать вывод о большой (хотя и меньшей,
чем у гематита) окислительной способности мрамора и рутила.

В соответствии с известными термодинамическими законо-
мерностями окислительное действие различно по отношению к
разным элементам.

Повышение кислотности шлака (увеличение содержания в
нем SiOo) увеличивает коэффициент распределения марганца
между шлаком и металлом, вызывая большие его потери, и, на-
оборот, понижение кислотности уменьшает коэффициент распре-
деления и потери кремния. Поэтому покрытие из кварцевого
песка (97% SiO2) способствует интенсивному окислению мар-
ганца, в то время как кремний практически не окисляется.

Опыты с покрытиями из одного мрамора были ограничены
из-за их большой тугоплавкости и нетехнологичности. Поэтому
иа рис. 5.8 приведены данные для двухкомпонентного покрытия,
состоящего из 80% мрамора и 20% плавикового шпата. При на-

личии в покрытии мрамора марганец окисляется меньше крем-
ния, что объясняется основностью образующихся шлаков В то
же время у рутила благодаря слабым кислотным свойствам TiO2

Рис. 5.9. Зависимость содержания в на-
плавленном металле углерода, марганца,
кремния и хрома от kn. Покрытие из ос-
новного (А^Оз—СаО—ВаО) синтетичес-
кого шлака (80%) и плавикового шпата
(20%)

(основной составляющей
рутила) наблюдается об-
ратная картина — в боль-
шей степени окисляется
марганец, в меньшей —
кремний.

Не полностью выясне-
ны причины снижения
марганца при нейтраль-
ном покрытии из плави-
кового шпата. По всей
вероятности, это вызвано
наличием примеси SiO2
в плавиковом шпате, а
также повышенной кон-

центра цией жидкого
стекла, которая прини-
мается такой во избежа-
ние растрескивания по-
крытия при сушке. Поте-
ри марганца можно

уменьшить, используя
синтетический шлак с высокой основностью (45% СаО, 45%
А12Оз и 10% ВаО). Электроды с покрытием из 80% такого шла-
ка и 20% плавикового шпата, связанных повышенным (таким
же, как и в случае плавикового шпата) количеством силиката,
имеют максимальное содержание марганца в наплавленном
металле (рис. 5.9). Большой разброс данных в этом опыте объ-
ясняется плохой технологичностью покрытия, а следовательно,
и плохой стабильностью процесса. Хотя покрытие составлено
из очень прочных и трудно восстанавливаемых окислов, однако
и в нем наблюдаются некоторые потери элементов. Эю частич-
но связано с нарушениями защиты (из-за нестабильности про-
цесса), что подтверждается сравнительно высоким содержани-

ем азота в наплавленном металле:

N (см3/100 г)

0,09
0,20—-0,65

32,3—34,5
Но нельзя не принимать во внимание и окисление металла
за счет восстановления окислов. Например, опытные данные по-
казывают, что в условиях сварки возможно разрушение даже
такого прочного окисла, как СаО. Это обстоятельство вызвало
появление так называемых бескислородных флюсов, не содер-
жащих окислов и построенных на фтористых и некоторых дру-
гих соединениях.

Окислительное действие различных компонентов покрытий
можно оценить сопоставлением коэффициентов перехода т] или
потерь (1 — г)) при одном каком-либо значении относительной
массы покрытия. Такое сопоставление для « 0,3 дано в табл.
5.12, в которой приведены также потери углерода и хрома, не
показанные на рис. 5.8.

Таблица 5.12

Потери (1— Л), %

Материал покрытия С Мп S1 Сг
1 интетический шлак (СаО—А12О2—ВаО—CaF2) 0,57 0,70 0,90 0,95
I ематит 0,79 0,95 0,98 0,79
Мрамор 0,67 0,83 0,90 0,55
Кварцевый песок • 0,81 0,82 0t25 0,20
Р-утил . Плавиковый шпат 0,32 0,78 0,61 0,58 0,11 0,11

Окисление примесей металла сопровождается значительным
увеличением в нем содержания кислорода (табл. 5.13). При по-
крытии с сильным окислительным потенциалом (гематит) со-
держание кислорода мало зависит от наличия раскислителей в
проволоке, но раскислители заметно уменьшают его содержание
в случае покрытий с меньшим окислительным потенциалом
(мрамор — плавиковый шпат, рис. 5.10).

Газовый анализ (методом вакуумного плавления) показыва-
ет непрерывное увеличение кислорода с увеличением £п, в то
время как содержание азота сначала уменьшается (вследствие
улучшения защиты), а затем при нарушении защиты из-за чрез-

Таблица 5.13

Содержание кислорода, %

Электродная проволока

Покрытие
из гематита

Покрытие из 80%
мрамора и 20% пл а*
викового шпата

Св-08Л..........................

Св-18ХМЛ........................

О18ХГСЛ.........................

0,231—0,316

0,274

0,340
0,188—0,223

0,211

0,126—0,219

0,186

0,144

0,52—0,66

0,60

Примечание. Относительная масса покрытия £и-*0,3.

)3 Заказ 1141

193
мерной толщины покрытия увеличивается. На рис. 5.10, а нане-
сены две кривые для азота, полученные в двух сериях опытов.

Данные по кислороду в этих опытах совпали. Данные по азоту

имеют расхождения, связанные,

Рис. 5.11. Зависимость коэффици-
ентов перехода элементов от kn.
Покрытие из мрамора

возможно, с неточностью ана-
лиза. Однако обе кривые име-
ют одинаковый характер зави-
симости от ka.

На рис. 5.10 показан также
разброс значений, показываю-
щий неоднородность распреде-
ления газов (особенно азота)
в образцах, вырезанных из
разных участков наплавки (по
ее длине).

Увеличение содержания
азота при большой толщине
покрытия свидетельствует о
том, что увеличение окисленно-
сти металла вызвано не толь-

ко повышением окислительно-
го потенциала покрытия, но и
ухудшением защиты от возду-
ха. Об этом же говорит и рез-

кое уменьшение перехода углерода, особенно заметное при при-
менении покрытия из одного мрамора (см. рис. 5.10 и 5.11).

Покрытие из плавикового шпата характеризуется хорошим
качеством защиты почти при всех значениях Лл* Лишь при очень
большой толщине покрытия (Лп = 0,9) защита нарушается, что
подтверждается значительным разбросом данных по азоту
(рис. 5.12).

Рис. 5.12. Зависимость содержания кислорода и азота от ka. Покрытие
из плавикового шпата

Учитывая, что мрамор и плавиковый шпат в различных соот-
ношениях являются основой многих электродных покрытий, сис-

Рис. 5.13. Коэффициенты перехода при сварке электродами с по-
крытием из мрамор-плавнкового шпата (Агп—0,3) при разном соот-
ношении CaCO3/CaF2. Стержень электродов из проволоки
Св-18ГСА (/) и СВ-06Х19Н9Т (2)

тема мрамор — плавиковый шпат была обследована подробнее.
( редкие значения коэффициентов перехода для kn = 0,3, полу-
ченные для двух марок проволоки (Св-18ХГС и Св-06Н19Н9Т),
приведены на рис. 5.13. Для марганца, кремния и хрома ход кри-
i.r 195
вых одинаковый для обеих проволок. В то же время в обоих слу-
чаях наблюдается резкое ухудшение защиты от воздуха при
большой толщине покрытия из-за локального разрушения его
во время сварки и нестабильного горения дуги. Система СаСО3—
CaF2 характеризуется наличием максимума на кривых для мар-
ганца и перегиба на кривых для кремния, которые можно
объяснить тем, что окисление металла мрамором зависит от ко-
личества выделяющегося СО2 и от химических свойств образую-

щегося шлака. С увеличением в
покрытии содержания СаСО3
увеличиваются окислительный
потенциал газовой фазы pCOj и
основность шлака (CaO/SiO2).
По отношению к кремнию оба эти
фактора способствуют его окис-
лению (уменьшают коэффициент
перехода).

По отношению к марганцу
увеличение рсоа способствует
его окислению и уменьшению
коэффициента перехода, в то
время как увеличение основности
шлака с увеличением содержания
СаСО3 уменьшает потери марган-
ца и увеличивает коэффициент
перехода. Все это и вызывает об-
разование максимума на кривой
Цмп СаСО3.

Окисленность неплавленого
металла (содержание кислорода)
при содержании в шихте покры-
тия до 50% мрамора практически
не изменяется, но при дальней-

Рис. 5.14. Зависимость содержа-
ния кислорода (а) и азота (б)
от содержания мрамора в би-
нарном покрытии СаСОз —
CaF2 (А„ « 0,32)

шем увеличении концентрации мрамора окисленность быстро
увеличивается (почти в 3 раза, рис. 5.14), что, видимо, объясня-
ется резким уменьшением в металле содержания кремния (до
0,1%).

При этом содержание азота можно принять не зависящим от
концентрации мрамора в покрытии. Хотя в двух сериях опытов
(на рисунке светлые и зачерненные значки) казалось бы наме-
чаются противоположные тенденции: уменьшение азота (светлые
значки) и увеличение его (зачерненные значки) с увеличением
содержания мрамора. По всей вероятности, это объясняет-
ся большим разбросом данных газового анализа. При малом
содержании плавикового шпата разброс может быть вызван де-
фектами газовой защиты, при малом содержании мрамора — на-
рушениями шлаковой защиты.
>гот разброс, видимо, является одной из причин противоре-
чивых заключений о роли газовой защиты при сварке карбонат-
но флюоритовыми электродами.

Развитие окислительной реакции между металлом и шла-
ком 1

[Me] + (RO)^(MeO) + [R]

(5.1)

или, иначе говоря, степень окисления элемента Me зависит от
концентрации окислителя (RO) и от условий равновесия реак-
ции, определяющих предельные (равновесные) концентрации
реагентов, которые могут быть

достигнуты в системе придан-
ных температуре, давлении и
исходных концентрациях.
Именно условиями равновесия
реакции объясняется отмечен-
ное выше влияние основности
шлака на коэффициенты пе-
рехода марганца и кремния.

Влияние основности шлака
при неизменной концентрации
окислителя (мрамора) показа-
но на рис. 5.15: основность (от-
ношение ' СаО/БЮг) в шлаке

Рис. 5.15. Зависимость коэффици-
ентов перехода марганца и крем-
ния от основности шлака
« 0,4)

if (менялась с изменением соотношения между маршалитом и
плавиковым шпатом.

Поясним полученные в опыте и представленные на рис. 5.15
результаты следующей схемой 2.

Распределение марганца между металлом и шлаком при рав-
новесии характеризуется коэффициентом распределения

(% Мп)

(%Мп)

или при пересчете марганца в шлаке на МпО
_ (%МпО)

Мп [%Мп]

Для реакции

[Мп] + (FeO)X (МпО) + [Fe]

(5.2)

константа равновесия

Кмп ==

gMnOgFe

gFeOgMn

1 В квадратных скобках здесь и далее дана концентрация реагентов в ме-
таллической, а в круглых — в шлаковой фазах.

2 Излагается вслед за описанием С. Т. Ростовцева.
При небольшой концентрации марганца в железе можно принять
aFe= 1 и амп~[%Мп];

д' = gMnO = (%МпО)¥Мпо
МП gFeO [% Mnl I%MnJgFeO

Следовательно,

flFeO

YMriO

(5.3)

В то же время, учитывая ионную природу шлака:
ампо = амп2+ао2—'

Допустим, что активность катионов аМп2+ не изменяется с из-
менением основности шлака, если концентрация (МпО) остает-
ся постоянной. Однако от основности шлака зависит активность
анионов ао2-* Вследствие образования сложных комплексов:

SiO2 4- 2О2- = SiOl-; п SiO2 + п О2“ = (SiO3)n и т. д„

концентрация и активность анионов кислорода уменьшаются
с увеличением кислотности шлака, что должно привести к пони-
жению ампо, а при постоянном содержании МпО к уменьшению
УМпО-

Такое объяснение влияния основности шлака является край-
не упрощенным. Структура металлургических шлаковых рас-
плавов характеризуется большой сложностью: наличием недис-
социированных молекул (по II. М. Чуйко, И. С. Куликову),
а также упорядоченностью в расположении ионов (по
О. А. Есину).

Для простоты изложения и с учетом того, что данные об ак-
тивностях и других термодинамических характеристиках компо-
нентов шлаков приводятся для молекул и атомов, химические
процессы будут описаны главным образом в молекулярной •
форме.

Из опытных данных следует, что для кислых шлаков [140]

ig TMnO ----1^-4-0,361

и для основных

. 2273 , лпо

1g ТмпО = —---------1.092.

Таким образом, для Т = 2000 Кумпо кислых и основных шла-
ков соответственно равен ~ 0,28 и 1,11.

Таким образом, при повышении основности шлака (снижении
его кислотности) увеличивается коэффициент активности закиси
марганца умпо и, согласно выражению (5.3), уменьшается коэф-
198
финиент распределения L^n и при данном содержании закиси
марганца в шлаке увеличится концентрация марганца в метал-
ле, так как

[% Мп] =

^Мп

(5.4)

Из выражения (5.4) следует, что при постоянной основности
и /,Дп = const увеличение содержания МпО в шлаке должно

привести к увеличению равновесного содержания марганца

в металле. Соответственно

следует ожидать увеличе-
ния перехода марганца, что
наблюдалось в опыте (рис.
5.16) с покрытием из родо-
нита (МпО • SiO2), перовски-
та (СаО • ТЮ2), кварцевого
песка и окиси алюминия.
В этом покрытии содержа-
ние МпО изменялось от 0 до
10% за счет полной или ча-
стичной замены родонита
окисью алюминия, а содер-
жание SiO2 поддерживалось
постоянным (~45%) за
счет добавок кварцевого
песка, так что основность
шлака (с учетом силиката
связующего) сохранялась

Рис. 5.16. Зависимость коэффициен-
тов перехода марганца и кремния от
содержания МпО в шлаке (kn 0,42,
стержень Св-18ХГСА)

постоянной (CaO/SiO2 ~

0,1). Постоянная основность шлака и сравнительно неболь-

шое содержание окислителей привели к постоянному содер-

жанию кремния.

Аналогичную зависимость содержания марганца в наплав-

ленном металле от содержания окислов марганца в шлаке на-
блюдал А. А. Алов на электродах с родонитперовскитовым по-
крытием и стержнем из проволоки Св-08А [2]. С увеличением
содержания родонита в покрытии содержание марганца в на-
плавленном металле увеличивалось, приближаясь к исходному
(0,48%).

Опыт и расчет показывают, что активность SiO2 в шлаке бы-
стро уменьшается с увеличением основности. Так, для бинарной
системы СаО — SiO2 коэффициент активности ysi увеличивается
от 1,5-10-4 до 88* 10~4 при увеличении содержания SiO2 от 43
до 57%. Следовательно, повышение основности шлака должно
привести к увеличению L'Si и снижению содержания [Si] для

реакции

[Si] + 2(FeO)^ (SiO2) 4- 2 [Fe],

(5-5)
что и подтверждается данными рис. 5.15 по отношению к крем-
нию; наоборот, увеличение содержания SiO2 в шлак * должно
вызвать соответствующее увеличение содержания кремния в на-
плавленном металле (и снижение марганца) (рис. 5.17). В этом
случае увеличение содержания SiO2 за счет мрамора привело
к резкому увеличению перехода кремния и ослаблению степени

окисления марганца вследствие уменьшения количества окисли-
теля (мрамора). Но и при постоянном содержании (50%) мра-

марганна и кремния при сварке
электродами УОНИ 13/45 с увели-
чением в шихте покрытия содержа-
ния S1O2 (за счет мрамора)

мора увеличение в покрытии со-
держания SiO2 увеличивает пере-
ход кремния и уменьшает пере-
ход марганца.

Однако при этом заметно дей-
ствие второго компонента покры-
тия, за счет которого вводят SiO2.
Так, при небольшом содержании
SiO2 переход кремния является
минимальным, если указанным
компонентом является основной
синтетический шлак (СаО —
AI2O3 — ВаО), л максимальным
в случае плавикового шпата. Гли-
нозем в этом отношении занима-
ет промежуточное положение.
Иная картина наблюдается при
переходе марганца. Только здесь
промежуточное положение зани-
мает основной шлак (рис. 5.18).

Высокая эффективность плавикового шпата, проявляющаяся в

обоих случаях, свидетельствует о том, что наряду с химически-
ми свойствами шлака немаловажное значение для выбора ра-
ционального состава шлака имеют и его физические свойства

(жидкотекучесть и т. п.), обусловливающие его защитное
действие.

Окислительное действие покрытий и флюсов проявляется
в большей степени по отношению к высоколегированным сталям
и сплавам и оказывает большее влияние на свойства металла

шва. Легированный металл, обедняясь компонентами, в значи-
тельной степени теряет свои специальные свойства. К тому же
при высокой концентрации легкоокисляющихся компонентов ме-
талл шва загрязняется окислами, что еще больше ухудшает его
свойства.

К. В. Любавский, исследуя сварку нержавеющей стали типа
1Х18Н9Т под флюсами с различным содержанием кремнезема,
показал, чго только низкокремнистые флюсы пригодны для свар-
ки подобных сталей (табл. 5.14).

Если при сварке сталей мощным окислителем является гема-
тит, то при сварке никелевых сплавов окислителем будет окись
(>>дгр/кенне, % Шл 1КОНЫГ нключения. % Уюл загиба, градусы
флм>« в металл* nine
МО, МпО Si Мп Сг
13,0 — 0,58 0,48 18,68 0,044 180
47.0 * I » 1,00 0,40 17,48 0,110 35 -60
Hi. 5 36.1 1,20 1,34 16,05 0,150 Трещина в шве

никели. Сравним окислительное действие окиси никеля и мрамо
р I. Содержание кислорода в наплавленном металле почти ли
Пей ио возрастает с увеличением концентрации мрамора на элек

Рис. 5.18. Зависимость коэффициентов перехода марганца, кремния и
хрома от содержания SiO2 в шихте покрытия, изменявшегося за счет
плавикового шпата (О)> глинозема (△) или синтетического основного
шлака (X) (при постоянном содержании мрамора в покрытии);

ka = 0,364-0,42

гроде (рис. 5.19). Наплавку выполняли электродами из никель-

хромовых сплавов с переменным содержанием мрамора в шихте
покрытия (10—40%). Содержание мрамора на электроде отно-
сили не к массе покрытия, а к массе электродного металла (что
позволило учесть неизбежные колебания в толщине покрытия

на разных электродах)

[%Мр] =

*п(%Мр)с ш

I +0,01(%«) ’

где (% Мр)с.ш — содержание мрамора в сухой шихте покры-
тия, %; i—содержание жидкого стекла (считая не сухой оста-
ток) от массы сухой шихты, %.
На рис. 5.19 зачерненными кружками с цифрами 5 и 10 нане-
сены результаты двух опытов, в которых при примерно одинако-
вом содержании мрамора (~9,4%) в шихту покрытия было
введено 5 и 10% окиси никеля (1,89 и 3,92% от массы электрод-
ного металла). Электрод, содержащий 5% Ni2O3 (окиси никеля),
по содержанию кислорода в наплавке соответствует электроду,
имеющему 13,2% мрамора (зачерненные точки на графике).
Следовательно, эквивалент мрамора по отношению к окиси нике-
ля составляет

13,2—9,4

1,89

Таким образом, электрод, содержащий в покрытии 10% Ni2O3,
по своему окислительному действию эквивалентен электроду,

содержащему 17,2% мра-
мора (9,4 + 3,92 X 2).

Как было отмечено на-
личие защиты (газами или
шлаком) не означает еще
полную изоляцию расплав-

Рис. 5.20. Разность Д потерь
марганца и кремния при обыч-
ной сварке и сварке с дополни-
тельной защитой аргоном:
а и б — соответственно покры-
тия Л и Б

Рис. 5.19. Зависимость содержания
кислорода в наплавленном металле от
концентрации мрамора на электроде

ленного металла от воздуха. Поэтому наряду с окислением сва-
рочными материалами возможно частичное окисление и кислоро-
дом воздуха [33]. Участие воздуха в окислении легирующих
элементов в металле зависит от степени его изоляции и от хи-
мического сродства элементов к кислороду. Это наглядно ил-
люстрируется разностью потерь марганца и кремния из прово-
локи Св-10ГС при сварке на воздухе и с дополнительной за-
щитой зоны сварки аргоном опытными электродами с покры-
тиями А из плавикового шпата и Б из 85% мрамора и 15%
плавикового шпата (рис. 5.20). Покрытие Б с высокой окисли-
тельной способностью характеризуется меньшим вкладом кис-
лорода в окисление металла (меньшая разность А потерь при
<пярке с защитой аргоном и без нее), так как покрытие само
интенсивно окисляет кремний и поэтому с воздухом контакти-
рует металл с очень низкой концентрацией кремния.

Окисление кислородом воздуха, проникающим через слой
флюса, играет определенную роль и при электрошлаковой сварке.

Восстановление элементов из окислов и переход их из шлака
н металл. Взаимодействие металла и шлака не ограничивается
окислением компонентов металлического расплава и переходом
их в шлак. Окисление некоторого элемента Me, например по
реакции (5.1), сопровождается одновременным восстановлением
другого элемента R и переходом его из шлака в металл. Класси-
ческим примером этого может служить кремние- и марганцевос-
становительный процесс при сварке под флюсами с высоким со-
щржаиием марганца и кремния (ОСЦ-45, АН-348 и т. п.).

Условия протекания реакции (5.5) влево, в сторону восстанов-
ления кремния железом находят из выражения константы равно-
весия для этой реакции

_ QFcOgSI

aSiO2

или, принимая для шлаков, насыщенных кремнеземом (SiO2

* 50%), что aSiOa= 1,

/Csi = ^FeO^Si-

Заменяя для грубой оценки активности процентами по массе,
получим

[% Si] --.

(%FeO)2

Температурная функция такой практической константы рав-
новесия

lg/C = —1^1 + 11,1.

Следовательно, Кг увеличивается с повышением температуры:

Г, К..................... 1800 2000 2500

К'....................... 11 37,2 302

Таким образом, содержание кремния в металле под шлаком,
насыщенным кремнеземом, должно увеличиваться с повышением
температуры и с уменьшением в шлаке окислов железа. Подобно
восстановлению кремния, термодинамическая вероятность раз-
вития реакции восстановления марганца также определяется вы-
сокой температурой процесса и небольшим содержанием в шла-
ке окислов железа.

Восстановление марганца и кремния железом при сварке под
флюсом подробно исследовано К. В. Любавским [67, 148] и дру-
Рис. 5.21. Изменение содер-
жания марганца, кремния и
кислорода по слоям много-
проходной сварки под флю-
сом ФЦ-6 стали 16ГНМА
проволокой 10НМ (0,21% Si,
0,65% Мп)

гими. Отметим, что вследствие неравновесности процессов при
сварке часть восстановленного марганца и кремния окисляется
в ванне (в хвостовой части) при понижении температуры метал-
ла, загрязняя металл шва неметаллическими включениями [94J,
что весьма нежелательно при сварке сталей с повышенным со-
держанием легирующих элементов и недопустимо при сварке
высоколегированных сталей и сплавов. Особенно неблагоприят-
ные условия создаются при многослойной сварке из-за постепен-
ного накопления от слоя к слою
кислорода и включений. Так, при
сварке под флюсом ФЦ-6 (43—45%
SiO2, 24—26% МпО) проволокой
Св-ЮНМ (0,21% Si, 0,65% Мп) со-
держание марганца и кремния уве-
личивается к десятому слою более,
чем в 2 раза, а кислорода в виде не-
металлических включений — в 3 ра-
за (рис. 5.21) [99].

В результате значительно ухуд-
шаются механические свойства ме-
талла шва, прежде всего его вяз-
кость при низких температурах
(табл. 5.15).

Реакция восстановления крем-
ния особенно заметна при наличии
активных раскислителей — алюми-
ния, титана и др. На рис. 5.22 дана
зависимость коэффициента перехо-
да кремния из флюса от содержа-

ния во флюсе SiO2 при сварке проволокой, содержащей 5,1 и
3,5% А1 (при 17% Мп). Основа флюса СаО — А12О3— CaF2 (6].

Восстановление кремния и марганца из шлака наблюдается
не только при сварке под флюсом, но и при сварке покрытыми
электродами при наличии раскислителей более активных, чем
железо.

Таблица 5.15

Вид сварки Содержа- ние кис- лорода, % Ударная вязкость при температуре испытания в °C
4-20 0 —20 —40 —60 —80
• 0,092 7,6 3,7 2,6 1,7 0,9 0,8
Под флюсом ФЦ-6 745 360 255 167 88 78
0,001 17,6 15,4 14,1 13.6 11,5 9,7
Электроннолучевая .... 1720 1510 1380 1330 ИЗО 950

Примечание. В числителе даны значения ударной вязкости в кгс-м'см’, в знаме-
нателе — в кДж'м3.
Так, например, при сварке электродами из проволоки Св-08А
(0,4% Мп) А. Д. Рахманов, вводя в покрытие марганцевую руду
н раскислители (табл. 5.16), получил в наплавленном металле
более 2% Мп при использовании в качестве восстановителя фер-

Рис. 5.22. Зависимость коэффи-
циента перехода кремния от со-
держания SiO2 во флюсе и алю-
миния в проволоке

Рис. 5.23. Восстановление
марганца из покрытия алю-
минием (/) и кремнием (2)

росилиция и более 4% Мп при использовании алюминия
(рис. 5.23).

При этом марганец руды использовали на 25—70%.

Таблица 5,16

Компоненты покрытия Содержание в % по массе
А Б
Мрамор 35 24
Плавиковым шпат . . . 20 24
Марганцовая руда . . . 25 30
Ферросилиций (45%) . . 20 • -
Порошок алюминия . . • ' 20
11оташ — 2

Рис. 5.24. Зависимость содержания
кремния в наплавленном металле
от FeO в покрытии электрода:

1 — 11% FeO; 2 — 20% FeO

Подавление реакции восстановления кремния возможно за
счет создания окислительных условий при сварке, например за
счет замены в покрытии рутила, содержащего 11 % FeO, ильме-
нитом, содержащим 20% FeO (рис. 5.24). Однако такое решение
далеко не всегда приемлемо.

При безокислительных условиях процесса и наличии энергич-
ных раскислителей предотвратить кремниевосстановительный
процесс невозможно. Для этого необходимо практически полно-
стью удалить SiO2 из покрытия или флюса и использовать бес-
силикатное связующее, например алюминат натрия.
Кремний и марганец восстанавливаются из шлака и при
электрошлаковом процессе. Степень восстановления зависит от
режима сварки и состава флюса (так же, как и при дуговой
сварке под флюсом). Но если при сварке под флюсом (так же,
как и при сварке открытой дугой) ванну расплавленного метал-
ла можно считать находящейся в квазистационарном состоянии
(состав металла и шлака не изменяется по длине шва), то при
электрошлаковом процессе это условие не соблюдается вслед-
ствие изменения состава шлака во времени из-за накопления
продуктов взаимодействия шлака с металлом и атмосферой,
а также из-за протекания реакций между компонентами шлака.

Так, после наплавки слитка высотой 250 мм в медный охлаж-
даемый кристаллизатор проволокой 10Г2 под флюсом АНФ
в шлаке содержалось почти в 5 раз больше FeO по сравнению
с содержанием FeO в исходном флюсе (табл. 5.17) [138].

Таблица 5.17

Химический состав, %

Материал анализа SiO2 A12Os СаО MgO МпО FeO CaFj p
Исходный флюс Шлак после наплавки слитка 250 мм 36,62 29,0 9,4 7,0 7,6 7.8 7,02 5,5 25,3 30,6 1,6 7,7 15,9 12,5 0,038 0,0074

В соответствии с этим изменяется интенсивность (и даже на-
правление) реакций между металлом и шлаком, а также состав
металла по высоте слитка, в частности тормозится переход фос-
фора из флюса в металл.

Одной из причин изменения состава шлаковой ванны являет-
ся взаимодействие ее с воздухом. На границе расплавленный
шлак — воздух низшие окислы шлака обогащаются кислородом,
который, согласно схеме реактивной диффузии, переносится че-
рез шлак к металлу. Несмотря на значительную толщину слоя
шлака над металлом окисление его кислородом воздуха может
быть значительным, этому способствуют продолжительность про-
цесса и конвективные потоки в шлаковой ванне.

Защищая поверхность шлаковой ванны аргоном или азотом,
можно снизить угар марганца и других элементов при электро-
шлаковом процессе.

Пример использования окислительных реакций для регули-
рования свойств наплавленного металла. Окислители в состав
защитных материалов вводят преимущественно исходя из техно-
логических соображений, например из-за необходимости воздей-
ствия на характеристики сварочной дуги, получения нужных
физических свойств шлака, повышения влагостойкости покрытия
или флюса, улучшения технологии изготовления электродов
и т. д.
Однако в отдельных случаях окислители вводят в покрытия
и флюсы, исходя из металлургических соображений — для созда-
ния в процессе сварки окислительных условий. Последние могут
быть благоприятными, например при выжигании избыточного
углерода при холодной сварке чугуна или в электродах с домен-
ным ферромарганцем в покрытии (см. далее п. 30). При сварке
под флюсом жаропрочных сталей и сплавов в некоторых случаях
рекомендуется применять окислители для подавления кремние-
восстановительного процесса, который особенно проявляется при
фторидных флюсах, не содержащих практически СаО [72].

Другим примером может служить введение окислителя в по-
крытия некоторых марок электродов для сварки жаропрочных

Рис. 5.25. Зависимость плас-
тичности наплавленного метал-
ла после старения (при 900° С—
10 ч, 800° С — 20 ч) от содержа-
ния кремния и молибдена:
/ — 12% Мо; 2 — 25% Мо

сплавов с целью предотвращения реакции восстановления крем-
ния из силиката натрия — связующего почти всех электродных
покрытий и керамических флюсов. Увеличивая концентрацию
мрамора в покрытии, можно не только подавить кремниевосста-
новительный процесс, но и иокислить часть кремния электродной
проволоки. Значительное снижение кремния в наплавленном ме-
талле типа Ni—Сг—Мо целесообразно вследствие большой чув-
ствительности этой системы к примеси кремния [3].

Кремний, увеличивая выделение второй фазы, способствует
гетерогенизации структуры и снижению пластических свойств
наплавленного металла, особенно после старения (рис. 5.25).
Уменьшение содержания кремния в результате его окисления
при сварке значительно уменьшает количество второй фазы
(табл. 5.18) и позволяет получать наплавленный металл, который
не склонен к охрупчиванию после старения.

Из рассмотрения рис. 5.25 видно, что металл, содержащий
около 12% Мо, обладает большой пластичностью. Однако ме-
талл, в котором содержание молибдена (25%) превышает его
предел растворимости, характеризуется гетерогенной структурой
и пониженной пластичностью после старения даже при малых
содержаниях кремния.

Развитие окислительных реакций сопровождается увеличе-
нием содержания кислорода в металле. Поэтому в опытах низко-
му содержанию кремния соответствует повышенная окисленность
металла. Чтобы исключить возможное влияние кислорода на
свойства металла, был проведен опыт, в котором низкое содер-
Содержание, %

Таблица 5.18

мрамора на элск- кремния в наплав-

троде ленном металле

Скорость охлаждения
при 600-500° С. К/с

Количество второй
Фазы, %

1>3

0,5

600—650
9—11

0,08-0.1

5-7
12—15
25—30

600—650

9—11
0,08—0.1

3—5

7—10

15—18

Примечание. По результатам испытания наплавленного металла типа
XI5H65M15B4 на машине ИМЕТ-1.

жание кремния было получено заменой силикатного связующего
алюминатом натрия без проведения окислительной реакции.
Таким образом, металл с низким содержанием кремния имел
низкое содержание кислорода. Испытания такого металла (опыт-
ные точки обозначены треугольниками на рис. 5.25) показали

Рис. 5.26. Зависимость кратковремен-
ной прочности наплавленного металла
при 850° С от содержания молибдена
при разном содержании мрамора
на электроде:

/ — 3,9%; 2 — 16.7%

однозначную зависимость пластичности металла от содержания
кремния.

Однако использование окислительных реакций требует боль-
шой осторожности. Так, если при 12% Alo в наплавленном ме-

Рис. 5.27. Зависимость стойко-
сти наплавленного металла про-
тив образования горячих тре-
щин (критическая скорость де-
формации) от содержания мра-
мора на электроде при содер-
жании молибдена в наплавлен-
ном металле:

/ — 4% Мо; 2 — 12—14% Мо

талле окисление кремния снижает охрупчивание, не ухудшая
существенно других свойств наплавленного металла, то при
большем содержании молибдена окисление металла сказывается
на его жаропрочности (рис. 5.26) и стойкости против образова-
ния горячих трещин (рис. 5.27). Это можно объяснить изменени-
208
ем состава второй фазы в окисленном металле с увеличением со-
держания молибдена, снижением ее тугоплавкости и температу-
ры начала выделения из расплава. Косвенным подтверждением
сказанного служат результаты рентгеноспектрального анализа
второй фазы на установке «Камека», показавшие преимущест-
венное увеличение содержания кислорода и уменьшение молиб-
дена во второй (интерметаллидной) фазе в окисленном металле.
Можно ожидать, что уменьшение содержания молибдена сни-
жает термическую устойчивость этой фазы, а повышение содер-
жания кислорода понижает температуру плавления, так как
молибден образует легкоплавкие окислы.

Сравнение окислительно-восстановительных реакций при
сварке порошковой проволокой и покрытыми электродами. От-
меченные различия условий контакта расплавленного металла
с электродным покрытием и сердечником порошковой проволоки
(см. п. 21) должны влиять на полноту протекания реакций меж-
ду ними. Это подтверждается опытом, выполненным И. П. Бра-
верманом и автором настоящей книги. Исследовалась порошко-
вая проволока диаметром 2,5 мм и для сравнения с ней электро-
ды диаметром 4 мм. В качестве сердечника порошковой
проволоки и покрытия электродов использовали одну и ту же
шихту с переменным содержанием мрамора и, следовательно,
с различной окислительной способностью (табл. 5.19).

Таблица 5.19

Компоненты шихты сердечника (покрытия) Содержание компонентов для шихты составов I—IV. %
I II ill IV
Кслсзный порошок 25 25 25 25
ферромарганец 25 25 25 25
Мрамор 50 30 15 0
Плавиковый шпат 0 20 35 50

Коэффициент заполнения порошковой проволоки ka = 28 ч-
32%, ему соответствует kn = 39 ч- 47%; коэффициент массы
покрытия электродов kn = 40 ч- 46%. В шихту сердечника по-
рошковой проволоки вводили силикат-глыбу в количестве, рав-
ном количеству сухого остатка жидкого стекла в покрытии элек-
тродов.

Содержание марганца в порошковой проволоке и электродах
определяли по известному составу шихты и массе сердечника
(покрытия) относительно массы всего металла проволоки (элек-
грода), включая массу железного порошка в сердечнике (покры-
тии). Порошковыми проволоками и электродами наплавляли
и охлаждаемую медную форму. Сваривали на постоянном токе
Ы Заказ 1141 209
обратной полярности при нескольких значениях силы сварочного
тока и напряжения на дуге.

Зависимость коэффициента перехода марганца Т]мп от силы
сварочного тока и напряжения на дуге (рис. 5.28) оказалась од и-

наковой для порошковой
проволоки и электродов.
При сильно окислитель-
ных условиях процесса
(составы шихты I и II)
значения коэффициента
цмп в обоих случаях неве-

лики.

уменьшением

окислительной способно-
сти сердечника (покры-
тия) увеличивается и
при сравнимых рабочих
режимах этот коэффици-
ент больше в случае по-
рошковой проволоки, чем
при сварке электродами
(рис. 5.29).

рие. 5.28. Зависимость коэффи-
циента перехода марганца т|мп
от силы сварочного тока и на-
пряжения на дуге:
а — сварка порошковой проволо-
кой м б — то же, электродами.

Сила тока в Л

I — 200; 2 — 300;

3 ~ 450; 4 — 140; 5 — 180; 6 — 260

IV — составы шихты)

Таким образом, при сварке порошковой проволокой металли-
ческие присадки взаимодействуют с окислительными компонен-
тами в шихте менее интенсивно, чем при сварке электродами.
Это справедливо и для кремниевосстановительного процесса, для

Рис. 5.29. Зависимость коэффици-
ента перехода марганца от содер-
жания мрамора на электроде:
/ — сварка порошковой проволокой,
/ - 300 А. ид - 25 В; 2 - сварка
электродами, I — 180 А, Уд - 25 В

изучения которого была выполнена на разных режимах серия
наплавок порошковой проволокой диаметром 2,5 мм и электро-
дами диаметром 4 мм. Шихту использовали следующего состава:
30% плавикового щпаТа, 6% мрамора, 42% кварцевого песка,
15% ферромарганца, 7% алюминиевого порошка. Коэффициент
210
мполнения проволоки брали равным 40% (этому соответствует
А„ 0,66); относительная масса покрытия электродов состав-
ит 0,7. С увеличением напряжения на дуге количество восста-
нии ленного кремния увеличивалось (для электродов это было
<>1 мечено и в других исследованиях). Однако при всех режимах

(одержание кремния в наплавлен-
ном металле при сварке порошковой
проволокой меньше, чем при сварке
электродами (рис. 5.30).

Другие реакции при сварке (пе-
реход серы и фосфора, абсорбция
in юн). Наибольшее значение при
। парке имеют, как указывалось,
|н целительно-восстановительные ре-
III цни. Но сварочные материалы мо-
। VI содержать не только окислите-
ли, но и другие компоненты, переход
которых в металл также нежелате-
лен, как и переход кислорода.

I акими компонентами являются
прежде всего сера и фосфор, попада-
ющие во флюсы (реже в покрытия)
мл шихтовых материалов, если не
применены специальные меры для
их обессеривания и обесфосфорива-

Рис. 5.30. Зависимость содержа-
ния кремния в наплавленном
металле от длины (напряжения)
дуги при сварке электродами:

I — / - 150 А; 2 — I - 220 А;
при сварке порошковой проволо-
кой: 3 — / - 240 А и 4 — 1

«= 410 А

НИЯ.

Из теории и практики производства стали следует, что коэф-
фициент распределения серы между шлаком и металлом

Ls = -^

[S]
тем больше, чем выше основность шлака и чем меньше количест-
во окислителей (например, окислов железа1, карбонатов и т. п.).
Переходу серы в шлак благоприятствует увеличение концентра-
ции марганца в металле, что объясняют образованием по реакции

[FeS] + [Мп] [Fe] + (MnS)

менее растворимого в стали сульфида марганца, частично пере-
ходящего в шлак.

Роль основности связывают с образованием в стали нераст-
воримого CaS:

(FeS) + (СаО) X (CaS) + (FeO),

что снижает концентрацию FeS в шлаке и вызывает переход
I» шлак дополнительного количества серы. С уменьшением отно-
шения CaO/SiO2 вероятность образования CaS уменьшается.

1 Такая зависимость справедлива при содержании до 2% FeO. При боль-
шем содержании FeO наблюдается даже обратная зависимость.

1Г 211
При увеличении FeO в шлаке равновесие реакции образования
CaS сдвигается влево, в сторону меньших его концентраций.

Распределение фосфора Lp между шлаком и металлом уве-
личивается с повышением основности шлака и в отличие от серы
с увеличением в шлаке содержания FeO, так как фосфор окис-
лами железа переводится в пятиокись фосфора:

2 [Fe2P] + 5 (FeO) - (Р2О5) + 9 [Fe],

Которая в шлаке связывается в фосфаты, что затрудняет обрат
ный переход фосфора из шлака в металл.

Таблица 5.20

Содержание серы, %

Наплавленный металл исходное в проно- локе в наплав- ленном металле
Х18Н11М Х14Н18В2БР1 .... 0,021 0,023 0 006 0,005

Эти общие металлур-
гические соображения
подтверждаются н в усло-
виях сварки [61].

Сильно основные без-
окислительные покрытия
и флюсы позволяют полу-
чать наплавленный ме-
талл с меньшим содержа-

нием серы по сравнению
с исходным ее содержанием в электродной проволоке. Так [72],
при электрошлаковой сварке под основным безокислительным
флюсом АНФ-7 (80% CaFs, 20% СаО) содержание серы заметно
уменьшается (табл. 5.20).

Сложнее обстоит дело с реакцией обесфосфоривания, так
как создание необходимых окислительных условий в большинст-
ве случаев недопустимо. Поэтому особое значение имеет чистота
металла и сварочных материалов по фосфору.

Из других реакций, протекающих при сварке между металлом
и окружающей средой, отметим абсорбцию металлом азота и
водорода.

Азот может попадать в расплавленный металл либо из арго-
на или другого защитного газа при недостаточной его чистоте,
либо из воздуха, который может контактировать с металлом при
нарушении надежности Защиты, например при удлинении дуги.
Водород попадает в металл в результате его взаимодействия
с влагой, содержащейся в защитных газах (в виде примеси),
в компонентах покрытий и флюсов, в какой-то степени во влаге

воздуха.

Азот, поглощаемый металлом, влияет на его свойства и слу-
жит источником образования пор.

Водород также является причиной образования в металле
пор, холодных трещин и сварочных флокенов.

Влияние режима сварки на полноту протекания реакций. Хи-

мические реакции при сварке чаще всего не достигают равнове-
сия. Полнота протекания реакций определяется их скоростью,
зависящей от кинетики реакции и условий контактирования взаи-
модействующих фаз (межфазной поверхности и продол житель-
носи! контактирования). Приведем примеры, иллюстрирующие
•ио положение. Подробнее с расчетными оценками этот вопрос
г>\ кт рассмотрен в гл. 6.

При сварке время жизни капли с увеличением силы тока
уменьшается (см. рис. 2.33), а с удлинением дуги — увеличивает-
<и (см. рис. 2.30). Поэтому следует ожидать, что полнота проте-
клиня реакций будет уменьшаться с увеличением силы тока и

Рис. 6.31. Зависимость состава на-
и ннмк'нного металла от силы тока
и длины (напряжения) дуги при
»пирке электродами УОНИ-13/55:

А — 300, X — 200 и о — 120 А

увеличиваться с удлинением дуги.
Именно такая зависимость и на-
блюдается при сварке (рис. 5.31)
[см. также работы 33, 102, 103 и
др.]. Объяснить большее окисле-
ние марганца и кремния при уд-
линении дуги ухудшением защи-

Рис. 5.32. Зависимость содержания
кремния в наплавленном металле
от силы тока и длины (напряже-
ния) дуги при кремниевосстанови-
тельном процессе:

1 — 120 и 2 — 230 А

ц.| нельзя. Как было показано, роль кислорода воздуха при
«нарке в окислительных условиях сравнительно невелика (см.
риг. 5.20).

Вывод о большом влиянии характеристик капельного плав-
ления на полноту протекания реакций подтверждается опытом,
и котором определяли влияние параметров режима на реакцию
ш ^становления кремния. При сварке электродами со стержнем
< п 08Л (со следами кремния) и покрытием, содержащим 50%
кварцевого песка и 8% алюминиевого порошка в качестве вос-
I Iновителя, наблюдается интенсивное восстановление кремния
(рис. 5.32). Для исключения возможности доступа кислорода
по ।духа в зону сварки ее дополнительно защищали аргоном.

При этом содержание кремния в наплавленном металле уве-
личивалось с удлинением дуги (с увеличением 1/д) и с уменьше-
нием силы тока, т. е. с увеличением времени взаимодействия ме-
галла с газами и шлаками, видимо, главным образом на стадии
капли, поскольку при небольших силах тока и большой длине
дуги капли крупнее и время их жизни больше. Примечательно,
что при таком же изменении режима в случае реакции окисления
кремния получается обратный результат, т. е. содержание крем-
ния уменьшается (возрастает степень окисленности, см. рис. 5.31)
соответственно увеличению указанного времени взаимодействия.

Рис. 5.33. Зависимость содержания элементов в метал-
ле, наплавленном проволокой Св-10НМ (0,21% Si,
0,65% Мп, 0,01% Р, 0,007% S) под флюсом ФЦ-6, от
параметров режима сварки (при изменении одного,
другие параметры остаются постоянными):
/ = 550 А. - 38-5- 40 В, vCB»25 м/ч

При сварке под флюсом, где предел изменения параметров
режима больше, чем при сварке покрытыми электродами, в боль-
шей степени проявляется зависимость состава металла шва от
режима сварки. Эта зависимость определяется, с одной стороны,
влиянием режима на кинетику реакций (условия контакта ме-
214
i алла и шлака); а с другой — на относительную массу расплав-
ленного флюса /?ф (при сварке покрытыми электродами относи-
тельная масса покрытия kn не зависит от режима). Роль кине-
тнческого фактора (времени взаимодействия т) выявляется при
сопоставлении хода кривых, описывающих изменение содержа-
ния марганца, кремния и фосфора в верхних слоях многослойной
наплавки в зависимости от силы тока и напряжения дуги
(рис. 5.33) [100], с зависимостью т от этих же параметров (см.
рис. 2.30—2.33).

Как и при ручной сварке, увеличение напряжения дуги и
вместе с ним т приводит к большей полноте реакций и большему
переходу в шов из флюса марганца, кремния и фосфора, а уве-
шчение силы тока (и уменьшение с ним т) — к меньшему их
переходу. По-другому ведет себя лишь сера, что можно объяснить
влиянием на нее марганце- и кремниевосстановительных процес-
сов. Увеличение содержания марганца в металле шва и обедне-
ние шлака кремнеземом с развитием этих процессов, например
при удлинении дуги, приводит к уменьшению растворимости серы
в металле вследствие того, что сульфиды марганца в отличие от
сульфидов железа практически не растворимы в железе, и к уве-
личению коэффициента распределения серы между шлаком и
металлом из-за повышения основности шлака. Однако кинетиче-
ские условия процесса практически не зависят от скорости свар-
ки, а изменение полноты протекания реакций в этом случае объ-
ясняется, очевидно, изменением относительной массы флюса.

Не весь расплавленный шлак в равной мере взаимодействует
с металлом. Анализ шлаковой корки показал большую химичес-
кую неоднородность ее по высоте (табл. 5.21), что свидетельст-
вует о недостаточном перемешивании шлака и различной полно-
те протекания реакций в разных его объемах (слоях) [100].

Таблица 5.21

Объект анализа

Флюс ФЦ-6.................................

Шлак в верхней части корки .*.............

Шлак в средней части корки................

Шлак вблизи контакта с металлом...........

Содержание, %

Fe2O, FeO р
0,80 0,56 0,035
0,79 2,06 0,033
0,74 3,81 0,014
0,19 5,41 0,011

Примечание. Сварка под флюсом ФЦ-б проволокой Св-ТОНМ диаметром 3 мм
(Г-450 А: С/=39-г-40 В; vCB-25 м/ч).

25. ИЗМЕНЕНИЕ СОСТАВА ПЕРЕПЛАВЛЯЕМОГО МЕТАЛЛА
В ПРОЦЕССЕ СВАРКИ

При расчете металлургических реакций при сварке, сопо-
ставляя исходное содержание элемента с его содержанием в ме-
талле шва, необходимо, во-первых, учитывать потери металла
на разбрызгивание и угар, которые иногда достигают значитель-
ной величины и, во-вторых, разбавление электродного металла
основным (или основного металла электродным).

Само понятие исходной концентрации требует уточнения. Бу-
дем различать, во-первых, исходную концентрацию какого-либо
элемента в электроде с,- Если в сварочном материале (покрытии,
флюсе, сердечнике порошковой проволоки) этот элемент не со-
держится в виде металлической присадки, то его исходная кон-
центрация соответствует его содержанию в электродной прово-
локе, ленте, прутке или стержне электрода сСт, т. е.

При наличии же такой присадки, содержание которой состав-
ляет сПок (в % от массы сварочного материала),

сэ = сст + &пспок * (5 * 6)

Однако часто содержание легирующих присадок дают в % от
сухой шихты р.

Тогда

1UU

где i — связующее (жидкое стекло), в пересчете на сухой оста-
ток, %.

Во-вторых, исходную концентрацию в основном металле со и
в-третьих, исходную концентрацию в металле шва си, которую
определяют по правилу смешения основного и электродного ме-
таллов в предположении, что при этом не протекают никакие
реакции:

си = 0со + (1—0)сэ,

где 6 — доля основного металла в металле шва.

При расчетах с0, сст берут из данных анализа или технической
документации, спок находят по известной шихтовке сварочного
материала (покрытия, флюса), kn и 0 — из опыта или из таблич-
ных данных.

Конечную концентрацию определяем для металла шва

Сщ — со0 -f- сн( 1 0)

(5.7)

или для наплавленного металла сп. Под наплавленным металлом
здесь и далее подразумевается металл, полученный распавлени-
ем электрода в обычном сварочном процессе и не содержащий
примеси основного металла. Это может быть, например, металл,
наплавленный в медную форму, или металл верхней части мно-
гослойной наплавки, отобранный из такого слоя, в котором уже
практически не ощущается примеси основного металла и на
который производилась наплавка.
Перепишем выражение (5.7) в виде

“ ^Н (^Н ^о) •

Примем, что степень разбавления электродного металла ме-
|.4ллом предыдущего слоя или всех слоев одинакова, т. е. О =
const. Для второго слоя

Сцц = Гн V л ^ш) '= (^н ^о)

1.1 И /1-ГО СЛОЯ

^Шг1 — Сц (^Н ГО)0П«

15 наименее благоприятном случае, когда разность
имеет максимальное значение (со = 0):

(5.8)

(Гц Cq)

С»

Отсюда легко найти число слоев п, при котором 'обеспечи-
вайся любое заданное значение О. Расчет показывает, что даже
при небольшом числе слоев можно получить величину Ф < 0,01
(табл. 5.22).

Таблица 5.22

Номер слоя • Относительное содержание О основного металла по слоям наплавки, %
при 0, рапном
о.з 0,4 0,5 0,6
2 9,00 16,00 25,00 36,00
3 2,70 6,40 12,50 21,60
4 0,87 2,56 6,25 12,96
5 1,02 3,12 7,77
6 —* » 1,56 4,66
7 * —* 1 0,78 2,80
8 — 1 1,68
9 - ~ - 1,01

Справедливость сказанного подтверждается данными послой-
ного анализа металла при наплавке на низкоуглеродистую сталь,
не содержащую молибдена, электродами с молибденом
(рис. 5.34).

Заметим, что допущение постоянства степени разбавления 0
каждого наплавляемого слоя предыдущим справедливо при ло-
стоянных условиях нагрева (постоянстве теплового потока и теп-
лоотвода) .

Металл, полученный при наложении валика на поверхность
основного металла или при сварке шва и содержащий примесь
основного металла, в отличие от наплавленного металла, будем
называть металлом шва или наплавкой.
Сравнивая исходное содержание элемента с содержанием его •
в наплавленном металле, необходимо помнить, что концентрация
сэ отнесена к массе электродного стержня (проволоки), а кон-
центрация в наплавленном металле — к массе последнего. Эти
массы могут отличаться между собой, если велики потери ме-

талла или если в наплавленный металл переходит значительное

Рис. 5.34. Содержание
молибдена по высоте
многослойной наплавки

количество присадок из покрытия, флюса
и т. д. В таком случае определить потери
элемента по разности (сэ — сп) нельзя,
так как концентрации сэ и сп отнесены к
разным количествам вещества. Приведем
их к одной массе, удобнее всего — к мас-
се наплавленного металла (или к массе
металла шва). Из выражения (2.8) сле-
дует

элемента, понимаемый
к исходной, составит

Тогда коэффициент перехода (или ко-
эффициент усвоения — термин, применяе-
мый некоторыми авторами) какого-либо
как отношение конечной его концентрации

T1 = _^ = _£jL(i+pAn)(i_4,.)

сэ£ст сэ

ИЛИ

„ _ г (1+ М)(1-10
Ч сн ,

ССТ “Г Спок^П

(5.9)

При металлургическом анализе процесса, когда нужно опре-
делить изменение содержания элемента в результате химических
реакций, потери на разбрызгивание и испарение (ф1), которые
в общем не носят избирательного характера (п. 15), целесооб-
разно не учитывать. Вычитая эти потери из знаменателя выра-
жения (5.9), получим

A’&i = сн(1 +

—Ч-) ’Ф1)

ИЛИ

^н(.1 -hfenP)(<—Ф)

(Сет + ^П^пок) О ф|)

(5.10)

Если в сварочном материале нет присадки данного элемента
(Giok = 0) । ТО

^(1+р*п)
сст

1-^
1—ф|’

(5.10)
i гели нет или содержится небольшое количество всех присадок
(/’ - о, Спок ~ 0), ТО

П = _£"—Lil. (5.10")

«ст 1 —ф|

Если можно пренебречь потерями на разбрызгивание и испа-
рение (-ф1~0), то в выражениях типа (5.10) исчезнет член
(1—ФО « 1:

сн(1+рМ(1,—(5 1 р
+ «пСпок

п=-^-(1+PAn)d—М’К (5.11')

^ст

Т) = — (I—^)- (5-И")

Сст

В случае, когда можно пренебречь потерями на окисление
(1р2->0), ipi «-ф коэффициент перехода можно представить
в более простом виде:

п = £н(£+рМ. . (5.12)

Сст "Ь ^п^пок

Г] = -'Ч1+Р*п); (5-12')

Сст

п = (5.12")

Сст

Рассмотрим ошибки, возникающие при применении упрощен’
вых формул.

В качестве примера сравним часто применяемую формулу

. (5-13)

н которой не учтены ни потери, ни увеличение массы наплавки
за счет перехода присадок из покрытия (флюса), с наиболее
строгой с точки зрения металлургического анализа формулой
(5.10).

Очевидно, что

сн _ с» (14 р*п)(1—4)

•^13—10 Сст 4~ fencnoK ССт 4- ЛпСиоК 1 41

Ч1з £н(1 4~ р^п) (1 4)

ССт 4" ^гАюк 1 ,4'1

(1 4- рА;п)(1 — 4>)

1 —41
После преобразований получим

Ат113—10

Пю

1 —*Ф1

(5.14)

Расчеты для нескольких значений ф, ф]/ф и pkn (рис. 5.35) по-
казывают, что по формуле (5.13) в большинстве случаев полу-
чают заниженные значения по сравнению со значениями, полу-
ченными по формуле (5.10), и что эта ошибка почти линейно
увеличивается с увеличением произведения pkn и уменьшается
с увеличением ф, но немного увеличивается с увеличением отно-

шения ф|/ф. При рЛп^0,1 ошибка расчета не превышает 9%.
Однако при больших значениях pkn, характерных, например, для
наплавочных электродов с легированием через покрытие, ошиб-
ка может быть значительной.

Аналогичным образом можно сравнить между собой любые
из приведенных формул.

Коэффициенты перехода элементов зависят от металлургиче-
ских условий сварки и могут быть найдены экспериментально.
Величина, дополняющая коэффициент т] до единицы (1 —tj),
очевидно, характеризует потери элемента в данном процессе.

Зная коэффициент перехода элемента, можно рассчитать его
содержание в наплавленном металле или в металле шва, или ре-
шить обратную задачу — найти содержание элемента в электро-
де или во флюсе, обеспечивающее заданное его содержание в на-
220
плавленном металле (в металле шва). При решении таких задач
целесообразно опытные данные обрабатывать, используя стати-
стические методы, как это было сделано, например, в работе
В. М. Пановко и Е. Г. Блошкина [81].

В качестве примера, иллюстрирующего применение уточнен-
ных формул, рассмотрим обработку результатов, полученных
и одном из опытов. Был исследован переход элементов из прово-
лок 0Х18Н9, Х25Н20 и Х20Н80Т при сварке с сильно окислитель-
ным покрытием (из гематита и жидкого стекла).

Состав покрытия в пересчете на окислы: 83% Рс2Оз, 13% SiO2,
4% прочие.

По данным анализа стержня и наплавленного металла
(табл. 5.23) и шлака (табл. 5.24) был составлен материальный
баланс по хрому, никелю и железу (табл. 5.25).

Таблица 5.23

Проволока Коэф- фици- ент кп 1-4* Объект анализа Состав электродного стержня н наплавленного металла» %
Сг Ni Fe Мп Si
<1X18119 0,4 0,83 Стержень Наплавка 18,55 3.87 8,56 9,12 70,8* 86,9* 1,44 Р.05 0,66 0,05
X25II20 0,4 0,80 Стержень Наплавка 24,21 5,72 17,55 19,48 56,5* 74,8* 1,33 0,05 0,34 0,06
Х20Н80Т 0,39 0,85 Стержень Наплавка 20,7 1,16 78,3* 81,39* 0,07 17,33 0,46 0,02 0,45 0,1

• Определено ио разности (до 100%).

Таблица 5.24

Проволока Количество шлака в % от массы проволоки Состав шлака, %
SiO2 Сг2О3 NiO Fe.0, FeO МпО
0Х18Н9 49,7 10,65 42,07 1,81 22,89 19,71 2,90
Х25Н20 52,5 8,25 53,70 2,87 18,45 15,28 2,41
Х20Н80Т 48,7 10,07 53,75 12,0 16,34 6,42 1,20
Таблица 5.25

Статьи баланса (содержание, потери, переход) Материальный баланс хрома, никеля, железа, отнесенный к 100 г электродного стержня, при сварке проволокой
0XI3H9 Х25Н20 X20H80T
Сг Ni Fe Сг Ni Fe Сг Ni Fe
Проволока, г 18,55 8.56 70,8 24,21 17,55 56,5 20,70 78,3 0,07
Наплавленный металл, г 3,21 7,55 72,0 4,58 15,58 59,8 0,99 69,1 13,86
Шлак, г 14,3 0,71 —- * 19,0 1,18 17,9 4.6 — —
Потери на разбрызгива- ние и испарение: г 1,04 0,3 0,63 0,79 1,8 4,6
% 5,6 3,5 2,6 4,5 — 8,7 5,9 —
Коэффициенты перехода Ч (с учетом среднего значения 4ч л 5%) . . 0,2 0,93 1,07 0,19 0,93 1,12 0,05 0,93 206,8

Разница между количеством хрома и никеля (начальное со-
держание которых в шлаке-покрытии практически равно нулю),
содержащимся в проволоке, и количеством, содержащимся в на-
плавке и шлаке, равна потерям этих элементов на разбрызгива-
ние и испарение (табл. 5.25). Для исследованных случаев потери
на разбрызгивание и испарение фц в среднем составляют 5%
('/<—!/з общих потерь ф, остальное — потери на окисление).

Зная ф и фь можно определить переход основных элементов
по формуле (5.10"):

- , сн 1-1?

Сст I —ф|

и их потери на окисление (I — -q).

Подсчитанные по этой формуле значения и приведены в
табл. 5.25. Мы видим, что хром окисляется примерно на 80%, а
никель на 7%. Железо же во всех случаях восстанавливается
из шлака.

При обычном подсчете по формуле т] = —— могут быть полу-
Сст

чены значения потерь хрома, близкие к тем, которые приведены
в табл. 5.25, для никеля эти значения были бы со знаком
минус.

Железо во всех случаях восстанавливается из шлака главным
образом, очевидно, за счет хрома, но в то же время происходит
и окисление его (в случае проволоки 0Х18Н9 и Х25Н20, см.
табл. 5.24). Об этом свидетельствует тот факт, что железа вос-
станавливается значительно меньше, чем окисляется хрома и
никеля.
Электрод

Количество железа,
которое должно вос-
становиться за счет
окисления никеля, г

Количество фактиче-
ски восстановленного
железа, г

0XI8H9................... 13,43 1.2

Х25Н20 .................. 18,07 3,3

Х20Н80Т.................. 13,79 13,8

Повторное окисление железа не происходит лишь при сварке
электродом Х20Н80Т, когда концентрация его в ванне незначи-
к-льна. Но в этом случае почти полностью окисляется хром
переход его уменьшается от 20 до 5%). Переход никеля остается
постоянным (93%). По отношению к никелю хром и железо яв-
ляются восстановителями, при этом с уменьшением концентра-
ции железа в расплаве угар хрома увеличивается.
ГЛАВА 6

ОСНОВЫ ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИХ
И КИНЕТИЧЕСКИХ РАСЧЕТОВ ПРИ СВАРКЕ

26. ОСНОВНЫЕ СТАДИИ ПРОЦЕССА
И УСЛОВИЯ ПРОТЕКАНИЯ НА НИХ РЕАКЦИЙ

Химические реакции между расплавленным металлом и окру-
жающими его газами и шлаком развиваются на торце плавяще-
гося электрода в процессе образования и перехода капель жид-
кого металла и в сварочной ванне. Эти важнейшие стадии сва-
рочного процесса называются стадией капли (точнее, ста-
дией электрода, но здесь сохраняется общепризнанное название)
и стадией ванны.

Возможны реакции между компонентами сварочных материа-
лов (покрытий, флюсов), например между карбонатами и ферро-
сплавами в твердом состоянии до расплавления, на стадии
нагрева их при сварке (а также в процессе термообработки
при изготовлении). Эта стадия является как бы подготовитель-
ной, а стадии капли и ванны — основными стадиями протекания
металлургических реакций при сварке.

Физико-химические условия на разных стадиях взаимодейст-
вия металла с газом и шлаком характеризуются межфазной по-
верхностью, температурной и гидродинамической обстановкой,
определяющей массообмсн и скорость реакций, продолжитель-
ностью взаимодействия и равновесными концентрациями реаген-
тов, если равновесие принципиально возможно. Такой возмож-
ности, например, нет при окислении металла в потоке кислорода,
когда реакция теоретически продолжается до полного окисления
металла.

Перечисленные условия изменяются в широких пределах в за-
висимости от вида сварочного процесса, режима сварки и т. п.
Тем не менее, можно в общих чертах отметить некоторые физи-
ко-химические особенности, отличающие стадии капли и ванны.

На стадии капли по сравнению со стадией ванны значительно
выше удельная межфазная поверхность, немного выше средняя
температура, зато в большинстве случаев намного меньше про-
должительность взаимодействия. Это в какой-то степени урав-
нивает условия в каплях и ванне, но все-таки в каплях физико-
химические условия следует считать более благоприятными для
развития и протекания реакций, особенно эндотермических, ко-
торые, согласно принципу Лешателье-Вант-Гоффа, получают
преимущественное развитие при повышении температуры.
Говоря о межфазной поверхности, необходимо упомянуть точ-
ку зрения, согласно которой при сварке покрытыми электродами
шлак, покрывающий капли, вместе с ними погружается в ванну
и затем, отделяясь от металла, всплывает и как бы промывает
ванну (по схеме, напоминающей обработку металла эмульгиро-
ванным шлаком по методу Точинского — Перрена [2 и др.]).
Если это так, то межфазная поверхность в ванне будет значи-
н'льно больше межфазной поверхности в капле. Однако, если
бы это действительно имело место, то немалая часть включений,
обнаруживаемых в металле шва, должна быть экзогенного про-
исхождения (особенно при потолочной сварке), что практически
отрицается всеми исследователями [2, 67, 94 и др.].

Другим доводом против такой точки зрения служит тот факт,
что при потолочной сварке не происходит накопления шлака
в корневой части шва, куда он должен был бы устремиться .при
всплывании. Но даже если промывание ванны частицами шлака,
поступившими с каплями, и имело место, то роль этого промы-
вания была бы невелика, так как с каплями переносится шлак,
состав которого приближается к равновесию в результате реак-
ций на стадии капли.

Вообще захват шлака металлом возможен, например, в ре-
зультате местных растяжений и сжатиГ1 поверхности металла.
(Цнако большинство шлаковых включений, встречающихся
в швах, появляется в результате реакций, которые протекают
внутри металла.

Таким образом, следует отметить, что удельная межфазная
поверхность в каплях заведомо больше, чем в ванне. Однако ос-
новным отличием стадий капли и ванны является, по мнению
।втора настоящей книги, различие в концентрационных условиях.
( тадия капли — начальная стадия процесса. Здесь система наи-
более удалена от равновесия и скорость реакциймаксималь-
ная (см. далее п. 28). В ванну же поступает электродный металл
и шлак с концентрациями реагентов, которые в той или иной
степени приблизились к равновесию; реакции затухают или, как
мы увидим, даже изменяют направление. Это, пожалуй, являет-
ся главной причиной того, что при сварке плавящимся электро-
дом химический состав металла капель приближается к химиче-
скому составу наплавленного металла, что подтверждается
многочисленными экспериментальными данными.

Однако при сварке неплавящнмся электродом и в других
случаях, что будет показано дальше, возможно значительное
развитие реакций в ванне.

Стадии нагрева покрытия или флюса ввиду специфических
особенностей взаимодействия твердых компонентов сварочных
материалов будет посвящена специальная глава (гл. 7).

При сварке под флюсом дуга, как известно, горит в газовом
пузыре. Поэтому высказывалось мнение, что металл взаимодей-
ствует с флюсом на стадии капли (в том числе и переход в каплю
|5 Заказ 1141 225
легирующих присадок из керамического флюса) через газовую
фазу. Однако опыты, в которых каплю на электроде и во время
переноса в ванну искусственно изолировали медной сеткой от
флюса [4], показали, что взаимодействие металла капли с флю-
сом происходит в основном при непосредственном контакте с ней
флюса-шлака.

Взаимодействующие массы на стадии капли и ванны. Важ-
ным фактором, влияющим на полноту протекания реакций, яв-
ляется соотношение взаимодействующих масс металла и шлака.

Рис. 6.1. Зависимость содержания марганца в каплях (О» △) и в наплав-
ленном металле (ф, Д) от относительной массы покрытия (а) и расплав-
ленного флюса (б):

/ — ленточный и 2 — круглый электроды; о, • — изменяли за счет изменения
Ь’д ; А — £ф изменяли за счет изменения силы тока

Остановимся подробнее на этом вопросе. При сварке покрытыми
электродами относительная масса покрытия (шлака) характе-
ризуется величиной kn. Однако условия контакта расплавленного
металла со шлаком зависят от особенностей плавления по-
крытия.

Наблюдения показывают, что при плавлении покрытия боль-
шой толщины не весь образующийся шлак контактирует с капля-
ми электродного металла и переносится вместе с ними в ванну,
часть его (с наружных слоев покрытия) стекает с электрода не-
посредственно в ванну, минуя капли. Это можно наблюдать
визуально и на кадрах скоростной киносъемки.

Очевидно, шлак, стекающий непосредственно в ванну, в ос-
новном не участвует во взаимодействии на стадии капли
(рис. 6.1, а). На этом рисунке показан переход марганца из элек-
трода с легирующим покрытием в наплавленный металл и каплю
при различном коэффициенте массы покрытия. При /гп ~ 0,4
содержание марганца достигает предельного значения и при
дальнейшем увеличении kn не увеличивается, хотя содержание
его в наплавленном металле продолжает линейно возрастать со-
ответственно увеличению общего количества марганца на элек-
троде. Аналогичная картина наблюдается и при сварке под леги-
рующим керамическим флюсом (рис. 6.1, б) [8].
Критическое значение £*, очевидно, отвечает некоторой тол-
щине покрытия б*, за пределами которой прекращается контак-
шрование покрытия с каплей.

Учитывая отмеченные ранее (п. 21) особенности плавления
покрытия, можно предположить, что 6* отвечает толщине покры-
1ИИ бо начиная с которой на электроде образуется втулка из не-
расплавленного покрытия (см. рис. 4.4). Тогда в соответствии
< выражением (4.2)

Рис. 6.2. Зависимость содер-
жания кремния в каплях и
в наплавленном металле от
kn в случае реакций окисле-
ния (а) и восстановления
(б):

О — капли; • — наплавлен-
ный металл

Ранее (п. 24) отмечалось, что полнота протекания реакций
ia висит от относительной массы покрытия и монотонно изменяет-
ся с увеличением kn. Очевидно, что на стадии капли такая зави-
симость справедлива лишь при б
< б* (или kn й*).

Покажем это па примере реак-
ции окисления — восстановления
кремния. Окисление кремния иссле-
довали при сварке электродами из
стали 35ГС (1,24% Si) диаметром
5 мм с окислительным покрытием
(10% гематита, 60% плавикового
шпата) разной толщины (рис. 6.2).

С увеличением содержание
кремния сначала быстро уменьшает-
ся и в каплях и в наплавке. Но при
/?11 = 0,18% (что соответствует б ~
« 1 мм) степень окисленности ме-
талла капель стабилизируется, хотя
окисление кремния продолжается в
ванне за счет части покрытия-шла-
ка, не контактировавшей с каплями.
Таким образом, можно считать, что
эффективная толщина покрытия
б* = 1 мм.

В случае реакции восстановления
кремния (электроды диаметром 5 мм
леза, содержащего 0,05% Si, и с покрытием из 10% мрамора,
50% кварцевого песка и 40% плавикового шпата) вначале на-
блюдается увеличение содержания кремния с увеличением kn в
каплях и ванне (при этом кремния в ванне содержится даже не-
много меньше, чем в каплях, что может быть объяснено окисле-
нием в ванне части кремния, восстановленного на стадии капли).
При kn 0,18 (б = б* = 1 мм) содержание кремния в каплях
стабилизируется, а в ванне можно заметить тенденцию к даль-
нейшему восстановлению кремния (за счет шлака, не прореаги-
ровавшего с каплями, рис. 6.2, 6). Однако реакция в ванне про-

со стержнем из армко-же-
текает вяло, что объясняется неблагоприятными температурны-
ми условиями: кремниевосстановительный процесс, как известно,
возможен лишь при высоких температурах, а в ванне взаимо-
действие шлака и металла происходит гавным образом в ее хво-
стовой охлаждающейся части.

Влияние температурных условий в ванне подтверждается
значительным снижением степени восстановления кремния при
замене части (25%) плавикового шпата порошком вольфрама.
Уменьшение содержания кремния в каплях объясняется умень-
шением 6* вследствие возрастания тугоплавкости покрытия при
введении в него вольфрама, а уменьшение содержания кремния
в ванне — подстуживанием ее сравнительно холодными части-
цами вольфрама, не прошедшими через дугу.

При сварке под флюсом относительная масса расплавленно-
го флюса Аф зависит от режима сварки (главным образом от
длины дуги). При этом, как и в случае покрытых электродов,
лишь часть флюса контактирует с каплями электродного метал-
ла (см. рис. 6.1, б).

Сравнительно просто определить общее количество расплав-
ленного флюса и отнести его к массе расплавляемого металла.
Определение же той части расплавленного флюса, которая участ-
вует во взаимодействии с металлом, представляет значительные
трудности. К. В. Багрянский для оценки эффективной относи-
тельной массы флюса Аф предложил способ элемента индикато-
ра, заключающийся в том, что величину А^ф находят по степени
перехода в металл из флюса элемента, практически не участву-
ющего в химических реакциях при сварке [5]. Применительно
к сварке сталей в качестве такого элемента рекомендуется ис-
пользовать никель.

Зная приращение никеля в металле А{% Ni]Me и содержание
его во флюсе (% Ni), находим

» эф & 1°о^Пме
Аф =----------.

(%М)ф

Это выражение справедливо при переходе никеля из флюса
без потерь. К сожалению, наблюдаются значительные потери
присадки никеля вследствие застревания ее в шлаке (см. п. 39).

Способы выделения стадий капли и ванны из общего процес-
са. При сварке плавящимся электродом в ванну поступают све-
жий основной металл и электродный, уже прореагировавший
в той или иной степени на стадии капли.

Поэтому исходные концентрации на стадии ванны рассчиты-
вают по правилу смешения с учетом содержания реагентов в ос-
новном металле и каплях, а также доли участия последних в ван-
не (в шве).

При сварке неплавящимся электродом реализуется так назы-
ваемый бескапельный процесс (стадия капли отсутствует), что
позволяет выделить и изучить процессы, происходящие в ванне.
228
*
Труднее выделить для изучения стадию капли. Чаще всего
для этого используют так называемый безванный процесс, осу-
ществляемый наплавкой электродом (проволокой) на массивную
плиту при быстром его перемещении. Ванна в этом случае не
образуется, а на плите появляются неприварившиеся к ней от-
дельные капли, окруженные шлаком. Анализ этих капель и про-
межуточного шлака позволяет судить о развитии реакций на
стадии капли.

Безванный процесс по параметрам дугового разряда прибли-
жается к реальному процессу сварки, что выгодно отличает его
от различных способов улавливания капель в воду. К тому же
остывание капель в воде происходит медленнее, чем на массив-
ной плите, поэтому в них протекают некоторые реакции, иска-
жающие действительную картину. При изучении взаимодействия
металла с покрытием (флюсом) в ванне (бескапельный процесс)
сварку ведут вольфрамовым электродом в аргоне по слою пасты,
состав которой отвечает составу электродного покрытия или
флюса.

Пасту цементируют жидким стеклом и наносят слоем раз-
личной толщины в канавку, профрезерованную на пластине.
Определив массу расплавленных пасты и металла на единицу
длины шва, можно найти отношение массы расплавленной пасты
к массе расплавленного металла (аналогичное коэффициенту
массы покрытия). При выборе пластины и электродного стержня
одинакового химического состава можно сравнивать бескапель-
ный процесс с обычным процессом наплавки в медную форму,
включающим стадии капли и ванны, или с безванным процессом
(стадия капли). Определив потери (1 —rj) элементов в обычном
или, как иногда говорят, в общем процессе при наплавке электро-
дом в медную форму и в безванном процессе (с тем же электро-
дом, когда искусственно выделена стадия капли), можно по раз-
ности этих потерь составить представление о потерях на стадии
ванны [33].

Эти же способы выделения стадий будут использованы в по-
следующих главах при рассмотрении протекания реакций на от-
дельных стадиях процесса сварки.

27. ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ РАВНОВЕСИЙ
ПРИ СВАРКЕ

• *

Термодинамика позволяет рассчитать равновесия химичес-
ких реакций. Сопоставляя равновесные условия с исходными
(с теми, в которых находится система), можно определить веро-
ятность протекания и направление той или иной реакции.

Аппарат химической термодинамики успешно использовали
и используют при анализе металлургических процессов сварки.
С его помощью получены ценные в теоретическое^ и практичес-
ком отношении выводы и оценки (см., например, [2, 67, 129].

Наиболее часто применяемые термодинамические расчеты
можно подразделить на две группы: определение термодинами-
ческой вероятности и направления протекания реакции по вели-
чине свободной энергии (изобарно-изотермного потенциала) и
определение равновесия реакций.

Первую группу расчетов производят обычными способами,
чаще всего по стандартному изменению свободной энергии.
Сложнее обстоит дело с расчетами второй группы (равновесий).
Здесь нужно учитывать специфические особенности сварочного
процесса.

Это, во-первых, неизотермические условия в зоне сварки, ха-
рактеризуемые значительной разницей температур разных участ-
ков зоны и изменением температуры во времени на каждом та-
ком участке, что крайне затрудняет выбор температуры, которую
следует вводить в расчеты равновесия. Во-вторых, большое (по
отношению к металлу) количество шлака, которое изменяется
в зависимости от вида процесса и режима сварки, что приводит
к необходимости учитывать зависимость равновесных концент-
раций от массы шлака. Рассмотрим эти вопросы подробнее.

Отметим, что немалые затруднения при расчетах вызывает
также скудность исходных термодинамических данных (коэффи-
циентов активности, температурных функций свободной энергии
и т. п.), так как реакции при сварке протекают в системах, со-
став и температурные условия которых отличаются от состава
и температурных условий изученных металлургических систем
по термодинамическим характеристикам которых накоплено
много данных.

Экспериментальная оценка равновесий при сварке. Неизо-
термические условия в сварочной зоне исключают возможность
равновесия системы в целом. Однако кратковременные состоя-
ния равновесия по отдельным реакциям могут возникать па от-
дельных участках системы. Об этом свидетельствуют, например,
приведенные выше (п. 26) случаи различного направления реак-
ций в каплях и ванне. Изменяя направление, реакция должна
пройти через состояние равновесия. Конечный же состав металла
шва, как показывает опыт, обычно далек от равновесного, отве-
чающего температуре ванны вблизи точки плавления.

Полагая, что при охлаждении и затвердевании металла шва
как бы фиксируется состояние равновесия, соответствующее тем-
пературе, которая превышает температуру затвердевания, неко-
торые исследователи пытались найти такую равновесную темпе-
ратуру. Рассмотрим в качестве примера определение равновес-
ной температуры Д. Бэлтэном и др., исследовавшими реакцию

(SiO2) = [Si] + 2 [О],

к |%Si](%op
aSiO,
при взаимодействии низкоуглеродистого металла со шлаком при
сварке под керамическим флюсом (основа СаО—SiO2—FeO)
с различным соотношением компонентов и с присадкой ферро-
силиция [150].

Равновесную температуру Тр можно определить, зная равно-
весные концентрации реагирующих веществ (по которым рас-
считывают константу равновесия К) и температурную функцию
константы равновесия К(Т).

При этом точность определения 7Р зависит от точности хими-
ческого анализа при определении равновесных концентраций,
правильности выбора активностей компонентов при расчете Л’,
от применимости в данных условиях выбранной функции К(Т).

Для реакции

(SiO2)KpHCT = [Si] + 2 [О]

№ = 133,34—50,37 г.

Принимая теплоту плавления кристобаллита по О. Кубашев-
скому и пренебрегая различием теплоемкости кристаллической и
расплавленной SiO2. Д. Бэлтэн и др. получили для реакции

(5Ю)Ж = [Si] + 2 [О]

AZU = 129 740—48,567’.

Откуда

1g К = —+ 10,61.

Используя различные соображения для оценки в за-

висимости от A'SiO и Т, указанные авторы рассчитали равно-
весные значения произведения [% Si] [% О]2 и, сопоставляя их
с данными опыта (рис. 6.3), пришли к заключению, что равно-
весная температура находится в интервале 1900—2000° С.

Экспериментальные данные Д. Бэлтэна и др. представляют-
ся достаточно надежными. Отметим, что при анализе шлака они
вместо обычно применяемой магнитной сепарации металличес-
ких частиц, запутавшихся в шлаке, применили специальную ме-
тодику отмучивания, что позволило точно определить содержание
окислов железа в шлаке.

Однако, как указывалось выше, полученные равновесные
температуры можно считать верными лишь в том случае, если
бы в опытах было действительно достигнуто состояние равно-
весия.

Между тем, достижение равновесия обосновывается лишь
ссылкой на равномерное распределение кремния по высоте шва
при содержании до 4% ферросилиция во флюсе, что нельзя при-
жать сколько-нибудь убедительным.
Чтобы убедиться в наличии состояния равновесия, надо под-
ходить к состоянию равновесия с двух сторон. Изменяя последо-
вательно условия опыта, например, концентрации реагентов,
можно получить области с разным направлением реакции. Точ-
ку, в которой реакция изменяет направление, например окисле-
ние сменяется восстановлением или наоборот, можно принять за
точку равновесия.

Рассмотрим с этих позиций реакцию окисления — восстанов-
ления марганца •

[Мп] + (FeO) £ (МпО) + iFeO], (6.1)

= (6.2)

aMnaFe

Воспользуемся экспериментальными данными К. В. Любав-
ского по сварке нйзкоуглеродистри стали под высокомарганцо-

55455565 Si02, °10 ОW № 42 Ц м 2ЛМп,°/0

Рис. 6.3. Зависимость произведения
[Si][O]2 в металле от (SiO2) в шлаке •
при сварке под керамическим флю-
сом. Линиями показаны равновесные
значения [Si][O]2, рассчитанные для
нескольких температур

Рис. 6.4. Равновесие реакции марган-
ца (сварка под флюсом ОСЦ-45):

I — исходная, 2 — фактическая и 3 —
равновесная концентрации марганца;
О — по данным К. В Любавского; • —
по данным И. И. Фрумина

ходном содержании марганца. В опыте содержание марганца
изменяли введением в разделку шва дозированных количеств
ферромарганца, а исходную концентрацию подсчитывали с уче-
том восстановления марганца на стадии капли [67]. Очевидно,
что разность между исходным и конечным (в металле шва) со-
держанием марганца (разность ординат кривых 1 и 2 на рис. 6.4)
характеризует его потери на стадии ванны.

Вследствие небольшой разницы между исходной (0,1%) и
конечной (0,2%) концентрациями кремния можно пренебречь
реакцией восстановления кремния из шлака марганцем и все из-
менения содержания марганца отнести за счет протекания реак-
цин (6.1). При исходном содержании марганца менее 0,9% про-
исходит его восстановление из шлака (содержание марганца
в шве больше исходного), при этом реакция протекает влево.
При содержании марганца больше 0,9% происходят окисление
марганца (реакция протекает вправо). В точке, которая соответ-
ствует 0,9% Мп, содержание марганца при сварке не изменяется.
11оэтому эту точку можно принять за точку равновесия реакции.

Равновесная концентрация марганца на рис. 6.4 показана
горизонтальной прямой 3. После определения точки равновесия
можно перейти к расчету константы равновесия. Обратимся
к выражению (6.2).

Для небольших концентраций марганца можно принять
Цмп. = [Мп] и flFe = 1. Пренебрегая незначительной в рассматри-
ваемом случае разницей в значениях К при переходе от моляр-
ных долей к процентам по массе, получим

Лмп “

(%Mn)YMnO

[%Mn](%FeO)YFeO Мп'

(6.2')

В шлаках, состоящих только из FeO и МпО, отношение коэф-
фициентов активностей угео/умпо, так же как и для основных
шлаков при CaO/SiO2 ^2,4 близко к единице. Для других зна-
чений основности отношение угсо/умпо может быть найдено по
данным работы И. С. Куликова (рис. 6.5) [57].

Температурная зависимость по опытным данным [140]
lgKMn = -^-3,16. (6.3)

Для шлаков, насыщенных кремнеземом

(>45%

1g Кип = 1g

(% МпО)

[%Мп] (% FeO)

5560

= 1,86.

SiO2).

(6.3')

Из сопоставления значений и КДп для кислого
шлака при одной и той же температуре \

Y FeO ^Мп 6 15

7МпО КМп

•
что соответствует величине этого отношения, равного 0,8/0,13 =
= 6,15 для шлаков основностью меньше 0,5 (рис. 6.5).

С изменением исходной концентрации марганца изменяется
состав шлака. На рис. 6.6 даны составы шлаков в пересчете на
сумму SiO2 4- МпО + FeO = 100%, полученных К. В. Любав-
ским. По графикам, показанным на рис. 6.6, найдем, что точке
равновесия соответствует шлак, содержащий 44% МпО и
4,4% FeO. Этот шлак относится к.шлакам, насыщенным крем-
неземом, что позволяет, согласно рис. 6.5, принять отношение
YFeo/YMnO = 6,5.
Таким образом,

^Мп —

0,94,4-6,5

171.

Этому значению АМп, согласно выражению (6.3), соответ-
ствует равновесная температура Tv = 1950 К.

Влияние исходной концентрации марганца на развитие ре-
акции (6.1) исследовал также И. И. Фрумин [129], который
изменял содержание марганца путем сочетания разных марок
проволоки и основного металла. Состав флюса, применявшегося

Рис. 6.5. Зависимость коэф-
фициентов активности ум по
И уFeO ОТ ОСНОВНОСТИ ШЛЯ-
ка В [57]

Рис 6.6. Изменение МпО и ГеО в шлаке
с изменением марганца в металле

И. И. Фруминым, близок к составу флюса ОСЦ-45. Однако
в шлаках зафиксировано большее содержание FeO по сравне-
нию с содержанием FeO в шлаках, исследованных К. В. Лю-
бавским. Отсутствие в опыте закономерной зависимости FeO
и МпО от исходного содержания марганца (как это наблюда-
лось в опытах К. В. Любавского) ставит под сомнение точность
анализов шлака. Исходные концентрации марганца
И. И. Фрумин отнес к началу всего процесса (к стадии капли, а
не к стадии ванны, как это было сделано при обработке данных
К. В. Любавского).

Если принять, что при близких по составу шлаках потери
марганца одинаковы на стадиях капли и ванны, то можно оп-
ределить содержание марганца в каплях для использованных
И. И. Фруминым проволок и рассчитать исходные концентрации
для стадии ванны. Пересчитанные таким образом эксперимен-
тальные данные И. И. Фрумина хорошо совпадают с кривой 2
(рис. 6.4). Найденная равновесная температура 1950 К близка
к средней температуре ванны, равной 2040 ± 100 К и опреде-
ленной И. И. Фруминым и И. К. Походней при сварке низко-
углеродистой стали под флюсом АН-348А, т. е. в условиях,
близких к условиям опытов’К. В. Любавского и И. И. Фрумина.
234
В другом случае, при сварке электродом из низкоуглеродистой
проволоки (0,17% С, 0,39% Мп) с гематитовым покрытием
большой толщины, углерод и марганец практически полностью
окислялись, а в наплавленном металле содержалось 0,316% О-
При этом в шлаке содержалось 84,2% FeO и 10,7% SiO2
Растворимость кислорода в железе под шлаком из чистой FeO
описывается уравнением

18[%О]ж = —

6320

4- 2,734.

Для температуры 2000 К расчет дает максимальное содер-
жание растворенного кислорода в металле, равное 0,375%.
Принимая, что активность FeO в шлаке пропорциональна его
концентрации (в % по массе), получим, что для шлака, содер-
жащего 84,2% FeO, равновесное с ним содержание кислорода
в металле составляет

[%О] = aFco[%OL = 0,842 -0,375 = 0,316,

чго совпадает с данными анализа.

Расчеты равновесий при сварке в изотермическом прибли-
жении. Полученные данные о равновесной температуре Гр не
должны вводить в заблуждение относительно действительного
развития реакции. Не следует думать, что при этой температуре
система действительно достигает равновесия и при дальнейшем
охлаждении ванны состав ее не изменяется.

Концентрации реагентов при сварке зависят от кинетики
реакции. Пусть концентрация какого-либо элемента, например
марганца, в соответствии с кинетикой реакции и изменением
температуры рассматриваемого объема металла во времени
изменяется по некоторой кривой АБ (рис. 6.7, а). В точке Л,
отвечающей температуре затвердевания Гс, фиксируется неко-
торое содержание си реагента, например марганца, которое
показывает химический анализ наплавленного металла. Этому
содержанию отвечает точка В на кривой А'Б' равновесных кон-
центраций марганца и некоторая температура Гр, при которой
в условиях равновесия содержание марганца было бы равно с„.
Отметим, что кривые АБ и А'Б' могут пересекаться или не пе-
ресекаться в зависимости от исходных концентраций реагентов.
Го же самое происходит и в случае, когда исходная концентра-
ция близка к концентрации, определяемой анализом в металле
шва (рис. 6.7,6). Фактическое содержание марганца при тем-
пературе Гр не обязательно должно быть равно сп, а может
составлять некоторую величину с', по, видимо, разность (с'—сп)
будет тем меньше, чем ближе исходная концентрация к равно-
весию (рис. 6.7, б).

Можно думать, что концентрация с' достигается сравни-
тельно быстро вследствие большого расстояния системы от
равновесия (большой разности ординат БВ') и соответственно
большой скорости реакции. На участке же АВ вблизи равно-
весия скорость реакции снижается и концентрация марганца
изменяется незначительно.

Несмотря на условность определения и самого понятия рав-
новесной температуры Тр при сварке, опыты показывают, что
с ее помощью в изотермическом приближении можно осущест-
влять термодинамические расчеты реакций. Приближение будет,
очевидно, тем ближе к действительности, чем меньше перепад

Рис. 6 7. Схема хода реакции в сварочной ванне

температуры на рассматриваемом участке. Поэтому при расче-
тах целесообразно разбивать сварочную зону па отдельные
участки, например на зону капли и зону ванны. Средняя темпе-
ратура в каплях выше средней температуры в ванне, поэтому
для расчета равновесной концентрации следует брать большее
значение Тр.

При расчете равновесий может быть поставлена задача
определения равновесной концентрации, к которой стремится
реакция в данных условиях, с тем, чтобы по разности между
равновесной и исходной или текущей концентрациями опреде-
лить расстояние системы от равновесия (знать это расстояние
необходимо для кинетических расчетов), или задача опреде-
ления равновесной*(или по выражению В. В. Фролова эффек-
тивной) температуры, понимаемой как температура, по которой
можно рассчитать состав наплавленного металла, зная исход-
ную концентрацию элемента и температурную функцию кон-
станты равновесия реакции.

Первая задача позволяет приближенно определить равно-
весные концентрации, к которым стремится реакция на том или
ином участке. Степень приближения зависит от выбора Tv и
термодинамических характеристик процесса.

Вторая задача является формальным приемом, позволяю-
щим рассчитать конечный состав металла в рамках экспери-
ментально обследованных условий, для которых была опреде-
236
лена равновесная (эффективная) температура. Однако нужно
иметь в виду, что изменение кинетики реакций, например
вследствие изменения характера капельного переноса металла,
должно привести к расхождению данных расчета с данными
опыта, если не будут внесены соответствующие коррективы
в значение эффективной температуры.

В качестве примера термодинамических расчетов при сварке
приведем выполненное Б. П. Конищевым приближенное опре-
деление возможности восстановления титана из ТЮ2 шлака при
сварке под флюсом системы СаО — А120з — CaF2 — 1 iO2 [51].
Расчет произведен для чистого железа.

Константа равновесия реакции

(ТЮ2) + 2 [Fe] Z 2 (FeO) + [Ti]

A’ v dpeO Лг aFcO

ATiOs = 0Ti----= YTi/V Tj---•

aTiO2 flTiO.

Откуда

AT к 1 aTiO?

/VTi = Лтю2---- —о--♦

?! i dFeO

При пересчете мольных долей в проценты

[»„71] = 86(6.4)
?Ti aFeQ

Величину KTIO можно найти по известной стандартной
свободной энергии AZ°98 для реакций:

ТЮ2

T?Ti + O2

О2 Z 2ГеО

ГЮ2 + 2Fe = 2FcO +- Ti

AZo = 217 500—4I,40T

AZ° — — 111 250 + 21.67T
z\Z° = 106 250—19,73T

lg ^тю, =

AZ°

4,575T

23 210
T

+ 4,31.

(6-5)

Коэффициент активное!и титана в расплаве железа по
И. С. Куликову [57]

1й?п=-^- +0.094. (6.6)

Активности TiO2 и FeO для каждого состава флюса были
определены на основе теории регулярных растворов по формуле
В. А. Кожеурова [50], согласно которой для шлака, состоящего
и< k окислов, коэффициент активности у7 компонента q находят
как

Arigy, = 2 X<Q>«+ 2 2 xix‘QH’ (б-7)

I — 1 Г = ^+1 1 = 1
где Qiq, Qgt и Q.j —энергии
компонентов (i и q\ q и i\ i
(и ионная доля катиона f),

смешения соответствующих нар
и /); xi— мольная доля окисла

л, — число молей окисла в шлаке; v,— число катионов в хими-
ческой формуле окисла.

Поскольку данных об энергиях смешения рассматриваемых
окислов нет, их определяли по разности энергий образования

Рис. 6.8. Равновесные концентрации тигана (сплошные линии) и
его содержание в металле шва по данным химического анализа (С)

комплексных соединений и соответствующих окислов из
элементов.

С помощью формул (6.5) — (6 7) были определены /<тю , yti
атю и ПРИ подстановке их в формулу (6.4) можно найти
[% Тi). Расчеты, выполненные для нескольких температур, в виде
зависимости концентрации титана от отношения
даны на рис. 6.8. Здесь же нанесены опытные данные, полученные
при сварке под флюсами одной системы, но с разным содержа
нием компонентов: 9,6—29% ТЮ2; 14,9—35% Л120з; 14,5—33,5%
СаО; 1,6—3,9% SiO2; 20—37% CaF2 и 0,3—0,5% FeO (для ко-
торых рассчитывали атю2 и ^fco). Содержание титана в металле
шва определяли фотоколориметрическим методом. Образцы
растворяли в разбавленной серной кислоте (1:4) с окислением
разбавленной азотной кислотой. Соединения FeTiOs. АЬТЮэ и
TiO2 в этих условиях нс растворяются, так что анализ давал
содержание титана, находящегося в металле в растворенном ви-
де. Опытные точки расположены в зависимости от отношения
°тю/агсо вблизи прямой равновесных концентраций

титана для температуры, приблизительно равной 1900 К. Это
позволяет условно рассчитывать концентрацию титана в метал-
। • шва при сварке в данных условиях как равновесную для
температуры 1900 К. Отметим, что приближенность расчета
<десь компенсируется выбором значения равновесной темпера-
|уры по опытным данным.

Расчет Б. П. Конищева носит формальный характер и
справедлив в экспериментально обследованных им границах.
Расчеты выполняли для железа, а опыт — для среднеуглероди-
стой стали. Тем не менее, расчет облегчил Б. П. Конищеву
создание флюса для сварки среднеуглеродистых сталей с
модифицированием шва титаном. Но выражение (6.4) и связан-
ные с ним расчеты позволяют найти равновесную концентрацию
титана, к которой реакция стремится (но не достигает ее) при
некоторой температуре Гр. Найденную таким образом равно-
нссную концентрацию титана можно подставлять в кинетические
уравнения (см. гл.8—9).

Влияние относительной массы шлака на равновесные концен-
। рации. Равновесные концентрации компонентов гетерогенной
реакции определяются не только константой равновесия, но и
исходным их содержанием, а также соотношением масс взаимо-
действующих металлической и шлаковой фаз. Обозначив массы
фаз соответственно через М' и ЛГ', исходные концентрации реа-
шрующего вещества в них с^ и с'', а равновесные концен-
трации — с' и с", можно написать уравнение баланса

M c'q 4- Л4 с0 = М'ср 4- М ср.

При равновесии ср/ср = L (L — коэффициент распреде-
ления). Обозначим М"/М — х, тогда

Ср =

Л/

(6.8)

(6.9)

Из уравнения (6.8) видно, что влияние х на равновесную
концентрацию ср будет наибольшим в следующих случаях:

при малых с'о и L, когда в пределе

= (6.10)

и при малом с0' и большом L, когда в пределе

4--^- (611)

При сварке со шлаковой защитой относительная масса .
шлаках — обычно значительная величина, изменяющаяся в
большом интервале в зависимости от вида процесса, марки

239
присадочных материалов и режима сварки. Например, с удли-
нением дуги при сварке под флюсом % увеличивается в несколь-
ко раз. Покажем влияние, х на величину ср на примере сварки
под основным безмарганцовистым флюсом проволокой типа
Св-ЮГА. Допустим, что во флюсе практически нет марганца,
а в проволоке содержится 1 % Мп. Примем L = 3, тогда
при / = 0,2

при х = 1

= 0.25.

1 + 3

Таким образом, изменяя относительную массу шлака, можно
в отдельных случаях влиять на равновесную концентрацию
реагирующего компонента, а значит, и на его содержание
в металле шва.

28. ПОНЯТИЕ О КИНЕТИКЕ РЕАКЦИЙ
И КИНЕТИЧЕСКИХ РАСЧЕТАХ ПРИ СВАРКЕ

Кик отмечалось, химические реакции при сварке обычно не
достигают равновесия. К тому же многие реакции, например
окисления металла газовой фазой, относятся к числу необрати-
мых, т. е. могут теоретически протекать до полного исчерпания
реагентов. Поэтому для определения полноты протекания реак-
ции в данных условиях и предсказания состава металла шва
(или наплавленного металла) необходимо знать кинетику
реакции — скорость и продолжительность взаимодействия ме-
талла с окружающей средой. Вследствие этого вопросам
кинетики сварочных реакций в последующих главах будет
уделено большое внимание. Поэтому предварительно даны
основные понятия и расчетные схемы химической кинетики.

Напомним прежде всего, что реакция может протекать
обратимо или необратимо. Реакция протекает обратимо, когда
химические превращения возможны в прямом и обратном на-
правлениях. Истинная скорость и направление реакции
(превращения) определяется разностью скоростей прямой и
обратной реакций.

Если концентрация исходных веществ больше равновесной
концентрации (а концентрация продуктов реакции соответствен-
но меньше), реакция протекает в прямом направлении. По мере
исчерпания реагентов и увеличения массы продуктов скорость
прямой реакции уменьшается, а обратной — увеличивается.
Когда скорости в обоих направлениях становятся равными
(количество образующихся молекул равно количеству распа-
дающихся молекул), наступает так называемое динамическое
240
равновесие, и реакция по существу прекращается. Но если про-
дукты реакции удаляются из системы и протекание реакции
и обратном направлении невозможно, то реакция протекает
необратимо до полного исчерпания реагентов.

При сварке реагирующие вещества находятся обычно
и разных фазах, например в металле и шлаке или в металле и
газе, и реакции протекают на межфазной поверхности. Такие
реакции называются гетерогенными. Любая гетерогенная реак-
ция, кроме стадии собственно химического превращения (обра-
ювания или распада молекул соединения), обязательно
включает стадии подвода реагентов к месту взаимодействия и
отвода продуктов реакции. Очевидно, что скорость такой
реакции определяется скоростью самой медленной ее стадии.

Продолжительность взаимодействия зависит от условий
контакта взаимодействующих фаз.

Скорость обратимой реакции (при прочих равных условиях)
пропорциональна разности текущей и равновесной концентра-
ций или, как говорят, расстоянию системы от равновесия.
Следовательно, в кинетические уравнения такой реакции дол-
жны входить исходная Со и равновесная ср концентрации.
В случае же необратимой реакции, очевидно, ср = 0.

Скорость гетерогенных высокотемпературных реакций, в том
числе и реакций при сварке, в большинстве случаев зависит от
условий подвода реагентов к поверхности реакции. Закономер-
ности протекания гетерогенных реакций с учетом влияния усло-
вий переноса вещества изучаются в разделе химической
кинетики, называемом диффузионной кинетикой или макрокине-
тикой и получившим в последнее время значительное развитие.

Рассмотрим кратко основные понятия и исходные уравнения
макрокинетики.

Основные понятия макрокинетики. Диффузионная кинетика
или макрокинетика подразделяет условия протекания реакций
на три области: диффузионную, кинетическую и переходную.

Если скорость реакции лимитируется транспортом (молеку-
лярной или конвективной диффузией) реагентов, то говорят, что
реакция протекает в диффузионной области или в диффузион-
ном режиме. Если реакцию лимитирует скорость собственно
химического превращения (транспорт обеспечивает доставку
реагентов на поверхность), .то говорят, что реакция протекает
в кинетической области. Естественно, что должна существовать
и переходная область, когда скорости массопереноса и химиче-
ского превращения будут одного порядка.

Скорость химического превращения пропорциональна произ-
ведению концентраций реагирующих веществ (закон дей-
ствующих масс):

W == kCi'C2\
где k — коэффициент, называемый константой скорости реак-
IG Заказ 1141 241
ции и являющийся экспоненциальной функцией температуры
(закон Аррениуса); vi и v2 — стехиометрические коэффициенты;

k = Ze

Z — предэкспоненциальный множитель, отражающий вероят-
ность акта превращения; Е — энергия активации (уровень энер-
гии, при котором молекула или другая частица становится
реакционно-способной); R — газовая постоянная; Т — темпе-
ратура.

Поэтому скорость превращения быстро увеличивается
с повышением температуры, в то время как скорость транспорта
(подвода и отвода) реагентов в жидких средах изменяется
с повышением температуры значительно медленнее.

Вследствие этого скорость многих пирометаллургических
и вообще высокотемпературных гетерогенных реакций лимити-
руется транспортными звеньями, а не истинной скоростью на
поверхности. Сказанное в полной мере относится и к сварочным
реакциям. Поэтому наибольший интерес представляет макроки-
нетика реакций, основные положения которой изложены ниже.

Диффузионный поток вещества и скорость гетерогенной ре-
акции. Перенос вещества в жидкости или газе происходит путем
молекулярной диффузии и конвекции (вынужденной или
естественной).

Вслед за Д. А. Франк-Каменецким [124] воспользуемся
понятием коэффициента массопереноса, называемого иногда
коэффициентом массопередачи (или массоотдачи), представ-
ляющим собой отношение диффузионного потока на поверхность
к разности концентраций вещества в объеме .фазы и на
поверхности:

/ = ₽(Соб-еПов)- (6.12)

Если гетерогенная реакция протекает в диффузионной
области и скорость химического превращения значительно
больше скорости диффузии, то на межфазной поверхности
должно поддерживаться равновесие, а значит, сПов = Сранн, и
выражение (6.12) можно записать в виде

/ = ₽(соб-ср) = ₽Дс. (6.13)

В случае необратимой реакции концентрацией вещества на
поверхности можно пренебречь, тогда

/ = РСоб- (6.14)

Диффузионный поток выражает скорость массопереноса и
равен количеству вещества, переносимому через единицу
поверхности в единицу времени, а концентрация равна количе-
ству вещества в единице объема. Отсюда коэффициент массо-
переноса р имеет размерность м/с или см/с (длина, деленная на
время).
В физико-химической гидродинамике существует понятие
пограничного слоя в потоке газа или жидкости на границе с
твердой фазой. Принимают, что вещество в объеме жидкости
или газа вследствие конвективного перемешивания распределе-
но равномерно и все изменения концентраций, связанные с его
переносом, или, иначе говоря, все диффузионное сопротивление
сосредоточено в тонком пограничном слое. В переносе вещества
в этом слое важную роль играет молекулярная диффузия и
Юлщину 6 этого слоя условно представляют как путь диффузии.
Гаким образом, если D — коэффициент диффузии, то, допуская
линейный закон изменения концентрации в пограничном слое,
в соответствии с законом Фика абсолютная величина потока
вещества

/=£>-у- (6,15)

Сопоставление выражений (6.15) и (С.хЗ) дает

₽=-£-. (6.16)

В действительности, в переносе вещества в пограничном
слое участвует в большей или меньшей степени и конвективная
диффузия. Поэтому 6 нужно рассматривать как условную
величину, определяемую соотношением (6.16). Под толщиной 6
понимается толщина слоя, при которой обеспечивается заданная
величина потока / в предположении, что перенос осуществляется
через этот слой путем молекулярной диффузии.

Отметим, что диффузионный пограничный слой не имеет
четко выраженной границы и представляет по существу область
наиболее резкого изменения концентрации вещества у границы
потока [64].

В гидродинамике поток жидкости при больших числах Рей-
нольдса разбивают на две области: ядро потока, в котором
< корость жидкости принимают постоянной, и тонкий погранич-
ный слой (так называемый Прандлевский слой), в котором
происходит изменение скорости. Диффузионный пограничный
слей подобен гидродинамическому пограничному слою, но его
величина обычно на порядок меньше.

Выражения (6.10) — (6.13) должны относиться к той фазе,
в которой перенос вещества лимитирует процесс.

Скорость реакции, протекание которой зависит от диффузии
нескольких веществ, связанных одним стехиометрическим урав-
нением, определяется диффузией того вещества, для которого
оIношение диффузионного потока к стехиометрическому коэф-
фициенту имеет наименьшее значение.

Трудности аналитического расчета б приводят к необходи-
мости его экспериментального определения. При обобщении
!>• «ультатов эксперимента целесообразно применение теории
подобия, в которой массопередача характеризуется критерием
Нуссельта.

Дифференциальные уравнения скорости реакции, протекаю-
щей в диффузионном режиме. Для такой реакции массовая ско-
рость реакции (скорость, выражаемая количеством вещества,
потребляемым в единицу времени), очевидно, равна удельному
потоку /, умноженному на поверхность реакции F,

В соответствии с выражением (6.13) получим

~ = + Pf (соб- ств) = т рмс,
at

(6-17)

где | — количество вещества; р — коэффициент массопереноса;
см/с; F—поверхность реакции, м2; ДС— разность объемных
концентраций (г/см3), которые будем обозначать С в отличие
от концентраций, выраженных в % или долях по массе, обозна-
чаемых с. Знак «4-» относится к случаю, когда вещество пере-
носится в данную фазу, а «—», когда в результате реакции оно
из нее удаляется.

Выразим скорость как изменение концентрации, помня, что
£ = CV, тогда

= -Ъс|/) = Т 0F(Co6-CI1OB); (6.18)
at at

при постоянном объеме системы

—^-(Соб-Спов) = -й(Соб-Спов). (6.19)

По концентрация может быть выражена также в % или в
долях по массе (с):

I С
с — -^— = —.
pV р

Соответственно массовая скорость реакции

-4-(pVc) = + Ppf (соб-спов). • (6.20)

что при постоянном объеме системы приводит к выражению,
одинаковому с выражением (6.19):

~ = ^-(соб — G.oB) = — ^(Соб — спов). (6.21)

Выражения (6.17) — (6.21) написаны для одной из взаимо-
действующих фаз (например, для металла), но в случае обра-
тимой (обменной) реакции необходимо учитывать и изменение
концентраций в результате реакции и в другой фазе.

Рассмотрим обратимую реакцию между металлом и
шлаком
11усть скорость реакции лимитируется подводом компонента
1, имеющего наименьшую концентрацию и, следовательно,
наименьшую скорость конвективной диффузии.

Если контролирующими фактором является транспорт
компонента Л, то концентрации В и АВ на поверхности и в
объеме будут равны; на поверхности будет существовать равно-
щепе и Сл(пов) = Сцр) (сд(р) — концентрация компонента А, на-
ходящаяся в равновесии с концентрациями В и Лб). Обозначим
изменяющуюся во времени концентрацию элемента в объеме
фа ш через х, а равновесную через ср, тогда выражение (6.20)
ыиишем в виде

4- = = -₽pF(x-cp) (6.22)

dt at

= —^-(x-fp)= -Чх-Ср). (6.22')

Так как протекание реакции зависит от условий в металли-
ческой и шлаковой фазах, скорость обменной реакции можно
определить путем решения системы уравнений (6.22) или (6.22'),
написанных для обеих взаимодействующих фаз:

(6.23)

где х и у — текущие концентрации реагентов в металлической
и шлаковой фазах (одним и двумя штрихами обозначены
соответственно величины для металла и шлака).

Если изменения в результате реакции во второй фазе
относительно невелики и не оказывают заметного . влияния на
условия равновесия, можно использовать одно уравнение для
первой фазы.

При необратимой реакции ср — 0 уравнения (6.21) и (6.23)
упрощаются.

Интегрирование уравнения типа (6.22) при начальном усло-
вии t = 0, х = Со для обратимой реакции дает

с = Ср “Р (с0 Ср)е

или

и для необратимой

। де

х = ср 4- (с0—£р)е"Л

х = сое~Л/,

(6-24)

(6.24')
Общий вид уравнения кинетики реакции, протекающей в сва-
рочной (открытой) системе. Уравнения (6.19) и (6.21) написа-
ны для так называемой закрытой или замкнутой системы, т. с.
системы, не имеющей материального обмена с окружающей
средой При сварке такой случай встречается редко, разве что
при неподвижной стационарной ванне. Обычно же в реакцион-
ную зону непрерывно поступают реагенты вместе с расплав-
ляемым металлом, шлаком, потоком газа и из нее удаляются
с затвердевающими порциями металла и шлака и уносятся
с уходящими газами. Напишем кинетические уравнения для
такой (открытой) системы.

Рассмотрим прежде всего наиболее общий случай обра-
тимой реакции. Ее материальный баланс при сварке склады-
вается из поступления реагента с расплавляемым основным или
электродным металлом, удаления реагента из металла (или по-
ступления в металл из другой фазы) в результате реакции и,
наконец, удаления его из системы с затвердевающим металлом
или шлаком.

Кинетика реакции может быть описана дифференциальным
уравнением

-A-(xpV) = cMg—рРГ(х—ср)—х^кр, (6.25)

где Со, и х—исходная, равновесная и текущая концентра-
ции; р, V, F — плотность, объем металла, межфазная поверх-
ность (точнее, поверхность, на которой протекает реакция);
g и £кр—массовые скорости плавления и затвердевания метал-
ла; р — коэффициент массопереноса.

Отметим, что для системы с переменной массой

(6.26)

Следовательно, для описания реакций необходимо знать
закон изменения объема (массы) системы во времени. Такая
необходимость возникает во всех случаях при рассмотрении
процессов на стадии капли и в переходном периоде (до установ-
ления стационарного или квазистанионарного состояния) на
стадии ванны.

Лимитирующее звено реакций при сварке. Скорости пироме-
таллургических реакций, к которым по существу относятся и
реакции, протекающие при сварке, как показали исследования,
обычно лимитируются транспортными звеньями.

Рассмотрим вопрос о лимитирующем звене сварочных реак-
ций на примере окислительно-восстановительных реакций,
наиболее часто встречающихся при сварке.

1 Например, для системы металл — шлак в мартеновской ванне, если пре-
небречь взаимодействием шлака с газами и металла с футеровкой,
246
Для реакции окисления легирующих элементов, растворен-
ных в металле, необходимо, чтобы к межфазной поверхности
(оставлялись кислород и окисляемый элемент. Скорость реак-
ции, очевидно, будет лимитировать тот из процессов, скорость
которого меньше.

Лимитирующим звеном может быть также отвод продуктов
реакции или переход межфазной границы (преодоление энер-
ггтического барьера на границе фаз). Однако такие случаи
щ । ручаются сравнительно редко, поэтому ограничимся пер-
выми двумя случаями. Возьмем необратимую реакцию окисле-
ния примесей металла кислородом газовой фазы.

У дельный поток кислорода на межфазную поверхность,
согласно выражению (6.12), при замене объемной концентрации
массовой долей с = рС

/о = Рорсо •

Аналогично этому встречный поток окисляемого элемента
Лме ~ РмеР~Ме’

в случае окисления нескольких элементов поток кислорода,
реагирующий с данным элементом Me,

/Ме = рМерСо (6.27)

будет меньше полного потока кислорода /о, и его величина за-
висит от условий конкуренции элементов в борьбе за кислород
(По и рме — коэффициенты массопереноса в газовой и метал-
лической фазах).

В зависимости от возможной величины этих потоков ско-
рость реакции будет лимитироваться подводом либо кислорода,
1ибо окисляемого элемента.

Если диффузионный транспорт в металле способен доставить
к поверхности реакции такое количество элемента, которое
может окислить поступающий туда кислород, то, очевидно,
ин-ном, лимитирующим реакцию, будет транспорт кислорода
и I газовой фазы. В этом случае при постоянном уровне снаб-
жения кислородом (/о = const) поток окисляемого металла бу-
ю г величиной постоянной.

Для реакции

V| Me + v2 О MeV1OVa
ноток

• _ лМеУ|
I6v2 °

= Пое =

(6.28)

где vi и V2 — стехиометрические коэффициенты; Лмс — атомная
масса данного элемента и j&e —поток кислорода, затрачивае
мый на окисление данного элемента.
Рассмотрим простейший случай — закрытую систему (V =
= const). Пусть элемент Me доставляется к месту реакции
в количестве, достаточном для связывания всего поступающего
реакционно-способного кислорода. Тогда полный поток окис-
ляемого элемента или, иначе говоря, скорость его окисления,
будет зависеть только от потока кислорода:

= (6-29)

При этом

x = c,-r^-~c(}t. (6.29')

Если же конвективная диффузия в металле не обеспечивает
доставку нужного количества элемента и /ме < /о, то скорость
реакции будет лимитироваться уже транспортом окисляемого
элемента. В этом случае, согласно уравнению (6.22х), полагая,
что реакция протекает необратимо (ср = 0), скорость окисления
будет линейной функцией концентрации элемента:

-^- = —= — kx, (6.30)

а его содержание в расплаве, согласно уравнению (6.24), будет
изменяться по экспоненциальному закону

x = cQe-kt. (6.30')

Первый случай, когда скорость реакции контролируется
подводом кислорода, возможен, очевидно, при достаточно вы-
сокой концентрации примеси в металле и умеренном питании
реакции кислородом.

Второй случай, когда скорость реакции лимитируется мас-
сопереносом окисляемого элемента, реализуется при низкой
концентрации примеси или весьма интенсивном снабжении
реакции кислородом.

Пусть реакция контролируется кислородным звеном (первый
случай). По мере ее протекания концентрация окисляемого
элемента в расплаве непрерывно уменьшается. Наконец, при
некотором значении концентрации, которое назовем критиче-
ским, окажется, что диффузионный транспорт в металле не
справляется с доставкой элемента в нужном количестве на
поверхность, где идет реакция, тогда реакция перейдет из внеш-
ней диффузионной области во внутреннюю, т. е. от режима,
в котором скор< сть контролируется транспортом кислорода из
газовой или шлтковой фазы, к режиму, в котором скорость
определяется конвективной диффузией элемента в металличе-
ской фазе.

Подобный ход реакции схематически показан для разных
значений потока кислорода на рис. 6.9, а в координатах поток
248
окисляемого элемента—концентрация. В начале процесса
okih пенне определяется только потоком кислорода и при по-
етояшгом /о поток /мс остается постоянным (участок А^Б} и
। д.). Когда концентрация элемента в металле Сме достигнет
критического значения c^lc (точка Б\ и т. д.), поток кислорода
сможет окислять меньшее количество элемента, доставляемого
диффузионным транспортом из объема к поверхности реакции,

Рис. 6.9. Схема изменения удельного потока (скорости окисле-
ния) элемента с изменением его концентрации (а) и кинетика
окисления элемента (б)

и поток /мс будет линейно уменьшаться с уменьшением концен-
।рации сме (участок и т. д.). При этом, чем выше снабже-
ние окислителем (/\, > / , ), тем больше скорость окисления,

гем скорее произойдет переход реакции из внешней во внутрен-
нюю диффузионную область и тем больше будет критическая
концентрация окисляемого элемента (рис. 6.9, а). В соответ-
i.гвии со сказанным кинетику окисления элемента можно
представить схемой, показанной на рис. 6.9, б.

Момент времени /*, при котором достигается критическая
концентрация и реакция переходит из внешней во внутреннюю
шффузионную область, назовем критическим временем.

На участке АБ (4jbi, Д2Б2...) концентрация окисляемого
элемента уменьшается во времени линейно, а на участке БВ —
по экспоненте.

Кинетические уравнения необратимого процесса и выводы,
полученные из их анализа, можно распространить и на обрати-
мую реакцию, протекающую далеко от равновесия.

Отметим, что для открытой системы необходимо всегда
учитывать поступление элемента с расплавляемым металлом и
у галение его с затвердевающим металлом.
ГЛАВА 7

РЕАКЦИИ ПРИ НАГРЕВЕ
СВАРОЧНЫХ МАТЕРИАЛОВ

При нагреве в покрытии, флюсе или сердечнике порошковой
проволоки (еще до их расплавления) протекают химические
реакции в твердом состоянии. Эти реакции (диссоциация хими-
ческих соединений, окисление металлических присадок и т. п.)
интенсифицируются с повышением температуры и протекают
с тем большей полнотой, чем больше продолжительность
нагрева. Они могут оказывать значительное влияние на свойства
сварочных материалов и качество сварки. Поэтому нагрев
электродов в процессе сварки и режим прокалки сварочных
материалов должны строго контролироваться.

Так, повышение температуры прокалки легирующего кера-
мического флюса (на основе мрамор — плавиковый шпат)
привело к резкому снижению перехода легирующих элементов
из флюса в металл шва при сварке вследствие их окисления
при прокалке; соответственно изменились свойства металла шва
(табл. 7.1) [12].

Таблица 7.1

Температура прокалки, °C Состав металла шза, % Ударная вязкость
Si Ti кДж/м2 кге- м см1
450 2,90 0,460 735 7,5
600 1,39 0,150 1470 15
750 • 0,25 0,033 1710 17,5
850 0,12 0,025 1450 14,8

Примечав ие. Продолжительность выдержки при данной температуре 2 ч.

Столь же неблагоприятные последствия может вызвать
повышение температуры нагрева электрода (или порошковой
проволоки), неизбежное при применении режимов сварки при
высокой плотности тока. Особенно чувствительны к нагреву
электроды с покрытиями, содержащими органические вещества,
вследствие того, что последние (целлюлоза и др.) при нагреве
разлагаются, при этом покрытие теряет свои защитные свой-
ства. Карбонатно-флюоритовые покрытия менее чувствительны
250
к нагреву вследствие более высокой температуры начала дцссо-
ци iitiiit карбонатов и, вероятно, меньшей скорости их диссо-
циации.

Сказанное подтверждается сравнением валиков, наплавлен-
ных па одном режиме (j = 13 А/мм2) целлюлозными электрода-
ми и электродами УОНИ-13/55. Первые характеризовались
большой пористостью на участке шва, где температура стержня
электрода нс превышала 260 300 С, вторые — высокой плот-
ностью по всей длине, хотя температура стержня электрода
к концу плавления достигала 800—850° С*, и стабильностью
\ ирной вязкости по длине шва.

Приведенные примеры показывают, как важно знать харак-
тер и условия протекания реакций в твердом состоянии в си-
гнумах компонентов, применяемых при сварке.

29. КИНЕТИКА ДИССОЦИАЦИИ МРАМОРА
И ОКИСЛЕНИЯ МАРГАНЦА УГЛЕКИСЛЫМ ГАЗОМ

Кинетику процессов диссоциации и окисления удобно рас-
сматривать прежде всего в наиболее простых изотермических
условия#.

Диссоциация мрамора. Термическая диссоциация СаСОз,
кристаллическая решетка которого состоит из анионов СО2~ и
катионов Са2 , включает следующие основные звенья: распад
.шпонов по реакции СО2” -^О!_ + СО2, адсорбция молекул
( О2 на поверхности и удаление их в газовую фазу, образование
р< шетки новой фазы СаО из ионов О2- и Са

В кинетическом отношении различают три периода реакции:
индукционный, во время которого происходит подготовка к об-
разованию зародышей СаО (распад анионов, появление пар
< и О2”); автокаталитический, когда в активных центрах воз-
никают зародыши СаО и разрастаются в участки новой фазы
пл поверхности материала; усредненного фронта, когда отдель-
ные изолированные участки сливаются и захватывают всю
поверхность материала, создавая сплошную границу между
Новой и исходной фазами; в дальнейшем реакция развивается
путем перемещения этой границы в глубь материала (рис. 7.1).

Индукционный период очень непродолжителен. В автоката-
лип1ческом периоде происходит ускорение реакции с увеличением
межфазной поверхности (образующаяся поверхность новой
фазы СаО играет роль катализатора). В третьем периоде
< продвижением реакции в глубь материала межфазная поверх-
ность уменьшается, возникают затруднения с отводом СО2 от
поверхности реакции через растущий слой СаО, и скорость
реакции замедляется.

* Температуру стержня электрода определяли в функции времени по
уравнению Н Н. Рыкалииа (п. II) и, зная скорость сварки и скорость плавле-
ния электрода находили соответствующий этой температуре участок шва.
Реакции, связанные с развитием и перемещением фронта
реакции в твердом теле и зависящие от топографии межфазной
поверхности, называются топохимическими. Кинетика топохи-
мической реакции схематически представлена на рис. 7.2, где

Рис. 7.1. Схема развития и продвижения межфазной грани-
цы при топохимической реакции (диссоциации)

участок О — /] соответствует индукционному периоду (/] — /2) —
автокаталитическому (скорость реакции возрастает, о чем сви-
детельствует вогнутость кривой 1) и (/2— 0—периоду усред-
ненного фронта. Если продолжительность индукционного и

Рис. 7.2, Кинетика топохимичес-
кой реакции

автокаталитического периодов мала,
то процесс описывается кривой 2.
Кинетика топохимической реакции
находится в сложной зависимости от
многих факторов и различна в раз-
ные ее периоды.

Для описания процесса диссоци-
ации карбонатов предложены раз-
ные уравнения.

Если считать, что адсорбционно-
десорбционные звенья не лимитиру-
ют реакцию, ее скорость можно при-
нять пропорциональной межфазной

поверхности F и движущей силе реакции, характеризуемой раз-
ностью Др между упругостью диссоциации карбоната и парци-
альным давлением СО2 в системе v = kF&p.

Межфазная поверхность является функцией времени.

Вид функции F(t) зависит от характера развития и переме-
щения фронта реакции.

В случае мелкодисперсного (порошкового) материала (из-за
малого размера частиц) можно пренебречь развитием реакции
в глубь зерен и принять межфазную поверхность пропорцио-
нальной количеству неразложившегося к данному моменту
времени карбоната *:

F = F0(l-D),
где D — степень диссоциации.

* Если же роль третьего периода велика, то F = У7© (1 — Dj ;а
Бели пренебречь изменением Др во времени,

то скорость

диссоциации

dD
dt

= kF^\—D)\p,

разделяя переменные и интегрируя
I = 0), найдем

(с учетом, что D = 0 при

D = 1 _ t-kFobpt = 1____e-af ь

Возможны случаи, когда
диссоциация не завершается,
доходя до некоторого пре-
дельного значения D = D* <

1. Тогда процесс диссоци-
ации описывается' уравне-
нием

D = D*(1—e-Qf).

Более общим видом урав-
нения будет

позволяющее точнее описать
процесс при наличии автока-
талитического периода (рис.
7.3, кривая 1).

Скорость диссоциации
карбоната кальция зависит
от парциального давления
< Ог в системе. Максималь-
ная скорость должна быть
при р со = 0, т. е. когда окись

Рис. 7.3. Зависимость кинетики диссо-
циации мрамора в смесях с ферро-
марганцем от температуры и отноше-
ния СаСОз/Мп — J (электротермичес-
кий ферромарганец):

/ — 85(Г С, £ = 14; 2 — «50° С, % = 2.4;
3 _ 1000° С, g = 14; 4 — 1000э С. £ = 2,4

углерода, образующаяся при диссоциации, сразу же уносится
из системы и реакция протекает необратимо. Задержка с отво-
дом продуктов реакции приводит к замедлению реакции. Дис-
социация практически прекращается тем раньше (при меньшем
Рсо )♦ чем ниже температура в системе. Диссоциацию карбона-
та ускоряет присутствие в системе водяного пара, что объясняет-
ся каталитическим эффектом.

Температурный интервал диссоциации карбонатов в смеси

с другими веществами. Влияние веществ, применяемых в сва-
рочных материалах, на диссоциацию карбонатов исследовали
В. II. Шлепаков и И. К. Походня [104].

Термовесовой анализ смесей показал, что СаРг, SiO2 и дру-
1ие примеси сдвигают кривую степень диссоциации карбоната
I)— температура Т в сторону более низких температур
(рис. 7.4),
Специфическое воздействие в многокомпонентных системах
оказывает Na2CO3, расширяющий температурный интервал
диссоциации карбоната (сравнить кривые 5* и 6' на рис. 7.4).

Реакции в этом случае начинаются с разложения Na2CO3
при относительно низких температурах с образованием легко-
плавких силикатов. В то же время наличие жидкой фазы на
фронте реакции тормозит десорбцию углекислого газа, при этом
диссоциация карбоната кальция растягивается, занимая боль-

Рис. 7.4. Влияние различных веществ на диссоциацию
карбоната кальция:

/ — СаСОз; 2 — СаСО3 + СаГ2; 3 — СаСОз + TiO2; 4 —
CaCOj + SiO2; 5 — СаСОз + Na^COs (в соотношении I 1);

6 — СаСОз + СаГ2 + ТЮ2 (1:2:2); 7 — СаСО» + СаГ2 +
+ TiO2 + Na2CO3 (1:2:2: I)

ший температурный интервал (и соответственно большее время)
(Ю4].

В опытах, результаты которых представлены на рис. 7.4,
смеси нагревали постепенно со скоростью около 30 К/мин. При
сварке материал в вылете электрода нагревается значительно
быстрее. Однако и в этом случае реакции в твердом состоянии
могут достигнуть значительной степени завершенности. Это под-
тверждается опытами, в которых отрезки трубчатой проволоки,
заполненной шихтой испытуемого состава, пропускали между
двумя парами медных губок, которые подводили и снимали ток;
расстояние между ними имитировало длину вылета порошковой
проволоки в реальном процессе. Сила тока и скорость подачи
проволоки соответствовали обычно применяемым при сварке, а
средняя скорость нагрева достигала 1000 К/с. По выходе из
губок проволоку закаливали в смеси сухого льда с бензином
для фиксации состава шихты, полученного в результате нагрева.

Опыты показали, что степень диссоциации (полнота проте-
кания реакций) зависит от условий нагрева сердечника в выле-
те. Так, степень диссоциации карбоната тем больше, чем больше
сила тока, длина вылета (продолжительность нагрева) и чем
благоприятнее условия передачи теплоты шихте сердечника от
254
оболочки, нагреваемой током (рис. 7.5). Условия теплопередачи
и вменялись за счет изменения конструкции проволоки. Более
полному разложению карбоната способствует (наряду с усло-
виями нагрева сердечника) наличие экзотермических реакций
п снижение парциального давления в системе. Последнее воз-
можно вследствие взаимодействия СОг с другими компонентами
и удаления его из системы путем диффузии в атмосферу.

Hi рис. 7.5 видно, что, несмотря
проволоки, диссоциация карбо-
ната СаСОз при больших выле-
i .ix успевает пройти достаточ-
но далеко.

Диссоциация карбонатов и
образование СО2 играют боль-
шую роль при сварке, так как
поток СО2 в отдельных случаях
служит средством защиты рас-
плавленного металла от азота
воздуха, и эффективность за-
щиты может зависеть от кине-
|пки процесса диссоциации.
I ели диссоциация карбоната
и кончится раньше его поступ-
1СНИЯ в зону дуги (расплавле-
ния соответствующего участка
электрода), то защитное дейст-
вие СО2 окажется слабым *).

Это хорошо иллюстрируется
шниыми, приведенными в книге

на большую скорость нагрева

Рис. 7.5. Зависимость степени дис-
социации карбоната кальция от си-
лы тока, длины вылета и конструк-
ции порошковой проволоки:

1, 2 — трубчатая; 3, 4 — двухслой-
ная конструкция (/ — 410 — 420 А;

2 — 450—460 Л, 3 — 360—370 А, 4 —
410 -420 А)

И. К. Походни и В. Н. Шлепа-

кова о влиянии длины вылета на содержание азота в наплавлен-
ном металле при сварке порошковой проволокой [104]. С у вели-

чением вылета повышается температура проволоки и увеличива-
йся полнота диссоциации карбоната на стадии нагрева. В ре-
«ультате эффективность защиты снижается и увеличивается
hoi лощение азота металлом из воздуха (рис. 7.6).

По мнению И. К- Походни и В. Н. Шлепакова, наиболее

благоприятным с точки зрения защиты от воздуха является
растянутый во времени процесс диссоциаций, наблюдающийся
при наличии Na2CO3 (см. рис. 7.4).

Углекислый газ, защищая металл от азота, является актив-
ным окислителем. Поэтому необходимо учитывать реакции
окисления углекислым газом металлических присадок (и неко-
горых других элементов) при нагреве сварочных материалов.
В указанной выше книге приведены сведения о некотором окис-

* Это особенно заметно, если шлаковая защита недостаточна, например,
и I- <а плохого смачивания шлака металлом.
лении металлических порошков в сердечнике порошковой про-
волоки на стадии ее нагрева и при отсутствии карбонатов за
счет кислорода воздуха [104].

Степень окисления металла или его примесей при нагреве
покрытия и других сварочных материалов, содержащих карбо-
наты, определяется кинетикой двух процессов: диссоциации кар-
бонатов (образования СО2) и взаимодействия СО2 с металлом.

Рассмотрим эти процессы на примере реакций, протекающих

Рис. 7.6. Зависимость содер-
жания азота в наплавленном
металле от длины вылета
/в (порошковая проволока
диаметром 3 мм,
/ = 350-4-380 А)

нецов и автор настоящей

в твердом состоянии при нагреве
смесей мрамора и ферромарганца.

Окисление марганца. Окисление
марганца в смеси с карбонатом оп-
ределяется прежде всего условиями
питания реакции окислителем — уг-
лекислым газом и связано, таким
образом, с кинетикой диссоциации
карбоната, а также с условиями кон-
такта газа с поверхностью частиц
ферромарганца.

Поэтому аналитическое выраже-
ние кинетики реакции окисления
марганца карбонатом представляет
большие трудности.

Обратимся к эксперименту. Вза-
имодействие марганца с карбоната-
ми изучали А. Н. Быков, О. М. Куз-
книги при нагреве образцов, приготов-

ленных из смеси порошков мрамора и ферромарганца, в печи в
слабом потоке аргона (для предохранения образцов от взаи-
модействия с воздухом). Применяли электротермический (82%
Мп, 1% С) и в некоторых опытах доменный (71 % Мп, 6,5% С)
ферромарганец двух фракций: мелкой (—0,10; + 0,056 мм) и
крупной (—0,45; +0,25 мм). Смесь мрамора и ферромарганца
связывали жидким стеклом (5% от массы шихты), гранулиро-
вали протиранием через сито с размером ячеек 2 мм и просуши-

вали так же, как электродные покрытия или керамические
флюсы.

После охлаждения образцов определяли изменение их массы
и содержание в них металлического марганца (псрсульфатно-
серебряным методом), а затем степень окисления марганца и
диссоциации карбоната в данном опыте.

Диссоциация мрамора, как показали опыты (см. рис. 7.3),
завершалась практически полностью за 2 мин при 1000° С и за
3—5 мин при 850° С. При этом в образцах, в которых отноше-
ние СаСОз/Мп = £ было меньшим (т. е. с меньшей концентрацией
мрамора), наблюдалась большая скорость диссоциации. Возмож-
но, это объясняется отмеченным выше сдвигом температурного
интервала диссоциации карбоната при наличии примесей.
На рис, 7.3 показано, что кривые диссоциации круто подни-
маются вверх вплоть до предельной степени диссоциации D*.
Это, видимо, связано с тем, что Др не остается постоянным, а
увеличивается к концу процесса из-за уменьшения парциаль-
ного давления СО2 вследствие удаления газа из системы.
Марганец окислялся также быстро, за 2—3 мин (рис. 7.7), а

в некоторых случаях окисление
его заканчивалось даже рань-
ше, чем завершалась диссоциа-
ция мрамора в образце (см.
кривые 1 и 2 на рис. 7.3). При
этом предельная степень окнс-
ленпости марганца у* не пре-
вышала 50%. Скорость окисле-
ния, характеризуемая накло-
ном кривых степень окисленно-
сти у — время t, и значение у*
увеличиваются с повышением

Рис. 7.7. Кинетика окисления мар-
ганца в смесях с мрамором (элек-
тротермический ферромарганец):

/ — Т = 1000° С, £ - 14; 2 — Г = 850° С.
£ - 14; з _ т - 1000° С. $ - 2,4; 4 —

Т - 850° С, £ = 2,4

гемпературы и величины g (от-

количества СаСОз в

ношения

образце к количеству в нем
марганца).

Кинетические кривые окис-
ления марганца похожи на кривые диссоциации мрамора (ср
рис. 7.3 и 7.7) и приближенно могут быть описаны экспоненци
«тльной функцией

у = у* (1 —е~^л).

Быстрое затухание реакции окисления марганца объясняется
быстрым уменьшением потока окислителя (вследствие удаления
газа из образца) и, возможно, диффузионными затруднениями
при образований на поверхности частиц ферромарганца сплош-
ного слоя окислов. Большая роль первого фактора подтвер-
ждается тем, что в образцах, нагревавшихся на воздухе (без
защиты аргоном), при прочих равных условиях наблюдалась
большая окисленность марганца. В этом случае реакция, оче-
видно, продолжалась за счет кислорода воздуха.

В то же время нельзя не учитывать и возможные диффузион-
ные затруднения, так как при окислении марганца на поверхно-
сти его образуется сплошная плотная окалина (для марганца
отношение объема окисла к объему низшего окисла или металла
больше единицы). Поэтому процесс идет по схеме реакционной
диффузии кислорода и марганца навстречу друг другу через
решетку окислов. Лишь вначале процесса можно пренебречь
диффузионными процессами и считать, что скорость окисления
or раничивается кристаллохимическим превращением. По мере
развития реакции слой окислов быстро увеличивается (рис. 7.8)
и процесс, начинаясь в кинетическом режиме (если только не
17 1аказ 1141 257
лимитирует подвод углекислого газа), переходит в смешанную
или внутреннюю диффузионную область.

Рис. 7.8. Зерна ферромарганца в карбонатном покрытии после на-
грева в течение 5 мин:
а — XI50 и б — X 500

Расчеты показывают, что степень использования СО2
(отношение количества СО2, затраченного на окисление мар-
ганца, ко всему количеству СОг, образовавшегося при диссоциа-
ции мрамора в данном образце) сравнительно невелика
258
(табл. 7.2). Таким образом, большая часть СОг уходит из зоны
реакции, не успев прореагировать с марганцем '.

Таблица 7.2

Темпера- тура, °C Отношение СаСО/Мп-Ч Содержание в образце СаСОа, % Предельная степень окисленности марганца т* Количество СО, г/на 100 г смеси Степень использо- вания СО„ %
выделя- лось при диссоциа- ции затрачено на окис- ление
1000 14,0 93.3 0,51 41 2,74 6,7
850 14.0 93,3 0,33 41 1,77 4,3
1000 2,4 70.6 0.25 31 6,35 19,0
850 2,4 70,6 0,10 31 2,35 7,6

При этом чем больше £, тем меньше степень использова-
ния СО2.

Влияние величины характеризующей окислительную спо-
собность покрытия, на предельную степень окисленности
марганца у* показано на рис. 7.9. Поскольку реакция окисления

Рис. 7.9. Зависимость предельной степени окисленности марганца
от £ в случае доменного ферромарганца мелкого (/) и крупного
• (2) и электротермического ферромарганца мелкого (3) и крупного

(4)

марганца прекращается примерно через одинаковое время неза-
висимо от величины £ (рис. 7.9), предельная степень окисленно-
сти у*, достигаемая при данных условиях, зависит главным
образом от скорости окисления, которую можно принять пропор-
циональной поверхности и парциальному давлению СО2
над ней:

<*У
dt

— kFpCG

1 К тому же возможная степень использования СО2 зависит от отношения
СО/СО2 в зоне реакции и может быть не равна 100%.
Скорость окисления увеличивается с увеличением поверхно-
сти F. Большая в силу этого скорость окисления мелкого
электротермического ферромарганца приводит к более резкому
подъему кривой у* — | (рис. 7.9). Таким образом, предельная
степень окисленности мелкого ферромарганца при одном и том
же £ больше предельной степени окисленности крупного ферро-
марганца.

На рис. 7.9 для сравнения приведены данные для доменного
ферромарганца. При одинаковой дисперсности скорость окис-
ления и предельная степень окисленности доменного ферромар-

Рис. 7.10. Зависимость степени мрамора U в покрытии от продол-
жительности нагрева (а) и толщины слои покрытия (б) при на-
греве стержня током

ганца больше скорости и предельной степени электротермическо-
го ферромарганца, что, вероятно, связано с большим
растрескиванием частиц при нагреве доменного ферромарганца
и различным механизмом реакции.

Увеличение у* с увеличением | происходит лишь до некото-
рого значения после чего величина у* стабилизируется.

Это, видимо, связано с резким уменьшением k при сравни-
тельно больших степенях окисленности марганца и низким
коэффициентом использования СОг при больших

Скорость нагрева образцов в описанных выше опытах была
сравнительно небольшой (не более 500 К/мнн). Для определе-
ния влияния условий нагрева на полноту протекания реакций
отрезки проволоки с нанесенными на них покрытиями различ-
ной толщины подвергали быстрому (0,5—5,0 с) нагреву прохо-
дящим током до температуры, близкой к температуре начала
плавления покрытия, т. е. со скоростью, которая приближается
к скорости нагрева при сварке.

В этих условиях степень диссоциации мрамора (в покрытии
из одного мрамора, связанного жидким стеклом), даже при
очень большой скорости нагрева, составляла 20% и более
(рис. 7.10,а).

Большую роль здесь играет коэффициент массы покрытия klt
(толщина покрытия). С увеличением kn при одном и том же
260
примени нагрева степень диссоциации мрамора уменьшается по
гиперболе knD = 0,07 (рис. 7.10,6). Таким образом, количество
рл «ложившегося за данный промежуток времени мрамора
практически не зависит от количества покрытия на электроде,
•по можно объяснить снижением средней температуры покры-
iiui с увеличением его наружной поверхности и неравномерно-

• 1ыо нагрева по толщине.

В покрытии из мрамора и
ферромарганца, связанного жид-
ким стеклом (£ = 4,7; Лп = 0,6ч-
0,8), мрамор полностью разла-
П1ЛСЯ за 5,2 с (стержень без по-
। рытия при таком же возрастании
K’K.i нагревался за это время до
1100е С); марганец окислялся на
16%, что близко к данным, полу-
ченным в печи.

(аким образом, есть все осно-
iuiiiiih полагать, что закономер-
ности окисления марганца, уста-
новленные при проведении опы-

мелкого электротермического

PcoJPco

Рис. 7.11. Окислительный по-
тенциал смесей мрамор — фер-
ромарганец:

/ — 5%, 2 - 10%, 3 — 15% к 4 —
20% Fe - Мп

юн в печах, справедливы и при
। шреве электрода при сварке, хо-
। । степень окисленности марган-
ца, достигаемая к моменту нача-
,Н1 плавления, будет меньше.

Окислительный потенциал сме-

аси карбонат — ферромарганец. Взаимодействие марганца с
бонатом на стадии нагрева

кар-

СаСОз -> СаО 4- СО2;

СО2 4 Мп -* МпО + СО

должно уменьшать концентрацию СО2 в газовой фазе и тем
< амым снижать окислительное воздействие покрытия или флю-
са, содержащего эти компоненты, на расплавляемый при сварке
металл. Поэтому ферромарганец в карбонатных покрытиях или
керамических флюсах играет роль раскислителя уже на подго-
товительной стадии процесса. По опытным значениям уДп для
электротермического ферромарганца (см. рис. 7.9) были опре-
делены теоретически возможные значения отношения
t^'Pco (рис. 7.11) к моменту окончания взаимодействия
(потери газа вследствие диффузии из образца в атмосферу не
учитывали). Расчеты показали, что ферромарганец может
шачительно снизить окислительный потенциал покрытия
(флюса) при его нагреве.
30 НЕКОТОРЫЕ ДРУГИЕ РЕАКЦИИ,
ПРОТЕКАЮЩИЕ ПРИ НАГРЕВЕ
СВАРОЧНЫХ МАТЕРИАЛОВ

Окисление и восстановление углерода при нагреве ферромар^
ганца в смеси с мрамором. При нагреве смесей ферромарганца
и карбоната параллельно с окислением марганца протекает
реакция окисления — восстановления углерода, содержащегося
в ферромарганце [16],

Опыты с нагревом образцов в печи по описанной выше
методике показали, что в смесях мрамор—ферромарганец угле-

Рис. 7.12. Зависимость степени окис-
ленности углерода ус от £ при нагре-
ве в смесях с мрамором доменного
(/) и электротермическою (2) ферро-
марганца

род окисляется в доменном
ферромарганце и интенсивно
восстанавливается в электро-
термическом ферромарганце.
При этом степень окисления

Таблица 7.3

Ферромарга- нец Отношение СаСОж Количество углерода в навеске, г
на- чаль- ное после про- калки
Электротер- 5,7 0,2 0,25
мический 14 0.1 0,15
Доменный 5 1,4 0,9
12 0,7 0,7

или восстановления уР (в последнем случае величине ус припи-
сывают отрицательное значение) зависит от Ё (рис. 7.12).

Изменение в результате прокалки количества углерода в
навеске (начальная масса равна 100 г) в абсолютных цифрах
дано в табл. 7.3.

Увеличение содержания углерода в случае электротермиче-
ского ферромарганца можно объяснить, например, образовани-
ем карбида марганца. Что же касается доменного ферромар-
ганца, то можно предположить, что в низкотемпературной
области (в начале нагрева образца) происходит образование
сажистого углерода по реакции

Мп3С + 4СО2 ЗМпО + 5СО

2СО Ссаж 4*

2.Мп3С -К ЗСО2 = 6M.nO 4- 5Сслж

а в высокотемпературной области его окисление
Ссаж + СО2 7± 2СО.

Реакция окисления протекает медленнее из-за того, что окис-
литель расходуется на реакцию с марганцем.
Уменьшение ус с увеличением § (см. рис. 7.12) можно
объяснить быстрым разогревом образцов с высоким содержа-
нием марганца из-за теплового эффекта реакции окисления и,

Рис. 7.13. Изменение состава газовой фазы со временем
при нагреве электротермического (а) и доменного (б)
ферромарганца в смесях с мрамором

следовательно, меньшей продолжительностью пребывания
системы в низкотемпературной области, в которой возможна
реакция образования сажистого углерода. Образование сажи-
в случае электротермического

г того углерода возможно и
ферромарганца, но интенсив-
ность этого процесса, видимо,
невелика.

Изложенные представления
о механизме окисления домен-
ного и электротермического
ферромарганца подтверждают-
ся данными анализа газовой
фазы (рис. 7.13).

Так, при окислении домен-
ного ферромарганца (несмотря
ни высокие значения умп) газо-
вая фаза содержит меньше СО,
чем при окислении электротер-
мического ферромарганца.

Обогащение ферромарганца
углеродом за счет газовой фа-
«ы иллюстрируется рис. 7.14, на

Рис. 7.14. Зависимость степени вос-
становления углерода т)с от £ для
электротермического (/) и доменного
(2) ферромарганца

котором дана зависимость отно-

шения концентрации углерода в образце после нагрева к его ис-
ходной концентрации rjc- Восстановление углерода (т|с > 1) на-
блюдалось во всех случаях, кроме случая нагрева доменного
ферромарганца при значениях ус < 8, когда происходит окисле-
ние углерода. Причиной увеличения т)с с увеличением g являет-
ся, по-видимому, повышение р со .
Восстановление углерода возможно и при разложении СО
на СОг и С с переходом углерода в раствор:

2Mn + 2СО2 2СО + 2МпО

2СО [С 1раств СО2

СО2 + Мп СО + МпО

ЗМп н- 2СО2 ЗМпО + СО + [С]раСтВ

Протекание такой реакции наиболее вероятно при наличии
жидкого металла.

Такое объяснение механизма восстановления углерода из
готовой фазы является предварительным. Этот вопрос нуждает-
ся в дальнейшем изучении.

Взаимодействие ферромарганца с марганцовой и железной
рудами. При нагреве смесей ферромарганца с марганцовой ру-
дой (пиролюзитом) наблюдается окисление марганца и угле-
рода кислородом руды (пиролюзит при нагреве разлагается по
реакции SiVhiO?—> Mn3O4 + Ог). Степень окисленности марганца
в этой системе меньше, чем степень окисленности марганца
в системе ферромарганец—мрамор (особенно мало окисляется
доменный ферромарганец). Это объясняется, по-видимому, тем,
что пиролюзит диссоциирует при сравнительно низких темпера-
турах и часть кислорода удаляется из системы на ранней стадии
нагрева, когда окисление протекает не интенсивно.

Своеобразием системы ферромарганец — марганцовая руда
является то, что степень окисленности марганца умп, начиная с
некоторого сравнительно небольшого значения уменьшается,
а степень окисленности углерода ус увеличивается. При этом ус,
как правило, больше умп (табл. 7.4).

Таблица 7.4

Вид ферромарганца Грануляция Отношение СаСО3'Мп«£ Степень окислен- ности Содержа- ние угле- рода в ос- таточном марганце, %
марганца Ч углерода тс
Электротермический Мелкая 1,2 2,2 4,0 0.35 0,54 0,21 0.44 0,75 1,07 0,69
Крупная 1,4 2,2 4,0 0,12 0,18 0,04 0,32 0.40 1,00 0,92
Доменный Мелкая 1,3 2,5 5,7 0,27 0,27 0,13 0,60 0,78 0,86 5,15 2,85 1,86
Крупная 1.7 2.8 5,7 0,18 0,06 0,03 0,41 0,42 0,58 6,80 5,75 3,70
Иными словами, с увеличением окислительной способности
покрытия потери углерода увеличиваются, а марганца умень-
шаются. Это можно объяснить предположением о наличии
прямого восстановления марганца из его окислов углеро-
дом [16]:

МпО 4-С—> Мп + СО.

Развитие этой реакции термодинамически возможно лишь
при достаточно высокой температуре. Резкое повышение темпе-
ратуры (по сравнению с температурой в печи) в микрообъемах

нагреваемой смеси вполне возможно
ления теплоты при окислении частиц
повышение температуры наблюда-
лось при окислении ферросилиция и
ферроалюминия во флюсе [12].

Естественно, что прямое восста-
новление марганца должно в наи-
большей степени наблюдаться в слу-
чае доменного ферромарганца, со-
держащего большее количество уг-
н'рода, и возрастать с увеличением
вследствие повышения интенсивно-
сти окисления марганца и большего
разогрева частиц ферромарганца.
Необходимо отметить, что введение
углерода в виде графита в смеси
электротермического (низкоуглеро-
дистого) ферромарганца с пиролю-
штом нс привело к прямому восста-

за счет локального выде-
ферромарганца. Подобное

Рис. 7.15. Потери массы при
изотермической выдержке флю-
орита (4) и сто смесей с SiOj,
взятых в отношении 1:1 (/.2,
5) при температурах в °C:

/ _ КОО; 2 — 1050; 3. 4 — 1100

повлению марганца, что, вероятно,
объясняется удаленностью частиц графита от очагов локального
нагрева шихты вокруг окисляющихся частиц ферромарганца. При
благоприятных условиях восстановление марганца углеродом

может полностью компенсировать его потери от окисления кис-
лородом руды, как это, например, наблюдалось в случае приме-
нения крупного доменного ферромарганца при £ = 5,7, когда
умп получает отрицательное значение, а углерод окисляется бо-
лее, чем на 50% (см. табл. 7.4). Это обстоятельство позволяет
удалить углерод из доменного ферромарганца, что важно при
его применении в электродах для сварки низкоуглеродистой ста-
ли. Именно на этом принципе построены электроды ЦМ-8.

Если не принимать меры к окислению углерода при исполь-
ювапии доменного ферромарганца, то его переход в шов может
вызвать повышенную склонность к образованию трещин в
металле шва и снижению пластических свойств последнего.

В смесях ферромарганца с железной рудой (ЕегОз) окислен-
иость марганца значительно больше, чем окисленность марганца
и смесях ферромарганца с марганцовой рудой. Это обусловлено
тем, что окисление происходит не только за счет газообразного
кислорода, образующегося вследствие термической диссоциации
руды, но и за счет прямого окисления марганца окислами
железа:

Мп 4- Fe3O4 МпО + 3FeO;

Мп 4- FeO > МпО 4- Fe.

Термодинамические расчеты показывают, что равновесная
концентрация марганца остается небольшой до тех пор, пока
концентрация FeO значительно не снизится [16]. Эго обстоя-
тельство объясняет подавление реакции восстановления марган-
ца углеродом. Степень окисленносги углерода в системе
доменный ферромарганец—гематит практически одинакова со
степенью окисленности марганца, так как углерод расходуется
на реакцию с окислами железа.

Реакции с фторидами. Большое значение для предупрежде-
ния водородной пористости швов многие исследователи придают
реакции образования тетрафторида кремния в результате
взаимодействия SiO2 и CaF2, содержащихся в покрытии и
флюсе.

Нагревая в платиновом тигле (в осушенном аргоне) навески
высокомаргапцовистых силикатных флюсов, В. В. Подгаецкий и
Т. П. Новикова нашли, что при наличии CaF2 в составе флюса
наблюдались значительные потери его массы [93]:

Температура в °C 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200

Потери массы в %
от начальной массы
при нагреве в тече-
ние 1 ч........... 0 0,16 0,32 0.48 0.56 0.72 1,20 1,24 0,32

Анализ показал наличие в дистиллированной воде, через
которую пропускали аргон, находившийся в тигле во время
нагрева образцов, кремния и фтора в соотношении, отвечающем
соединению SiF4.

Неожиданное уменьшение потерь массы флюса при темпера-
туре нагрева 1200° С указанные исследователи объясняют рас-
плавлением навески и уменьшением поверхности флюса. Однако
такое объяснение представляется неубедительным, так как на
гомогенный расплав в отличие от гетерогенной смеси величина
поверхности не должна оказывать влияния.

Интересные данные получены в отношении реакции взаимо-
действия CaF2 с SiO2 [104]. Потери массы смеси этих компонен-
тов (взятых в соотношении 1:1), характеризующие выход газо-
образных продуктов (вероятно, тетрафторида кремния), состав-
ляют довольно значительную величину при изотермической
выдержке при 1100° С (рис. 7.15). Однако при пропорциональ-
ном нагреве до 1100° С со скоростью 30 К в минуту не наблю-
далось заметного изменения массы смеси.
ГЛ Л ВЛ 8

РЕАКЦИИ НА СТАДИИ КАПЛИ

31. КИНЕТИКА РЕАКЦИЙ
НА СТАДИИ КАПЛИ

Изменение состава капель в процессе их формирования L
В кинетических расчетах на стадии капли надо учитывать
следующее: непрерывное увеличение объема (массы) системы
ia счет плавления электрода; периодический характер процесса
с частотой, соответствующей частоте перехода капель; неполный
переход жидкого металла с электрода при отделении капель, что
приводит к изменению концентрации реагентов в них со време-
нем (от перехода к переходу). Для описания кинетики реакций
h i стадии капли используем уравнение (6.25), учитывая, что
в рассматриваемом случае затвердевания металла не происхо-
дит (£кр = 0).

Для упрощения выкладок, как и ранее, рассмотрим измене-
ние количества элемента Е, в системе, а не его концентрации х
(Е = рУ*)- Тогда уравнение (6.25) примет вид

В соответствии с данными, приведенными в п. 12, примем
линейную зависимость роста капли со временем

Учитывая, что рУ — т0 + mn найдем, что масса переносимо-
го при каждом переходе металла

= ЯТ,

(8.2)

। де т — время между двумя переходами.

Помня, что F/V = s = const (см. и. 12) и обозначая
Р

|» — = £$==&, получим

—i. = gCa—k [g—Cp(m,, + £01 -
dt

(8.3)

* В выводе кинетического уравнения для стадии капли участвовал
А М. Дубасив.
Учитывая периодический характер процесса, введем новую
' переменную

Очевидно, что di = xdft. Тогда

^- + ^ = <2, + л20;
uV

(8.4)

6Z1 /ТТдСд tTl^k । Ср,

д2 = mn^jCp;

kx = kx.

Общим решением линейного дифференциального уравнения
вида

^-+/4=Q(0)

является выражение

£ = е" Iрм (J QJ PMdO + с).

Для рассматриваемого случая получаем

t =-£1__fl2 । Ce~k^ I °2 ft.

kt kj kt

В начале периода d = 0 (t — 0); £, = т] (tj — изменяющееся
от перехода к переходу количество элемента в остающейся час-
ти капли в момент, принятый за начало перехода):

В конце периода в = 1, количество элемента в расплаве

или после подстановки значений (ц и а2

(8.5)

Выражение (8.5) справедливо для любого периода, кроме
начального (нулевого), так как процесс начинается, когда на
торце электрода нет расплавленного металла (т0 = 0и г]С = 0).

Решая уравнение (8.4) при этих условиях, получим

So = ^(со-ср) (1 -е-М) + тпс^. (8.5')

К|
Заметим, что в этом случае время до отрыва капли больше т.
Переход металла произойдет в момент когда масса жидкого
металла достигнет максимальной величины л?к, которую уже не
в состоянии удержать сила поверхностного натяжения.

Таким образом, в конце нулевого периода

тк

О = *т е = =

т т gn тп
и количество элемента в первой капле (перед ее отрывом)

15 = 1-е mnJ+^p. (8.5")

«I

Отделяющаяся капля массой тп уносит с электрода количе-
ство элемента, равное gg. Оставшееся же количество элеглен-
та на электроде в начале первого периода

Я1 = 1 ——) = Ео—;

в конце первого периода в соответствии с уравнением (8.5) полу-
чим

или

В начале второго периода

fcK fJlQ / —k | . \ /По

T]2 = S1 — = bhC + Яз)—;

в конце второго периода
£2 = G12 + а3).

В начале третьего периода

1]з = (т]2 е-*1 + а3) и т. д.

По аналогии в начале n-го периода

Т]„ = (т]п_1 е~*« + а3)— = Tfo-ia + b,
। де тк

т0 Р и „ то .
а — — е~*» и о = а3 —;

тк /пк

(8-6)
в конце л-го периода

1л = Пяе *' + а3-

Развернем выражение (8.6):

T]2 = T]ia4-fc;

Пз = П1д2 + аЬ + Ь\
т)4 == ща3 + a2b + ab + fr,

т)п = т]1ая“1 + Ь(ап~2

+ ...Ч-а+1).

Выражение в скобках представляет собой сумму (п—1)
членов убывающей (а<1) геометрической прогрессии со зна-
менателем а. Поэтому .можно записать

।_пп—-1

^ = 410" ’+«+---------• (8.7)

1 —а

Таким образом, по известным а и b может быть найдено
количество элемента в капле для любого перехода, а для изве-
стной массы капли — концентрация элемента с" = т]п/^о в мо-
мент перехода.

Уравнение квазистационарного режима. При достаточно
большом числе переходов (п—ьоо) т] стремится к пределу:

Подставим в уравнение (8.8) значения а и Ьу предварительно
преобразовав их.

Нетрудно показать, что выражение о = — л3 можно
представить в виде

. т0 "bifco—Ср)(1— е *') + (mK—moe *')felcp

О =---------------------------------------

тк Л,

если в последнем члене выражения для а3 заменить тп равной
ему разностью лгк — т0 и сократить подобные члены.

Разность

После подстановки значений b и (1—а) в выражение (8.8)
и некоторых упрощений получим

Г)оо — — ZjTT Ь ср •

L ^i(mK—n20e *0 J
Переходя к концентрациям и учитывая, что
ki = йт, получим

Ноо , , . (1—ц)(1 —е“и)

£р 4" (^0 Ср) . —kx\
m0 )

тк

(8.9)

В окончательном уравнении (8.9) характер капельного плав-
ления электрода учитывается величинами т, ц и косвенно
k = ps.

В случае необратимой реакции концентрация элемента
в переходящих каплях (в установившемся режиме)

(t-g)(l-e~*T)
kx(! —g е

Ск — Со

(8.10)

Это уравнение легко получить
из уравнения (8.9) при ср — 0.

Состав капель в установив-
шемся режиме находится в слож-
ной зависимости от характерис-
тик переноса, как это видно из
уравнения (8.9), которое можно
упростить, если остающаяся на
электроде часть капли мала и мо-
жно принять р->0 (что наблюда-
ется при сварке тонкой проволо-
кой в среде защитных газов).
В этом случае

t V1—q IIk Рис. 8.1. Зависимость степени за-

Ск—Ср + (Со—Ср) -—— (0.11) вершенности реакции от парамет-

Р pa st и коэффициента ыассопере-

и состав капель зависит от безраз- носа р

мерного параметра psx. При по-
стоянных Со и ср степень незавершенности реакции, определяе-
мая величиной (ск — ср)/(с0 — ср), уменьшается с увеличением
st и тем быстрее, чем больше р (рис. 8.1).

Величина st при малых р равна половине произведения
stk = названного И. К. Походней кинетическим показателем.
Здесь тк — усредненное время взаимодействия металла на конце
электрода с окружающей средой

С увеличением р увеличивается объем металла, остающегося на
конце электрода, и удлиняется переходный период. В результате
степень завершенности реакций уменьшается, как это показано
штриховыми линиями на рис. 8.1 (для р = 1,0).

Время установления постоянного состава капель, переходя-
щих с электрода в ванну. Нетрудно показать, что постоянный со-
став капель, отделяющихся от электрода, устанавливается очень
быстро

Рассмотрим в качестве примера процесс со следующими пара-
метрами плавления, полученными в одном из опытов по исследо-
ванию плавления электродной проволоки без защиты: /пк = 0,2 г;
т0 = 0,1 г; т = 0,1 с; $ = 15 см-1; примем р = 0,2 см/с и cQ — ср =
= 0,8% (q> = 0,8; ср — 0).

Расчет дает в этом случае следующую картину изменения
состава последовательно переходящих капель:

п ск п ск
1 0,8 6 0,6675
2 0,72 7 0,6670
3 0,685 8 0,6668
4 0,673 9 0,6667
5 0,669 10 0,66668
со 0,66666

Уже на седьмом переходе (не считая нулевого) состава капли
отличается от стационарного состава всего на 0,2%. Практически

Рис. 8.2. Зависимость кон-
центрации реагента в капле
от числа переходов

отличие состава уже трудно опреде-
лить анализом, начиная с четверто-
го перехода.

Расчеты, сделанные для других
значений — kx (при прочих рав-
ных условиях), показывают, что с
увеличением kx выравнивание соста-
ва немного замедляется (рис. 8.2).

Степень приближения к постоян-
ному составу капель можно оценить
величиной

Пл —Пор

П оо

После подстановки значений цп и ц» из выражений (8.7) и
(8.8) получим

К1—Д)П1~ft]

Отсюда

п = 14-lg

(8.12)

Пользуясь выражением (8.12), были определены значения и,
при которых концентрация элемента в капле отличается от ста-
ционарной концентрации не более чем на 1 % (d = 0,01).
Расчеты, выполненные для нескольких значений ц (значение
/пк при этом было постоянным), показали значительное увеличе-
ние п (рис. 8.3) с ростом части капли, остающейся на электроде
(с увеличением р).

Время наступления стационарного состояния (принимая его
наступление с десятого перехода) составляет для рассмотренного
случая 1 с (т = 0,1).

Рис. 8.3. Зависимость порядко-
вого номера перехода, при ко-
тором достигается d — 0,01, от
р. при = const

Рис. 8.4. Сравнение расчетных данных,
полученных по уравнению (8.11)
с опытными

Пример расчета концентрации элемента в каплях. Расчеты
состава капель при различных условиях сварки затруднены край-
ней ограниченностью сведений о характеристиках переноса
металла, определение которых является делом сложным и
трудоемким.

Воспользуемся наиболее надежными данными И. К. Поход-
ни, который исследовал влияние условий переноса металла на
поглощение каплями азота из аргоно-азотной смеси (10% №)
при сварке проволокой Св-08Х19Н9 диаметром 2 мм (табл. 8.1)
[103].

Таблица 8.1

Полярность электрода Характеристика капельного плавления электрода Содержание азота в кап- лях, %
Ц S, см*”1 т, с ST, с/см
0,060 15,2 0,37 5,63 0,133
0,075 13,8 0,31 4,29 0,126
Катод 0,075 14,9 0,21 3,12 0,117
0,048 12,2 0,18 2,20 0,098
0,045 15,8 0,42 6,60 0,063
Анод 0,030 13,6 0,51 6,95 0,056
0,160 19,5 0,093 1,80 0,049
Обработка этих данных с помощью уравнения (8.11) в пред-
положении, что ср = 0,6 (максимальное содержание азота в
ванне при продолжительных выдержках), показала удовлетво-
рительное совпадение расчетных и опытных данных для средних
значений силы тока при 0 = 1,2 см/с для прямой и р = 0,05 см/с
для обратной полярности (рис. 8.4).

Расчетные кривые построены в предположении плавного
изменения показателя st с изменением силы тока. Сильно
выпадающую при этом точку при / = 120 А на обратной поляр-
ности во внимание не принимали. Расчетные кривые располо-
жены при малой силе тока выше, а при большой силе тока ниже
опытных значений. Видимо, это объясняется соответствующим
изменением области активного поглощения газа Fa (и отноше-
ния FafV = $), которая увеличивается с увеличением силы тока.

Действительно, достаточно уменьшить поверхность контакта
(активную поверхность) всего на 15%, чтобы получить для точ-
ки, соответствующей 120 А, значение = 0,138 вместо ск =
= 0,180, т. е. привести в соответствие расчетные данные с опыт-
ными

Усредненное время взаимодействия и его использование при
кинетических расчетах. Оценивая кинетику реакций па торце
электрода, нередко применяют так называемое усредненное
время взаимодействия тк, представляющее собой отношение
средней массы капли к скорости плавления электрода [103]:

(8.13)

К аналогичному выражению можно прийти, рассматривая тк
как средневзвешенное время за периоды и т":

тк

где т7—усредненное время за период, предшествующий данно-
му переходу; т'7 — усредненное время за период перехода. Для
начального (нулевого) перехода (то = 0, т'= 0), очевидно,

_ _ _// _ 1 __ тк

тк.О— Т — - ,

/71к 2 2g

так как продолжительность этого периода
т, = ГПк/g •

Для последующего перехода

т7 =
Аналогично для любого перехода, например для n-го пере-
хода, получим

При достаточно большом числе переходов (л оо) коэффи-
циент при первом члене стремится к нулю (ц, < 1), а коэффи-
циент при втором члене представляет собой бесконечно
убывающую геометрическую прогрессию, сумма членов которой
стремится к пределу ц/(1 — р) и

f __ 1\ Т

2/пк 2л1к 2тк 2

(8ЛЗ')

Нетрудно показать, что это выражение равнозначно выра-
жению (8.13).

Действительно,

1 1 + |i 1 тк + т0 1

2 1 — н 2 тк—т0 2

777 п 2т0
тп

Поскольку усредненное время взаимодействия часто исполь-
зуют в кинетических расчетах, определим к какой ошибке это
может привести в расчетах.

Воспользуемся для простоты расчетов необратимой реак-
цией. В установившемся режиме концентрация реагирующего
элемента в каплях определяется уравнением (8.10)

<1—м)(1 — е—*х)
4т(1—g е -*1)

Напишем для такой реакции уравнение с использованием
усредненного времени тк. При этом возможны два варианта.

1. Объем капли принимается постоянным, а время взаимо-
действия усредняется.

При постоянном объеме капли (pV = const)
т. е. при / = тк

с^сое-^. (8.14)

Подставляя вместо тк его значение из выражения (8.13'),
получим

с'к = с0 ехр (—= с0 ехр (— А кт).

Отношение

ск __ £т(1 — це е Akx

с точным расчетом:

а н б — соответственно варианты / и 2

К Мт

Отношение

«К (1-|Д)(1-е-и)

оказывается больше единицы (рис. 8.5,6), т. е. по уравнению
(8.15) получаются завышенные результаты и тем большие, чем
меньше ц (и больше kx).

32. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ
ОКИСЛЕНИЯ МАРГАНЦА И КРЕМНИЯ
КИСЛОРОДОМ ВОЗДУХА В КАПЛЯХ

Для определения коэффициентов массопереноса при окисле-
нии примесей железа кислородом был поставлен опыт, в котором
исследовали изменение содержания марганца и кремния в про-
цессе роста капли на электроде (до ее отделения). В этом случае
не нужно учитывать периодический характер процесса, и урав-
нения (8.9) и (8.10) значительно упрощаются.

Помня, что pV = gt и F — sV, получим для участка АБ (см.
рис. 6.9)

~ = gCo—r^SCogt

и для участка БВ

dg ₽MeF е ..

-^- = gCo----—l = gc0—kt,.

at V

Интегрируя при начальном условии £ = 0 и при t = 0 и пере-
ходя к концентрациям, получим

саб = c0—r^scQ -7; (8.16)

Сбв =

Со(1—е ki)
kt

(8-17)

Такой же результат можно получить и из выражения (8.5')
для нулевого периода. Учитывая, что ср = 0, т = malg, kt = р$т,
О = t/х и х = t,o!gt, получим

ps(mK—m0)

Поскольку отсчет концентраций и времени на участке БВ сле-
дует начинать с критических значений концентрации и времени, то

• Со = с* и t = t — /* и выражение (8.17) примет вид

с* [|_е—*(*—**>)

*(<-<*)

(8.18)

Отметим, что при расчете по уравнению (8.18) следует исполь-
зовать логарифмирование, а не таблицы значений егх, так как при
малых kt получаем 1 — er~M kt, т. е. х ~ с0-

Опыты выполняли следующим образом. Электродами из
проволоки Св-10ГС с тонким меловым покрытием для облегче-
ния зажигания дуги производили кратковременные оплавления
торца. Процесс фиксировали с помощью скоростной киносъем-
ки, что позволило проследить образование и рост капли на
конце электрода и определить продолжительность ее существо-
вания от момента зажигания до обрыва (прекращения горения)
дуги и затвердевания капли. После каждого оплавления конец
электрода с образовавшейся на нем каплей отрезали для ана-
лиза» следующее оплавление начиналось на чистом торце
электрода.

Из большого числа полученных таким образом образцов
были отобраны по кинопленкам капли с разной продолжитель-

Рис. 8.6. Кинетика окисления марганца (а, и
кремния (б) кислородом воздуха в процессе об-
разования и роста капли на конце электрода
при сварке без защиты

ностью существования.
Все образцы» у которых
были обнаружены об-
рывы и повторные за-
жигания дуги, короткие
замыкания или отрыв
части капли, отбрако-
вывали, что позволило
передать на анализ ка-
пли с надежно установ-
ленной продолжитель-
ностью существования.
Последнее определяли
но показаниям отмет-
чика времени иа кино-
пленке и принимали ра-
вным времени от мо-
мента зажигания дуги
до ее обрыва. Процес-
сы, возможные после
обрыва дуги до полного
затвердевания капли
во внимание не прини-
мали, полагая, что бы-
строе охлаждение по-
верхности канли после обрыва дуги практически прекращало
взаимодействие металла капли с воздухом.

По данным спектрального анализа отобранных капель были
построены кинетические кривые окисления марганца и кремния
в процессе роста капли на электроде (рис. 8.6).

Вследствие малого размера капель по сравнению с разме-
ром эталонного образца полученные данные оказались немного
завышенными. Тем не менее, ход кривых показывает, чго про-
цесс окисления развивается во времени по схеме, показанной
на рис. 6.9. На кривых отчетливо наблюдаются два участка —,
участок линейной зависимости концентрации элемента от вре-
мени» соответствующий участку ДБ (рис. 6.9), когда скорость
окисления не зависит от концентрации элемента в металличе-
ской фазе, и участок, на котором линейная зависимость нару-
шается вследствие того» что скорость окисления начинает
лимитироваться подводом элемента из глубины фазы и зависит
уже не только от потока окислителя, но и от концентрации
окисляемого элемента в расплаве (участок Б В на рис. 6.9).

Опытные данные позволяют определить критические значе-
ния концентрации и времени:

с*, % /*, мс

Мп ...0,5 475

Si ...0,46 500

Средняя скорость окисления на участке ЛБ оказалась рав-
ной 1,2 %/с для марганца и 1,28 %/с для кремния. Изменение
концентрации описывается уравнениями:

сМп= 1,1-1,26/; (8.19)

cSi= 1,1-1,28/. (8.19')

На участке БВ с нелинейной зависимостью с (О» взяв произ-
вольную точку на кинетической кривой и подставив ее коорди-
наты в уравнение (8.18), получим уравнение с одним неизвест-
ным k.

Решив это уравнение графически или методом подстановок,
найдем k и, зная удельную поверхность капли $, которая за
критической точкой мало изменяется во времени и может быть
принята равной 20 см~! (см. рис. 2.40), можем определить коэф-
фициенты массопереноса

£, с 1 р, см/с

3,76 0,19

5,1 0,25

Большие значения коэффициента массопереноса свидетель-
ствуют об интенсивном перемешивании металла капли.

Из сопоставления уравнения (8.16) и (8.19) можно опреде-
лить и коэффициент массопереноса кислорода в условиях
опыта.

Так, для марганца

фо‘с0-=1,26

Концентрация кислорода в воздухе составляет 23,2% по массе.
Таким образом.

Ро =------------= 0,18 -10 см/с.

23.2 17.5 55

Аналогично для кремния (считая, что он окисляется до
SiO2).

Ро =0,72-10-а см/с.
Следовательно, для совместного окисления марганца и
кремния 1

- 0,90-1(Г2 см/с.

Если же учесть, что кислород одновременно затрачивается
на окисление углерода и железа, ро окажется еще больше.

В реальном процессе при капельном плавлении электрода
содержание окисляемого элемента в каплях в установившемся
квазистационарном режиме зависит, -как мы видели (п. 31), от
характеристик риг.

Независимость от концентрации элемента в металле
на участке АБ позволяет упростить уравнение (8.1). Действи-
тельно, в этом случае

= gCo—<PonCoSg/ = gCo— Asgt.

Величина A = rPoe Co при постоянных условиях поступле-
ния кислорода постоянна. Учитывая это и рассуждая так же,
как при выводе уравнения 8.16, получим

ск=Со—г₽ое5Со

1 + р т

1 — ц 2

Значения р, и т могут изменяться с изменением режима
сварки, диаметра электрода и т. д. Следует ожидать поэтому
заметного влияния условий сварки на потери элементов в ре-
зультате окисления. Именно этим можно объяснить разброс
данных во многих опытах (см., например, табл. 5.2).

1 Строго говоря, нужно учитывать преимущественное окисление элементов,

обладающих в данных условиях большим сродством к кислороду.
ГЛАВА 9

РЕАКЦИИ В ВАННЕ

Говоря о тепловой обстановке в сварочной ванне и о ее
геометрии, различали переходной период и квазистационарное
(или стационарное) состояние ванны (п. 20). Эти два периода
отличаются друг от друга и в физико-химическом отношении.
Согласно представлениям, высказанным А. Н. Быковым, состав
металла сварочной ванны формируется в основном в переход-
ном периоде. В дальнейшем в квазистационарном состоянии
ванны протекающие в ней реакции лишь поддерживают посто-
янство ее химического состава, что обеспечивает постоянство
состава металла по длине шва.

То, что состав ванны устанавливается в начале сварки
в процессе ее образования, подтверждается опытом, в котором

65 55

45
о)

55 СаГг, %

Рис. 9.1. Влияние концентрации СаСО3 (а) и NaF (б) в покрытии
на переход кремния из электродной проволоки в наплавленный
металл (4):

1 — проволока; 2 — капля; 3 — ванна

было показано, что средняя концентрация реагирующих элемен-
тов в ванне близка к их конечной концентрации в металле шва
даже тогда, когда имеются большие потери элементов вслед-
ствие протекания реакций в ванне (рис. 9.1). Сварку выполняли
электродами со стержнем из сплава Х20Н80Т и с покрытиями
фтористокальциевого типа с различным содержанием СаСОз
(рис. 9.1, а) и фтористого натрия при минимальном (10% от
массы шихты) содержании СаСОз (основа — CaF2) (рис. 9.1,6).

Таким образом, процессы в переходном периоде играют
важную роль в формировании химического состава металла шва
и исследование их имеет большое значение, хотя продолжнтель
ность переходного периода и невелика.

Кинетические уравнения, написанные для переходного
периода, характеризуя процесс формирования состава металла
ванны, позволяют выявить факторы, определяющие развитие и
полноту протекания реакций в ванне, оценить роль этих фак-
торов, а также их зависимость от условий проведения процесса.
Все это способствует изысканию путей управления реакциями
при сварке.

Кроме того, нужно Ихметь в виду, что при импульсных видах
сварки квазистационарное состояние ванны не достигается, и
процесс в целом представляет собой сумму переходных перио-
дов. Наконец, при >оо кинетические уравнения переходного
периода обращаются в уравнения квазистационарного состоя-
ния ванны.

Чтобы не усложнять вопрос, ограничимся в этой главе рас-
смотрением сварки неплавящимся электродом.

33. КИНЕТИКА РЕАКЦИЯ В ВАННЕ
В ПЕРЕХОДНОМ ПЕРИОДЕ

Рассмотрим несколько типов реакций. Начнем с описания
обменной реакции между металлом и шлаком.

Обменная (обратимая) реакция описывается системой кине-
тических уравнений вида (6.25) для металлической и шлаковой
фаз (п. 28).

При написании и решении этих уравнений нужно помнить,
что равновесная концентрация зависит от составов шлака и
металла, а также от соотношения их масс

(9.1)

Для системы с постоянной массой, как было показано выше
(п. 27), эта зависимость описывается выражениями (6.8) и (6.9).

Однако, если в процессе взаимодействия в систему поступает
(уходит) какое-то количество металла и шлака, равновесная кон-
центрация является величиной переменной и ее значение в каж-
дый данный момент времени можно определить подстановкой
в выражение (6.8) текущих концентраций х и у реагирующего
элемента в металле и шлаке:

(9.2)
Для шлаковой фазы

= (9.3)

В выражениях (9.2) и (9.3) в отличие от выражений (6.8) и
(6.9) равновесная концентрация ср является функцией времени.

Систему уравнений вида (625) с подстановкой в них выра-
жений (9.2) и (9.3) можно решить сравнительно просто, если
написать уравнения не в концентрациях, а в массах реагирую-
щего элемента. Обозначим количество (массу) этого элемента
в металле и шлаке через £ и тр Тогда скорость изменения массы
реагента для металлической фазы

• — =^С’— ---— (9.4)

dt о г Г ?,у, р у p,v,

и для шлаковой фазы

Складывая эти уравнения и учитывая, что вторые члены в
правой части, описывающие изменение массы в результате пе-
реноса ее из одной фазы в другую, в силу закона сохранения
должны быть равны, получим

Для упрощения дальнейших расчетов примем условие
постоянства отношения массы шлака и металла:

у = const.

Из условия постоянства у следует, что
ё" = Х£ и £кр = Х£кР

и с учетом выражений (3.11) и (3.12)

£кр __ &кр __

p*F* ~ рЧ" ~

(9.7>

Таким образом, уравнение (9.6) можно написать в виде

(ъ + П) = g (<’а + ХСе)— + П)-

(9.8)

Обозначив | + ц = z, представим уравнение (9.8) в виде

di
dt

= А —xz,

которое интегрируется путем простого разделения переменных.
Начальное условие будет при t — 0; z = 0, так как в начальный
момент масса металлической и шлаковой ванн равна нулю.
После интегрирования и подстановки значения z получим

£+П = —(со + хсо)(1—-е~х/)- (9.9)

ЭС

Из уравнения (9.9) определим ц и подставим его в уравне-
ние (9.4), учитывая, что, согласно выражениям (9.1) и (9.2),

Е п

с' = р'У' +х р»г = 1 Е + п

Р 1 + xL P'V' 1 + xL

Тогда после некоторых преобразований

Для гетерогенной реакции

[*']?(/?")

константа равновесия

к - ая L , V ср
aR v'cp

и коэффициент распределения
/7

£ = = (9П)

Примем для упрощения, во-первых, что отношение коэффи-
циентов активности у,7у/ элемента в металле и шлаке в процессе
взаимодействия изменяется незначительно и может читаться
постоянным, поэтому L = const; во-вторых, что

= const, (9-12)

так как с ростом ванны пропорционально увеличивается масса
шлака вследствие постоянства х-

Тогда, считая коэффициенты уравнения (9.10) постоянными,
можно записать

~ = — fl|g + a2—азе-**, (9.10')

где

Й1 = X + P'p's;

«2 = T—y -7- (Co + xco) + gc0\
аз =— (co + xco) •

I + %£ x
Линейное уравнение (9.10') решается так же, как уравнение
(8.4) с помощью интегрирующего множителя ехр( J a\dt):

| „ Qg | g3 e—nt___/ \ e—

x — a, \ a! x—ax)

Зная g, найдем из уравнения (9.9)

Перейдем к концентрациям, помня, что, согласно выражени-
ям (3.10) и (3.12),

= „ ХТ1

V XP'V" хя(1—С-Х')

После элементарных преобразований получим

х ----!—г [bt—b2 e~xt + Ь3 е~ (9.13)

1—е

где

Р'д (gp + хсо) + Хс0 (1 + хМ _ Р ^2 +ХСр .

(l + x£)(p's + x) p's + x

. со + Хсо , хх(ср£— Со)
Ро —---------; -------------------

2 1 + XL (l + Xt)(₽'s + x)

и z/ = Co+—(со — х). (9.14)

Необратимая реакция, лимитируемая транспортом реагента
в металлической физе. Для необратимой реакции, например для
случая взаимодействия металла ванны с газовой фазой, реше-
ние дифференциального уравнения (9.4) значительно упро-
щается. В этом случае можно ограничиться одним уравнением
для металлической фазы и равновесную концентрацию принять
равной нулю.

Уравнение (9.13) получит вид

_^_=gCo_₽4—(9.15)
dt ри

или, учитывая уравнение (9.7),

_f{l + (0s_ x)£ = gc0. (9.15')

Разделив переменные
----------------------—------= dt

gc0—(₽s + x)£
и интегрируя, получим

s = — (1 —е- <0s+*)q.

£s + х

Переходя к концентрациям и учитывая выражение (3.12),
получим

X = -L_-----fe---_ S.I' -Г.1*1 Wl(9.16)

fv «(!-•-”) (₽s + «)(l-«")

Необратимая реакция, лимитируемая транспортом реагента
из газовой или шлаковой фаз. В этом случае скорость реакции
не зависит от концентрации реагента в металле и рассмотренные
выше уравнения неприменимы. Примером реакции этого типа
может служить реакция окисления металла с высоким исход-
ным содержанием окисляемого элемента, когда* диффузионный
транспорт в металлической фазе полностью обеспечивает реак-
цию (см. п. 28).

Рассмотрим этот случай подробнее, так как он часто встре-
чается при сварке. Скорость такой реакции определяется только
потоком кислорода

/7o = /0F = ₽oepFc0. -

Полный поток кислорода зависит от его концентрации в га-
зовой фазе, активной межфазной поверхности и условий
массопереноса, характеризуемых коэффициентом р. Если поток
кислорода постоянен, то постоянна и скорость реакции (учас-
ток АБ, рис. 6.9).

Поэтому в кинетическом уравнении (9.15) второй член
правой части также является постоянной величиной и должен
быть заменен величиной потока окисляемого элемента Лме:

/?Ме = г/7о,

где коэффициент г фиксирует стехиометрию реакции окисления
de, J-т Slept

—у- = g<?0—/7ме——,
at pv

или, учитывая уравнение (9.7),
di , «. „

= /Уме.

Решая последнее уравнение так же, как уравнение (9.15z),
получим

g=^0-ffMe (1_е^
X

или в концентрациях

х =----£----= sc4.7n^ , (9.17)

gfl-e-") g
т. е. при принятом экспоненциальном законе роста ванны и по-
стоянной массовой скорости окисления концентрация окисляе-
мого элемента в переходном периоде является величиной
постоянной, так как изменение массы ванны и количества окис-
ляемого элемента описывается экспонентами с одной и той
же постоянной времени 1/х и их соотношение при любом /
остается неизменным. Сказанное поясняет схема, приведенная
на рис. 9.2, по которой

5 Б'В _ БВ
А'В ~ АВ

Выведенные уравнения, схе-
матизируя процесс, естествен-
но, точно его не описывают. В
действительности, концентра-
ция элемента в ванне, соответ-
ствующая данному уравнению
окисления, устанавливается не
мгновенно, а за определенный
промежуток времени К тому
же и объем ванны изменяется
не строго по экспоненте и в на-
чале ее образования наблюда-

Рис. 9.2. Кинетика изменения объ-

ема и количества реагента в ванне
при постоянной скорости окисле-

ния

В, тогда переходной период
лимитирующими звеньями, что

ется участок ускоряющегося
роста (см. рис. 3.29).

При мощном потоке окисли-
теля реакция, пройдя участок
1Б, может перейти на участок I
включает две стадии с разными

усложнит его описание.

34. КИНЕТИКА РЕАКЦИЙ

В КВАЗИСТАЦИОНАРНОМ СОСТОЯНИИ ВАННЫ

Исследование переходного периода на стадиях ванны и кап-
ли имеет главным образом теоретическое значение. В практиче-
ском отношении наибольший интерес представляет квазистацио-
нариое состояние, описываемое к тому же более простыми
уравнениями.

Уравнения квазистационарного состояния ванны. Уравнение
квазистационарного состояния ванны для сварки неплавящимся
электродом получим из кинетического уравнения (6.25), приняв
— (рУх) = 0; g„p = go = g и обозначив х = св.
dt

После простых преобразований найдем, что

Cog + PpfCp
g + ₽pf

(9.18)
Влияние относительной массы шлака х на св учитывается
здесь равновесной концентрацией ср, зависящей от х- То же вы-
ражение можно получить и из уравнения (9.13) при t-+oo.

Xt-+oo ~ са =s b\.

Поскольку при ЭТОМ = GB = — , то

₽'s(cq + xCo)+ c'0(\ + xL)

(l+yL)U's + -^
\ о

После упрощений, принимая во внимание выражение (6.8) и
помня, что p's = ppF/pV = PpF/G, получим уравнение (9.18).

Разделив обе части уравнения (9.18) на g и обозначив — = f,
g
получим

Со + c$pf
l + ₽pf ’

(9.19)

Относительные
составляют

потери элемента в процессе сварки при этом

Со Пв 1+рр/

Для необратимой реакции (ср = 0)

1+М

и относительные потери

со—св_ ppf

Со I + Рр/

(9.19')

(9.20)

(9.20')

Таким образом, процессом взаимодействия металла в ванне
со шлаком или газом управляют два безразмерных параметра:
отношение cp/cq, характеризующее расстояние системы от равно-
р

весия в исходный момент, и комплекс ₽р/ = ₽р — , характе-

ризующии соотношение скоростей массопередачи и плавления
металла.

Коэффициент массопереноса р равен удельному потоку
вещества, отнесенному к разности концентраций, а величина f
имеет смысл скорости изменения (обновления) активной удель-
ной поверхности ванны и определяет массу и время жизни
ванны.

Относительные потери элемента на стадии ванны, а значит,
интенсивность протекания реакций в ней при данном значении
288
коэффициента массопереноса р возрастают с увеличением f тем
быстрее, чем меньше ср/со, т. е. чем дальше система от состояния
равновесия. При этом влияние f и cv/c0 проявляется тем больше,
чем больше р (рис. 9.3). Таким образом, встречающееся в лите-
ратуре утверждение о независимости состава ванны от ее
параметров (геометрии) может лишь приближенно отражать
действительность при весьма малых р.

Скорость плавления основного металла g = рт^свЛцъ где
Fnp может быть рассчитана по известным формулам (см. п. 18)

или определена экспе-
риментально. Сложнее
обстоит дело с величи-
ной поверхности F, так
как под F подразумева-
ется не вся поверхность
ванны, а лишь ее ак-
тивная часть Fa, зави-
сящая от режима свар-
ки и других факторов.

Примеры определе-
ния активной поверх-
ности будут даны
ниже.

Приведенные выше
уравнения относятся к
случаю, когда реакция
лимитируется массопе-

Рис. 9.3. Зависимость относительных потерь
элемента в ванн^ от параметра f при раз-
ных значениях р и отношения Ср/со

реносом в металличес-

кой фазе (скорость реакции пропорциональна концентрации ре-
агента). Если же лимитирующей стадией является массоперенос
окислителя в газовой фазе или шлаке, то можно использовать
уравнение (9.17):

= гроер — со = с0—rPocpfco, (9.21)

где Co—начальная концентрация элемента в металле; Со —
концентрация кислорода в газовой (или шлаковой) фазе.

Анализ кинетики реакций показал, что состав наплавленного
металла формируется в переходном периоде в начале процесса
и далее лишь поддерживается неизменным, что и позволяет
получать постоянство состава.металла при любой продолжитель-
ности сварки (если, конечно, параметры и условия процесса
остаются неизменными). Для такого квазистационарного со-
стояния (процесса) системы получены сравнительно простые
уравнения.

Допустимость изотермического приближения при кинетиче-
ских расчетах. При интегрировании дифференциальных уравне-
ний, описывающих кинетику реакций, температура принималась
постоянной. Это справедливо в какой-то степени для процессов
на стадии капли, так как при переходе капли с электрода в
ванну на его торце остается значительная часть жидкого ме-
талла, нагретого до высокой температуры, и колебания темпе-
ратуры металла капли в зоне взаимодействия, вероятно,
невелики.

Труднее представить себе, насколько допустимо изотермиче-
ское приближение при расчете реакций в ванне.

Определим, насколько неизотермические условия в ванне
могут отразиться на кинетических расчетах протекания в ней
реакций.

Для упрощения рассуждений используем уравнение (6,22')
для открытой системы

= — k(x—ср),

интегрирование которого при Т — const приводит к уравнению
(6.24);

X — Ср (Cq Ср)^ •

При изменяющейся со временем температуре основное влия-
ние должна оказать на кинетику реакции зависимость от
температуры условий равновесия. Сравнительно небольшой
зависимостью константы скорости реакции k от температуры
для реакций, протекающих в диффузионном режиме, можно
пренебречь.

Температурная функция константы равновесия К выражает-
ся уравнением вила К = Be Равновесные концентра-
ции пропорциональны /С, следовательно,

ср(Г) — тК — т Be 7 ес = DeT^.

(9.22)

Примем экспоненциальный закон изменения температуры во
времени в ванне

Т(/) = Гое^

тогда с учетом переменной температуры получим линейное не-
однородное уравнение первого порядка с переменными коэф-
фициентами

— + kx' = Dkeh*lt

где
Решение этого уравнения при начальном условии х' = cQ и
t = 0 имеет вид

cQ + kD ( ехр( — bent+kt)dt
b

Интеграл может быть взят численным методом,
преобразуем его подстановкой у = еа< к виду

Г V fe

I схр( — beai+ki)dt = — 1 e~hyуа dy.

(9.23)

для этого

Сопоставим решения уравнений (9.22) и (6.24) на примере
реакции окисления марганца при взаимодействии железа, содер-
жащего марганец, с кислым шлаком. Для этой реакции темпе-
ратурная функция К может быть выражена уравнением

le J°»МпНМ7еО). = _5550 + j 86

° (% МпО) Т

Отсюда равновесная концентрация марганца

ср = (% Мп] =

ххч 12 780

73,7(%МпО) е------—

(%FeO)

Для шлака, содержащего 10% МпО и 2% FeO уравне-
ние (9.22) примет вид

1 ( 12780 \

ср(7) = 364,1 ехр----— .

Термический цикл в ванне опишем по данным одного из
опытов уравнением

Т(/) = 2300е-°-05/,
согласно которому температура снизится от 2300 до 1800 К при-
мерно за 5 с.

Зададимся начальной концентрацией марганца с0 = П5% и
примем Z? = 0» 1 с-1. Из уравнений для cv(T) и Т(/) найдем
b = 5,5565.

Для принятых значений а, b и k уравнение (9.23) с учетом
подстановки у — eat примет вид (для t = 5 с)

1.2а
х'— е~°’5(1,5 + 723) j e-5,s565i/ydy.

По формуле Симпсона находим, что интеграл равен
0,607- 10“3, откуда х' = 1,17%. При тех же значениях a, k, с0 и
равновесной концентрации ср, отнесенной к средней температуре
2050 К, по уравнению (9.22) х — 1,19%.
Таким образом, учет неизотермических условий в ванне при
расчетах полноты протекания реакций приводит к сравнительно
небольшой поправке. Поэтому во многих случаях изотермиче-
ское приближение в расчетах кинетики сварочных реакций
можно считать оправданным.

35. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ
РЕАКЦИЙ В ВАННЕ

Расчеты по уравнениям и формулам, выведенным в п. 33 и 34,
в какой-то степени затруднительны, так как требуют знания
равновесных концентраций, коэффициентов массопереноса, ве-
личины поверхности, на которой разыгрывается взаимодействие,
и т. д

Тем не менее, с помощью этих формул, как указывалось
ранее, можно получить информацию о закономерностях проте-

Рис. 9.4. Зависимость содержания
марганца в ванне (наплавленном ме-
талле) от парциального давления
кислорода в аргоне

кания реакции при сварке.
В отдельных случаях по
ним можно рассчитывать
состав наплавленного ме-
талла.

Приведем примеры ис-
пользования полученных
решений для обработки и
анализа эксперименталь-
ных данных ’. Отметим,
что по мере накопления
сведений о равновесиях, ус-
ловиях массопереноса и о
кинетике процессов в сва-
рочных системах область
применения указанных рас-
четов расширится.

Окисление сварочной
ванны газовой фазой. Ис-

следование окисления марганца смесями аргона с кислородом
при сварке неплавящимся электродом стали 1012 (0,13% С,
0,24% Si, 1,46% Мп) показало (табл. 9.1), что с увеличением
окислительного потенциала газовой фазы содержание марган-
ца в наплавленном (точнее, в переплавленном) металле
уменьшается сначала почти линейно, т. е. с постоянной скоро-
стью, затем скорость окисления уменьшается (рис. 9.4).

Учитывая сравнительно высокое остаточное содержание
марганца в металле шва, можно ожидать, что в большинстве

опытов реакция лимитировалась транспортом кислорода из га-
зовой фазы, другими словами, протекала на участке АБ (см.
рис. 6.9). В этом случае можно применить уравнение (9.17)

1 В исследовании участвовали Г. Н. Котов и О. М. Кузнецов.
Отметим, что в рассматриваемом случае для реакции

Мп -Ь О —> МпО

54,93

= 3,44.

Таким образом, для участка АБ, принимая, что содержание
марганца в металле шва практически равно его содержанию
в ванне (гп— св),

/7Мп = г/7оп = 3,44₽о"соР —

или

С„ = Св = с0—3,44£о прсо —
g

(9.24)

Таблица 9.1

Режим, состав и параметры ванны Содержание кислорода в аргоне, %
0 2 б 8 10
Содержание марганца в на- плавленном металле сн, % 1,23 1,04 0,78 0,61 0,45
Изменение содержания мар- ганца при сварке с0— 0,23 0,42 0,68 0,85 1,01
Сила тока /, А 300—320 320—330 300—320 300—320 300—320
Напряжение (7, В 14—15 14—15 17 19—20 20—22
Скорость сварки псв, с м/с 0,27 0,27 0,27 0,27 0.27
Глубина проплавления, см 0,23 0,4 0,4 0,43 0,36
Площадь проплавления, см2 0,214 0,337 0,361 0,389 0,384
Массовая скорость плавле- ния металла г/с . . . 0,45 0,69 0,76 0,82 0,81
Ширина ванны Вв, см . . . 1,35 1,73 1,68 1,75 1,9
Длина ванны LB, см ... 1,75 1.9 2,13 2,63 2.7
Поверхность ванны Гв, см2 1,31 2,58 2,46 3,08 2,9
Удельный поток кислорода РоесО’ см/с — 22,2 40,3 50 50

Примечание. Исходная концентрация марганца в металле составляет 1,46%.

Полный поток марганца, окисляемого кислородом, определя-
ют из опытных данных. Очевидно,

^Мп ~ (СО ^н) ё •

Отсюда с учетом выражения (9.24)

(925)

Значения с0, сн, ё известны из опыта, но активная поверх-
ность Fa неизвестна.
Полагая, что абсорбция кислорода заметно ослабевает лишь
в ограниченной области — вблизи фронта затвердевания, в су-
жающейся хвостовой части ванны условно принимаем активную
поверхность ванны равной площади круга с диаметром, соот-
ветствующим ширине ванны Вн (рис. 9.5).

Рассчитанные по формуле (9.25) значения р^пс0 линейно

изменяются с изменением концентрации кислорода, что свиде-
тельствует о постоянстве р0 (рис. 9.6). Линейная зависимость
нарушается при Р&> 7840 Н/м2 (0,08 бар), когда содержание
марганца в наплавленном металле становится меньше критиче-

Рис. 9.5. Схема актив-
ной части поверх-
ности ванны

Рис. 9.6. Зависимость произведения
РоСо от парциального давления кисло-
рода в аргоне

ского. Очевидно, что скорость реакции при этом начинает лими-
тироваться транспортом марганца, а не кислорода, и процесс
выходит на участок БВ.

Отметим, что прямая, показанная на рис. 9.6, не проходит
через начало координат, что объясняется наличием окисления
марганца при сварке без добавок в аргон кислорода. Это вызва-
но либо повышенным содержанием кислорода в исходном
аргоне, либо недостатками защиты металла от воздуха, либо тем
и другим вместе.

Из графика на рис. 9.6 находим

₽о"со = 0,015 + 5,4ро2.

Принимая концентрацию кислорода в аргоно-кислородной
смеси в объемных долях, найдем, что коэффициент массоперено-
са кислорода в газовой фазе (в пограничном слое) составляет
значительную величину (Ро ~ 5,5 см/с), что свидетельствует
о высокой интенсивности доставки кислорода к поверхности
металла.

Выпадающая точка, показанная на рис. 9.6 (отвечающая
Ро2 = 9800 Н/м2 или 0,1 бар), означает, что реакция в этом
опыте перешла на участок БВ (содержание марганца сн = 0,45%
меньше критического).
Окисление стационарной (неподвижной) сварочной ванны
шлаком. При взаимодействии металла со шлаком реакция может
протекать обратимо, поэтому необходимо принимать во внима-
ние равновесную концентрацию ср, к которой будет стремиться
реакция.

Рассмотрим прежде всего стационарный процесс, осущест-
вляемый при неподвижной ванне. Образцы из стали Св-08Г2
(1,6% Мп) массой 15 г расплавляли в медной форме в аргоне
дугой с вольфрамовым электродом.

По расплавлении образца на поверхность ванны насыпали
окислительный флюс состава (в % по массе): 50 кварцевого
песка, 20 марганцовой руды, 10 мрамора, 20 окиси алюминия;
в качестве связующего использовали жидкое стекло. Ванну
выдерживали под флюсом заданное время, затем быстро охла-
ждали и подвергали химическому анализу.

Состав флюса в процессе плавки изменялся: увеличивалось
содержание окислов железа и марганца и соответственно умень-
шалось содержание кремнезема и других компонентов (возмож-
на и некоторая утечка компонентов, табл. 9.2), а относительная
масса шлака составляла приблизительно 0,13.

Таблица 9.2

Объект анализа Химический состав флюса, % Потери при прока ливании
S,IO2 Ai2Os СаО МпО FeO Na2O
Исходный флюс 52,8 20,97 5,33 10,47 0,83 1,56 7,99
Флюс после прокаливания (пересчет за вычетом по- терь при прокаливании) 57,4 22,8 5,7 11.4 0.9 1,70 0
Конечный шлак 50,7 19,0 5,11 15,17 9,4 1,50

Найдем концентрацию марганца, находящуюся в равновесии
с таким шлаком. Воспользуемся зависимостью (6.2):

г % Mnl = —L. (°»Мп°) З’мпО
Лмп (% FeO) YfcO

Для шлака с отношением CaO/SiCh = 5,11/50,7 < 0,5 со-
гласно рис. 6.5, отношение активностей FeO/MnO = 6,15.

Константу равновесия найдем из выражения (6.3), она
быстро уменьшается с понижением температуры, соответственно
изменяется равновесная концентрация:

ГК..................... 1900 1950 2000 2100 2200

КМп.................... 2,09 1,70 1,38 0,955 0,692

[%Мп]р................. 0,125 0,16 0,19 0,27 0,38

При расчете концентрации МпО и FeO в шлаке взяты по
данным табл. 9.2. Если при сварке, как было найдено, равновес-
ная температура равна примерно 1950 К, то для стационарной
ванны эта температура должна быть выше. Сопоставляя приве-
денные выше значения равновесной концентрации марганца
[% Мп]р, с кинетической кривой, показанной на рис. 9.7, можно
сделать вывод о том, что условное равновесие реакции в опыте
соответствует примерно 2200 К. Примем равновесную концен-
трацию марганца равной приблизительно 0,4%-

Для неподвижной ванны, находящейся в установившемся
тепловом состоянии (pV = const; g = gKp = 0), кинетика реак-

Рис. 9.7. Изменение содержания
марганца в неподвижной ванне
(наплавленнОхМ металле) во вре-
мени

Рис. 9.8. Логарифм отношения разно-
сти концентраций в функции времени

ции описывается уравнением (6.24), из которого следует,
что

х — со

In -----~kt = Ps/.

Го— Ср

По опытным данным (рис. 9.8)

0s = 3-lO“2c-t.

Поверхность ванны, покрытая шлаком, составляла Fa =
= 2 см2, объем V — 15/7 = 2,17 см3; удельная поверхность
5 = 21/2,14 « 1 см-1.

Таким образом,
о 3-10—2 Q 1П—2 /

р =----j---= 3*10 см/с.

Отметим, что за начало отсчета в опыте было принято время
подачи флюса. Но так как флюс расплавлялся не сразу, полу-
ченные данные являются заниженными.

Окислительно-восстановительные реакции в движущейся
(квазистационарной) сварочной ванне. Квазистационарное со-
стояние сварочной ванны, в которой протекает обменная реакция
между металлом и шлаковой фазой, описывается уравне-
нием (9.19).
При расчете по этому уравнению возникают те же трудности,
что и при анализе необратимой реакции, связанные с определе-
нием коэффициента массопереноса и выбором значений
активной поверхности. Трудности усугубляются зависимостью
хода реакции от относительной массы шлака (х или fen), учи-
тываемой расчетной формулой лишь косвенно и величиной ср.

Эту зависимость наблюдали и раньше (см. рис. 5.8). Однако
ее аналитического выражения нет. Укажем на следующие фак-
торы, действие которых связано с величиной kn.

Во-первых, с возрастанием kn должна увеличиваться актив-
ная поверхность ванны, но увеличение ее ограничивается геомет-
рией ванны, механическим воздействием дуги, оттесняющим
шлак от головной части ванны и т. д.

Во-вторых, от kn зависят равновесные концентрации реаген-
тов (п. 27). Роль этого фактора оценим на примере реакции (6.1).

Из выражений (6.2') и (9.11) следует, что коэффициент рас-
пределения марганца

7-мп ~~

(%МпО)р
[%Мп]р

/<Mti(%Fe)p

Y FeO

УМпО

Примем, что в шлаке содержится 10% FeO, исходное содер-
жание марганца в металле c’Q = 1,6% и в шлаке = 0,775
(% МпО) = 15,5%. Отнесем равновесие к температуре, равной
1950 К (К;1П= 1,7). Тогда

£м„= 1,7-10-6,15 = 105.

Подставим полученные значения в выражение (6.8), помня,
что х = kn (если под ku понимать относительную массу расплав-
ленного шлака, а не исходного покрытия или флюса), тогда
получим

[%Мп1р =

1,6 + 15,5йп

1 4- 105£„

Ниже дана зависимость [% Мп]р от ku.

kn....................... 0,05 0,1 0,2 0,5 1,0 10

[%Мп]р................*. 0,38 0,27 0,21 0,17 0,16 0,15

Таким образом, с увеличением kn уменьшается равновесная
концентрация, что должно привести к увеличению скорости
реакции (увеличивается разность с — ср) и соответственно боль-
шей степени окисления марганца.

В-третьих, с увеличением kn уменьшается изменение состава
шлака в результате перехода в него окислов, образующихся
при сварке.

Возьмем для примера реакцию окисления марганца покры-
тием из гематита (см. рис. 5.8). Исходный состав шлака (по-
крытия) в % по массе: 77,4 Fe2O3; 16,4 SiO2; 6,2 прочее. В про-
волоке содержится 0,89% Мп. Изменение содержания марганца
при сварке с разной относительной массой покрытия составляет:

Относительная масса покрытия............

Содержание марганца в наплавленном ме-
талле, %................................

0,035 0,08 0,25

0,27 0,10 0,09

Пренебрегая для простоты расчета окислением других ком-
понентов металла (железа, кремния, хрома), рассмотрим как
будет изменяться состав шлака в результате окисления только
одного марганца. При kn = 0,035 окисляется 0,62 г марганца на
100 г расплавленной проволоки, на это по реакции

Fe2O3 4- ЗМп = 2Fe + ЗМпО
затрачивается 0,62= 0,6 г Ре2О3 и образуется
165
71

0,62---=0,8 г МпО, которая переходит в шлак. Баланс

реакции сведен в табл. 9.3.

Таблица 9.3

Компоненты шлака Исходный состав шлака Изменение состава при сварке, г на 100 г металла Конечный состав шлака
о и г на 100 г металла г на ЮО г металла %
Fe2O3 77,4 2,71 —0.60 2,Н 57,1
SiO2 16,4 0,58 0,58 15,6
Прочие 6,2 0,21 « 0,21 5,7
МпО 0 0 +0,80 0,80 21,6

Подобные расчеты были сделаны и для других значений kn
и показали, что с его увеличением протекающие при сварке ре-
акции в меньшей степени сказываются на составе шлака и раз-
ница в составе исходного и конечного шлака уменьшается
(табл. 9.4). Вследствие этого в случае окислительного шлака,
для которого сделаны расчеты, с увеличением увеличивается
окислительная способность шлака (в конечном шлаке содер-
жится больше Ре20з).

Таблица 9.4

Компоненты шлака Исходный состав шлака Состав шлака при kn
0,035 0.08 0.2 5
Fe2O3 . 77,4 57,1 64,3 73,5
МпО . —- 21,6 14,2 4,2
SiO2 • • 16,4 15,6 15,5 16,3
Прочие 6,2 5,7 5,7 6,0
Равновесные концентрации марганца для шлаков такого
состава при температуре 1950 К (принимая укео/умпо = 1, как
для основных шлаков) будут равны:

kn [%Мп|р

0,035 0,22

0,25 0,034

Отметим, что при использовании шлаков с невысокой окис-
лительной способностью при малой их относительной массе
возможно исчерпание запаса окислителя, даже если реакция
далека от равновесия.

Следовательно, изменение относительной массы шлака ска-
зывается прежде всего на равновесной концентрации, которая
снижается с увеличением количества шлака. Однако связь
между ними представить в виде аналитической формулы весьма
трудно.

Обратимся к экспериментам. Для исследования окисления
марганца были выполнены вольфрамовым электродом в ар-
гоне на двух режимах швы на пластине из стали 10Г2, содержа-
щей 1,6% Мп и 0,29% Si, под пастой следующего состава (в %
по массе): 10 мрамора, 20 марганцовой руды, 50 кварцевого
песка, 20 окиси алюминия. Варьировалась относительная масса
пасты. Вследствие нестабильности процесса при сварке воль-
фрамовым электродом по пасте наблюдались большие колеба-
ния размеров и формы ванны. Усредненные значения парамет-
ров процесса приведены в табл. 9.5. Значение Рмп принято рав-
ным 0,19 (по данным, полученным при сварке на воздухе, п. 32).

Таблица 9.5

Рсакция Номер режи- ма Z. А и, в см с ^а' см2 «ь г/с ft см2-с/г •М
1 300 11 — 15 0,143 2,4 0,33 7,3 10,8
Окисление марганца 2 300 17—20 0,286 2,4 1,05 2,28 3,4
3 290—340 13—15 0.70 1,3 1,10 1,2 2,35
Окисление и восстаиов- 4 190—210 13—16 0,50 0.75 0,60 1,25 2,46
леиие кремния 5 100-120 12—14 0,17 0,5 0,155 3.2 6,3

В другом опыте исследовали реакцию окисления — восста-
новления кремния. Швы проплавляли на стали ЗОХГСА (0,96%
Si) под окислительным флюсом-шлаком, состоящим из 60%
гематита и 40% плавикового шпата, и на пластинах из армко-
железа (0,03% Si); под флюсом, состоящим из 50% кварцевого
песка, 48% плавикового шпата и 2% алюминиевого порошка,
применяемого в качестве восстановителя.
Значение psi (как и Рмп) при расчетах было взято из данных
опытов, проведенных с окислением на воздухе psi = 0,25, рмп ==
= 0,19 см/с.

Значения активной поверхности выбирали на основе наблю-
дений за ванной и визуальной оценки размеров зоны, где шлак

максимально возможного значения, полученного в кинетиче-
ском опыте с неподвижной ванной под шлаком того же соста-
ва (рис. 9.11). Это лишний раз подтверждает, что реакции при
сварке обычно далеки от равновесия.

В опыте с окислением кремния режим сварки варьировался
в более широких пределах, чем в опыте с окислением марганца.
Этим возможно объясняется больший разброс точек на рис. 9,9 6.
Однако точки для-разных режимов группируются таким образом,
чтобы для каждого режима можно было провести отдельную
кривую. При этом меньшим силе тока и скорости сварки
(/ = 110 4- 120 А, иСв = 0,17 см/с) соответствует меньшая сте-
пень окисления кремния, а большим их значениям (7 = 290 4-
4-300 А, уСв = 0,7 см/с)—наибольшая полнота реакции
окисления. К сожалению, нестабильность процесса (большие
колебания силы тока, непостоянство формы ванны и размеров
шва) не позволяет пока сделать определенные выводы о дей-
ствительной степени и характере влияния режима при сварке
неплавящимся электродом. Напомним, что при кремниевосста-
300
новительнон реакции все точки располагаются на одной кривой.
Поскольку, как показано выше, относительная масса покры-
тия воздействует прежде всего на равновесную концентрацию,

была сделана попытка
уравнение (9.19). Обо-
значим через т попра-
вочный множитель и
запишем

/пср = z.

Тогда уравнение
(9.19) примет вид

и 1 + W

внести соответствующую поправку в

Рис. Ч 10. Зависимость содержания крем-
ния в ванне (в наплавленном металле)
от (восстановительные условия)

Откуда

_ сн(1 + I'l’D—£о

Поскольку сн не мо-
жет быть больше с0,
это выражение спра-
ведливо для области
1 + Ppf ^о/4«. Зна-
чения г, рассчитанные
по опытным данным,
которые представлены
на рис. 9.9, даны в за-
висимости от относи-
тельной массы шлака
на рис. 9.12. II здесь
для реакции окисле-
ния кремния сохрани-
лось группирование
точек по режимам. По
данным анализа соста-
ва конечного шлака в
опытах с окислением
мар га н ца, ус рели я я

данные (табл. 9.6),
можно рассчитать

Рис. 9.11 Изменение содержания кремния
в ванне (в наплавленном металле) во вре-
мени в восстановительном процессе (непод-
вижная ванна)

Рис. 9.12. Зглвисимость исправленной равно-
весной концентрации z = mcp от

равновесную концен-

трацию марганца, не учитывая влияния kn. При температуре
1950 К

Зная ср и z, можно найти т — z/'Cp,

Таблица 9.6

Шлак Состав шлака. %
SiOjt СаО МпО FeO
Исходный в пересчете на окисли (за вычетом потерь при прокаливании) 55,5 8,3 12,1 1,28
Конечный 40,3—44 5,9—6,9 11—15,4 16—7,2

На рис. 9.12 показано, что г изменяется от 1,4 до 0,6. Соот-
ветственно т изменяется от 14 до б.

Если же взять минимальное и максимальное значения
отношения (% МпО/% FeO), полученные по данным анализа
(в табл. 9.6 сведены данные анализа пяти шлаков) и равные
0,69 и 2,14, то ср будет изменяться от 0,066 до 0,24.

Введение т (или z) в уравнение (9.19) является формаль-
ным способом приведения расчетов по этому уравнению в соот-
ветствие с опытом. Тем не менее, отчетливая зависимость между
z и kn (рис. 9.12) подтверждает, что влияние kn на сп в большой
степени связано с влиянием kn на равновесную концентрацию.
ГЛАВА 10

РОЛЬ ОТДЕЛЬНЫХ СТАДИЙ

В ПРОЦЕССЕ ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ МЕТАЛЛА
С ГАЗАМИ И ШЛАКОМ ПРИ СВАРКЕ

В гл. 7—9 рассмотрены закономерности развития и протека-
ния реакций на отдельных стадиях.

В большинстве реальных сварочных процессов эти стадии
совместно участвуют во взаимодействии металла с газами и
шлаком, влияя по-разному на конечные результаты процесса.
Поэтому при сварке с плавящимся электродом, когда к реак-
циям в ванне добавляются реакции в каплях, уравнение (6.25)
должно быть дополнено членом, учитывающим поступление реа-
гирующего элемента с электродным металлом:

(xpV) = СоЯо + cKg3—PpF(x—ср)—xgKp,

(Ю.1)

где с1ч — концентрация элемента в каплях, поступающих в ван-
ну; gz— массовая скорость плавления электрода. Концентрацию
реагента в ванне найдем так же как при выводе уравнения (9.19),
приравнивая нулю правую часть уравнения (10.1) и обозначая
х = св, йкр = go + gz- После простых преобразований

Cogo + Ск£э + РР^Ср
£о+£э+₽Р^

(Ю.2)

или аналогично уравнению (9.19)

Со + Ск + Рр/Ср
_ _ Со ________

1+--+РР/
go

(10.2')

Первые два члена в числителе уравнения (10.2) можно
представить как

^ИСХ g'j) ~ ^нсхёлл»

где с11СХ — гипотетическая исходная концентрация элемента в
ванне,

^исх

Со Со “Ь СцЛэ

go + gs
После преобразования выражение (10.2) приобретает вид
выражения (9.21):

£цсх?пл 4" РР^*"ср
gi..i + РР/-'

(10.3)

Отметим, что равновесную концентрацию при этом необходи-
мо определять с учетом концентрационных и температурных
условий на стадии ванны.

В приведенных выше рассуждениях не учитывались потери
металла. Если же они составляют значительную величину, то
вместо скорости плавления электрода gQ следует использовать
скорость поступления электродного металла в ванну за вычетом
потерь, т. е. скорость процесса наплавки gn.

При наплавке в медную форму сисх = ск, £пл = g3, тогда
уравнение (10.3) примет вид

(Ю.4)

Расчеты по приведенным уравнениям, учитывающим реакции
в каплях и в ванне, требуют знания параметров процессов на
обоих стадиях и потому далеко не всегда выполнимы.

Между тем, оценивая результаты взаимодействия только
сравнением исходного и конечного составов металла, как это
часто делается, далеко не всегда можно правильно представить
действительный ход реакций и рационально воздействовать
на них.

Для полного представления о реакциях при сварке важно
хотя бы качественно оценить участие отдельных стадий в общем
металлургическом процессе сварки. Сделаем это на нескольких
конкретных примерах. Главное внимание при этом уделим
решающим стадиям процесса — стадии капли и стадии ванны.

В то же время кинетические расчеты реакций с участием
плавящегося электрода могут быть упрощены в тех случаях,
когда одна из стадий (капли или ванны) является решающей
(см. п. 26). Тогда другой стадией, вклад которой в общий про-
цесс невелик, можно пренебречь, рассчитывая процесс по урав-
нениям для этой решающей стадии.

Вклад стадии капли можно упрощенно (пренебрегая поте-
рями) определить из отношения

=е> (10.5)

СЭ £|<

в котором числитель представляет собой разность содержания
элемента в электроде и каплях (иначе говоря, изменение его со-
держания на стадии капли), а знаменатель — разность содер-
304
жания элемента в электроде и наплавке (т. е. полное изменение
его содержания в процессе сварки).

Применительно к легирующим электродным покрытиям ино-
гда (особенно, когда неизвестна шихтовка покрытия) удобнее
использовать отношение

СК ССТ ___ g

Сн Сст

(10.5')

где сст — содержание элемента в электродном стержне.

Согласно п. 26 и учитывая выражение (4.2) параметр е
можно представить как функцию толщины покрытия:

бо==_Ь___1_

5 4 6*

(10.6)

36. РОЛЬ СТАДИЙ КАПЛИ И ВАННЫ
ВО ВЗАИМОДЕЙСТВИИ МЕТАЛЛА
С ГАЗОВОЙ ФАЗОЙ

Зная закономерности взаимодействия металла с газами и
шлаками на стадиях капли и ванны в отдельности, рассмотрим
как протекают реакции в процессе, включающем обе стадии.

Воспользуемся для этого результатами опыта, в котором
определяли содержание углерода и марганца в каплях и в ме-
талле, наплавленном в медную форму, при сварке на воздухе
без защиты голой проволокой с различным содержанием угле-
рода, марганца и кремния (табл. 10.1).

Таблица 10.1

Объект анализа Эле- мент Содержание элемента. %
Номер пронолоки
1 2 3 4 5
0,38 0,49 0,57 0,72 0,90
Исходная проволока Мп 0,63 0,42 0,75 0,29 0,51
Si 0,23 0.42 0,35 0,09 0,10
Капли электродного металла С 0,15 0,32 0,30 0,42 0,65
Мп о;з4 0^61 0;26 0,43
Наплавленный металл С Мп 0,14 0,26 0,27 0,17 0,29 0,33 0,38 0,17 0,52 0,19

Данные табл. ЮЛ позволяют составить представление о рас-
пределении потерь элементов между стадиями капли и ванны
(табл. 10.2).

В опыте выявлена связь между исходным содержанием
углерода и его потерями (за исключением проволоки № 2, выпад
Таблица 10.2

Номер плавки проволоки Потери в % от исходного содержания
углерода марганца
общие в том числе общие в том числе
в каплях в ванне в каплях в ванне
1 63 60,5 2,5 58,7 50,8 8
2 45 35 10 59,5 40,5 19
3 49 47 2 56,0 18,7 37,3
4 47 42 5 41,3 10,3 31
5 42 28 14 62,7 15,7 47

в этом случае связан, возможно, с повышенным содержанием
кремния в проволоке, а вероятнее всего, с ошибкой анализа).

С увеличением содержания углерода в проволоке относи-
тельные потери его снижаются, хотя абсолютная величина

потерь немного увеличивается.
При этом увеличивается вклад
стадии ванны в процесс окис-
ления марганца (рис. 10.1).

Закономерной связи меж-
ду общими потерями марган-

Рис. 101. Зависимость относи-
тельных потерь углерода от ис-
ходного содержания углерода
в проволоке:

/ — общие: 2 — в каплях: 3 — в
ванне

Рис. 10.2. Зависимость свободной
энергии образования окислов
от температуры

ца и его исходной концентрацией или концентрацией углерода
в проволоке не наблюдается, что, видимо, связано с различным
содержанием кремния, обладающего большим сродством к
кислороду. Но зато отчетливо выражен значительно больший
вклад сталии ванны в процесс окисления марганца, увеличи-
вающийся с увеличением содержания углерода.
Слабое окисление углерода в ванне, наблюдающееся и в
других опытах, объясняется тем, что его сродство к кислороду,
оцениваемое стандартной свободной энергией образования
окислов (рис. 10.2), увеличивается, а не уменьшается с увеличе-
нием температуры как у других элементов. Поэтому в каплях,
где металл имеет наибольшую температуру, раскислительная
способность углерода оказывается наибольшей.

Влияние температурных условий на реакцию углерода
отмечено в ряде исследований, например в работе А. А. Буки,
изучавшем кинетику окисления элементов газовой фазой при
вибродуговой наплавке [14].

Окислительные реакции на стадиях капли и ванны проте-
кают в диффузионном режиме, и если содержание элемента
в металле при сварке остается выше критического его значения,
то скорость реакции w при постоянном потоке кислорода будет
постоянной (п. 23).

Таким образом,

сн = с0—

и относительные потери
j______________________ gp—

Со Со

Если время взаимодействия остается при этом постоянным,
то относительные потери должны быть обратно пропорциональ-
ны исходной концентрации.

Потери на стадии капли (разность содержаний углерода в
проволоке и каплях Со — ск) не зависят (табл. 10.1) от содер-
жания углерода и колеблются в пределах 0,23—0,30 (за исклю-
чением выпадающей проволоки № 2). В среднем cQ—= 0,25.
Время взаимодействия т в каплях при сварке углеродистой про-
волокой диаметром 3,5 мм при силе тока 120 А составляет при-
мерно 30 мс (углерод, как известно, способствует измельчению
капель).

Тогда

ш = ~8,3%/с.

0,03

Таким образом, относительные потери на стадии капли
. 8,30,03 0,25

1 Лс

с$ Со

Этому уравнению отвечает штриховая кривая, показанная
на рис. 10.1, удовлетворительно описывающая данные опыта.
Отметим, что найденная скорость окисления углерода при свар-
ке значительно больше, чем скорость окисления при конвертер-
ной плавке стали (до 0,01 % С/с при присадке руды), что
характеризует интенсивность реакций в каплях при сварке.
С увеличением углерода в проволоке при постоянной скоро-
сти его окисления в ванну поступает металл со все большим
содержанием углерода, что должно интенсифицировать реакции
в ванне. Это приводит к увеличению общих потерь углерода за
счет окисления в ванне и соответствующему увеличению вклада
стадии ванны.

Однако реакцию окисления углерода в ванне можно пода-
вить, что иногда бывает необходимо для устранения образова-
ния пор в металле шва, повысив скорость окисления на стадии
капли. Для этого нужно повысить окислительные условия на
этой стадии, что можно сделать, например, применив окисли-
тельное покрытие или флюс.

Так, при сварке одной и той же проволокой, но с покрытием,
содержащим 30% гематита (остальное гранит), концентрация
углерода в каплях снизилась до ничтожно малой величины,
независимо от его исходной концентрации (табл. 10.3).

Таблица 10,3

Покрытие Эле- мент Содержание элемента, %
в проволоке в каплях в наплавке
Гематит 30% + гранит 70%; £п = ОЛ 0.6 С Мп Si 0,38—0,9 0,29—0,75 0,09—0,42 -0,04 0,02—0,05 0,03 0,15—0,32 0,22 0,03—0,05 0,04 -0,02 0,10—0,16 0,14
Гематит 100%; £л = 0,5 с Мп Si 0,40 1,06 1,20 0,08 0,02 0,02 0,05 0,04 0.02

В табл. 10.3 приведены также данные об окислении углерода,
марганца и кремния при сварке проволокой 35ГС с покрытием
из гематита. Картина явлений такая же. Различие лишь в
меньшем окислении кремния при наличии в покрытии гранита,
в составе которого более 65% SiO2.

Зависимость потерь углерода на стадии ванны от его кон-
центрации указывает на то, что реакция в ванне лимитируется
транспортом в металле (происходит на участке БВ, см. рис. 6.9).
В этом случае, согласно уравнению (9.20), относительные поте-
ри определяются параметром ppf. Принимая его постоянным,
получим, что относительные потери в ванне не должны зависеть
от исходной концентрации. Только за исходную концентрацию
здесь надо брать содержание углерода в каплях, а не в прово-
локе; к этому содержанию относится разность (ск — сн).
308
Из табл. 10.2 следует, что в пределах точности анализа относи-
тельные потери в ванне действительно постоянны:

ск

^100s= 10%.

37. РОЛЬ СТАДИИ КАПЛИ И ВАННЫ

ВО ВЗАИМОДЕЙСТВИИ МЕТАЛЛА СО ШЛАКОМ

При взаимодействии металла со шлаковой фазой реакции
в большинстве случаев протекают обратимо, что усложняет
расчеты. Поэтому ограничимся качественной характеристикой
роли отдельных стадий. Рассмотрим два случая, когда ход

реакции регулируют измене-
нием относительной массы по-
крытия и когда регулирую-
щим фактором является состав
покрытия.

Влияние относительной
массы шлака. Рассмотрим
этот вопрос подробнее на при-
мере окисления марганца при
сварке электродами со стерж-
нем из проволоки Св-10Г2 с
двумя экспериментальными
покрытиями А и Б (табл. 10.4).

Таблица 10.4

Компоненты покрытия Содержание в частях по массе
А Б
Марганцовая руда . . . 20 2
Кварцевый песок . . . 45 '
Мрамор 15 75
Окись алюминия .... 20 23
Силикат натрия (сухой остаток) 14 28

Исходный шлак (покрытие, пересчитанное на окислы) по дан-

ным анализа различался основностью и содержанием мар-
ганца (табл. 10.5).

Таблица 10.5

Покрытие Химический состав, %
FeO МпО SiO, СаО АЦО, CaO/SiOf
А 0.99 9,2 49,0 5,8 18,25 0,12
Б 0,48 1,10 16,10 35,5 21,30 2,2

Анализ металла капель и наплавленного металла (табл. 10.6)
обнаруживает разное поведение марганца на стадии капель у
электродов с покрытиями А и Б. Если под шлаком А окисление
марганца полностью завершается в каплях, то под шлаком Б на
стадии капли потери составляют только 58%, в то время как
общие потери, включая стадию капли, составляют 90% (при
kn = 0,3). Потери марганца в ванне составляют 32% (считая от
исходного его содержания в проволоке) (рис. 10.3).

Химический состав шлака, собранного с капель (в безван-
ном процессе путем сварки с большой скоростью по массивной
плите) и с металла, наплавленного в медную форму, приведен
в табл. 10.7.
согласно табл. 10.7, составляет 0,565 у электродов с покрытием
А и 0,27 у электродов с покрытием Б. Учтем, что если шлак А
можно отнести к кислым и взять для него урео/умпо = 6,15, то
для шлака Б с основностью, равной 2,1, это отношение в соответ-
ствии с кривыми, показанными на рис. 6.5, составит приблизи-
тельно 1,23. При этих исходных данных расчет по выраже-
нию (6.2 ) приводит к результатам, приведенным в табл. 10.8.

Таблица 10.8

Покрытие

Стадия

Капли ...................

Ванны ...................

0,565
0,513-6,15

= 0,18

0,72

0,27
с =в----!----= 0 4з

р 0,5131,23

1,7-6,15

= 0,07

0,25

=--------

у 1 п I <

= 0.12

Таким образом, под шлаком Б на стадии капли равновесная
концентрация марганца значительно больше, чем под шлаком А,
а разность (со—сР) соответственно меньше. Это уменьшает
скорость окисления марганца в первом случае и соответственно
полноту его окисления на стадии капли. На стадии ванны ср
для обоих шлаков различается незначительно, но движущая си-
ла реакции (разность ск — ср) и соответственно ее скорость ма-
лы в случае шлака А и велики в случае шлака Б. В результате
содержание марганца на стадии ванны в первом случае практи-
чески не изменяется, а во втором заметно уменьшается.

Влияние состава (окислительной способности) шлака. Влия-
ние относительной массы шлака, как мы только что видели,
проявляется по-разному в зависимости от его химических
свойств.

Определим влияние окислительной способности шлака па
распределение потерь легирующих элементов в результате окис-
ления между стадиями капли и ванны.

Опыт, выполненный с помощью электродов из стали 35ГС
(0,40% С, 1,06% Мп, 1,20% Si)c покрытиями разной окислитель-
ной способности (табл. 10.9), показывает, что участие стадии
ванны увеличивается с уменьшением окислительного потен-
циала покрытия.

Это подтверждает высказанное ранее положение о том, что
преимущественное развитие реакций в каплях определяется не
столько физическими условиями на этой стадии (более высокой
температурой, большей удельной поверхностью), сколько хими-
ческими— концентрационными условиями, определяющими рас-
стояние системы от равновесия.
Действительно, исключив стадию капли и создав в ванне
столь же благоприятные концентрационные соотношения, мож-
но значительно интенсифицировать течения реакций в ней.

Таблица 10.9

Покрытие Эле- мент Содержание элемента Потери в % от ис- ходной концентрации
в кап- лях в на- плавке всего в том числе
в кап- лях в ван- не
100% гематита 4-жидкое стекло; С 0,08 0.06 87,5 80 7,5
Мп 0,02 0,02 97 97 0
Ап = 0,47 Si 0,02 0,02 98,3 98,3 0
80% мрамора, 20% плавикового С 0,28 0,24 40 30 10
Мп 0,75 0,56 47,2 29,3 18
шпата 4- жидкое стекло; kn = 0,28 Si 0^63 0^30 75 47,5 27,5

Используя те же покрытия в виде пасты, нанесенной на пла-
стины из той же стали, был осуществлен бескапельный процесс
(табл. 10.10). В этом случае полнота протекания реакций в ван-

Таблица 10.10

Паста Коэф- фици- ент Содержание > ванне, % Потери в % от исходной кон- центрации
С Мп Si С Мп Si
0,03 0,34 0,58 0,68 15 45 43
Гематит + жидкое стекло 0,12 0.37 0,28 0,35 8 54 71
0,24 0,34 0,36 0,20 15 66 83
0,33 0,38 0,24 0,26 5 77 78
80% мрамора, 20% плавикового шпата 4- жидкое стекло 0,13 0,37 0,94 0,94 8 11

не, как и ожидалось, оказалась значительно большей и для
сильно окислительного покрытия потери марганца и кремния
приблизились к их потерям на стадии капли. Это подтверждает-
ся данными табл. 10.11, в которой сравниваются потери при
осуществлении процесса за какую-либо одну стадию. Исключе-
ние составляет лишь углерод, который в ванне окисляется
значительно меньше.

Потери раскислителей, вводимых в покрытие, на разных ста-
диях процесса. При сварке покрытыми электродами порошковой
проволокой и под керамическими флюсами в покрытия и флюсы
вводят раскислители в виде металлических присадок, чтобы
Таблица 10.11

Покрытие, паста Коэффи- циент лп Стадия реакции Потери в °0 от ис- ходной концентрации
С Мп Si
Гематит 0,47 В каплях* 80 97 98,3
0,33 В ванне** 5 77 78
80% мрамора, 20% плавикового 0,28 В каплях* 30 29,3 47,5
шпата 0,13 В ванне** 8 11 21

• Безвинный процесс.

•* БезкапсльныЙ процесс.

компенсировать окисление металла компонентами сварочных
материалов и кислородом воздуха (при недостаточной изоляции
металла от воздуха). Роль их прежде всего заключается в
уменьшении окислительного действия сварочных материалов
путем их раскисления.

Раскислители, чаще всего марганец, кремний, титан, начи-
нают участвовать в реакциях уже на стадии нагрева материала.
В каплях и ванне реакции раскисления завершаются.

Рассмотрим на примере марганца, каково участие разных
стадий в протекании реакции окисления марганца. Проследим
потери марганца, введенного в электродное покрытие, на раз-
ных стадиях процесса. Для этого воспользуемся опытом
(О. М. Кузнецова и автора данной книги), в котором порошок
марганца, содержащий по данным анализа 88,99% металличе-
ского марганца, вводили в покрытие, состоящее в готовом виде
из 35% мрамора, 35% плавикового шпата, 17,5% порошка мар-
ганца и 12,5% сухого остатка жидкого стекла.

Расчетное содержание металлического марганца на электро-
де (по отношению к массе проволоки) составляло:

Л1ГСЧ - Мст + £пЛ4ЕокЧ = 0,4 + 0,64 -0,89. Г7,5 = 10,4 %,

где МСт = 0,4% —содержание марганца в электродном стержне
из проволоки Св-08А; = 0,64 — коэффициент массы покрытия;

М»-1 — 17,5’0,8899* — расчетное количество марганца, вве-
денное в электродное покрытие.

Металлический марганец определялся: в готовом покрытии
после прокалки электродов при 300° С (МП01<); во втулке на кон-
це электрода, образующейся в процессе сварки (Л4ВТ); в шлаке,
собранном с капель, при безванном процессе (Л4Ш'); в шлаке,
собранном при наплавке в медную форму (ЛГ ). Кроме того,

* 88,99% — содержание металлического марганца в порошке марганца.
было определено содержание марганца в каплях и в наплавке
в %:

Л! ст ^пок Мвт Л,кап м' Ш яг м ш м«
0,40 13,95 13,85 2,15 5,34 4,85 2,91

Анализ шлаков, втулки и покрытия производили методом
горячего разложения, при котором навеску исследуемого шлака
обрабатывали раствором CuSO4 при кипячении. Содержание

Таблица 10.12

Статьи баланса марганца Расчет Исходное содержа- ние, % Потери, 0/ /0 Переход. %
Исходное содержание на электроде Лфсч = Л1ст + knM^: 10,4 —- ——
Содержание на электро- де перед сваркой Мэ = Л1ст + ^П'^ПОК 9,3 — *»
Потери на окисление в процессе изготовления электрода П = М**СЧ—М и.зг * *э э 1.1
Потери на окисление в процессе нагрева по- крытия при сварке ^нач в ^п^пок — ¥*^п^вт 1.6 ——
Содержание в каплях ^кап —— —— 2,1
Потери на окисление на стадии капли ^кап — ^з — ^нач -(Мкап + СЮ — 2,2
Содержание в наплавке Л1н * 1 ' " 2,9
Потери на застревание в шлаке П = k м“ 3-Ш ш ш 3,1
Потери на окисление на стадии ванны /7ок.в = Л13 (77нач 77кап 4* 4- Л1ИЛГ + AfH) —— -0,5 —1
Общие потери на ста- дии ванны — 2,6 г—*
Всего 1 | 10,4 | 7,5 I 2,9

• у—коэффициент, учитывающий потери летучих компонентов при нагреве до точки,
близкой к температуре плавления, равен 0,82 и приближенно характеризует выход шлака
мз покрытия (без учета металлической части).

•• Л —относительная масса шлака, приблизительно равная k *0,64.
марганца, перешедшего в раствор, определяли персульфатно-
серебряным методом.

Переход и потери марганца в ходе процесса сварки можно
определить по данным, приведенным в табл. 10.12 (все цифры
в % от массы проволоки).

Из опыта следует.

1. Интенсивное окисление марганца, наблюдаемое в процессе
изготовления, нагрева и плавления электрода, прекращается в
ванне. В ванне, возможно, происходит восстановление марганца
из шлака. Однако небольшая отрицательная величина потерь
марганца на окисление в ванне, близкая к величине возможной
ошибки при расчетах, не позволяет утверждать это с полной
определенностью.

2. Потери на застревание в шлаке превышают потери на
окисление в каплях. Распределение потерь по отдельным видам
(в % от общего содержания марганца на электроде) характе-
ризуется следующими цифрами в % от исходного содержа-
ния Мп:

ИЗГ............................ 10,5

П нач........................... 15,3

^кап ........................••’ 21,2

^ваииы .......................... 25,0

Всего............................ 72,0

Результаты, полученые в опыте, следует рассматривать
скорее как качественную, чем количественную характеристику
материального баланса марганца вследствие возможных оши-
бок при определении содержания металлического марганца,
разброса значений ku и некоторой условности в выборе значе-
ний у и Аш.

38. ОСНОВНЫЕ УРАВНЕНИЯ, ОПИСЫВАЮЩИЕ ПРОТЕКАНИЕ
ХИМИЧЕСКИХ РЕАКЦИЙ
НА РАЗНЫХ СТАДИЯХ ПРОЦЕССА СВАРКИ

Ниже для ориентировки в расчетных схемах даны основные
уравнения, полученные в гл. 6—10 при исследовании кинетики
химических реакций, протекающих на разных стадиях сварочно-
го процесса.

Реакции в неподвижной, стационарной в тепловом отноше-
нии ванне (V = const). Обратимая реакция, лимитируемая тран-
спортом расчета в металлической фазе:

= —Р -у (*—Ср) = —*(х—Ср);

(6.22')

х = с, 4- (с0—ср)е-«.

(6.24)
Обратимая реакция, лимитируемая транспортом реагента
(кислорода) из газовой или шлаковой фазы:

^£ = -r^eZ.Co; (6.29)

X = Со—г₽ое ~ Cot.

(6.29')

Реакции в движущейся ванне. Кинетика реакций в
переходном периоде. Общий вид кинетического уравне-
ния для открытой системы (V =# const):

в концентрациях

-~-(pVx) = cog—PpF(x—ср)—xgKp; (6.25)

в массе реагента

~ = —РрГ ( —ср )---------—.

dt \ pV / pV

Обменная (обратимая) реакция между металлом и шлаком

х= 1 + fe3e-<₽ '»+«)<]; (9.13)

и —е *•)

" , 1 / ' \

1/ = с0Ч--(Со—X),

где

fl's62 + XCo
P's+x

CQ —Хсо .

1+XL ’

(l + x£)(z+₽'s)

Необратимая реакция, лимитируемая транспортом реагента
в металлической фазе:

(₽s—x)£ = gc0;

/СрН—е (PS+X)f]
(₽s + x)(l —e“xf)

(9.16)

Необратимая реакция, лимитируемая транспортом реагента
(кислорода) из газовой или шлаковой фазы:

— Sc0 — ^Ме>

^О-ЯМе
g

(9-17)
Квази стационарное состояние ванны. Обмен-
ная (обратимая) реакция, лимитируемая транспортом реагента
в металлической фазе:

Cflg 4" РР^Ср _ С0 4" fg |g)

СВ= Я+РР/7 ~ 1+PPf

Обменная (обратимая) реакция, лимитируемая транспортом
реагента (кислорода) из газовой или шлаковой фазы:

св = Со—rpo'pfco- (9 •21)

Реакции в каплях на электроде (квазистационарное состоя
ние капли). Обратимая реакция

Ск — С, + (Со Ср)

(8-9)

Необратимая реакция (ср = 0)

ск — Со

(I- М)(|—e"fex)
fex(l—р е—Лх)

Упрощенный расчет по усредненному
м е н и тк при V = const для обратимой реакции

с = ср + (со—ср)е *4

___/тс , 1 \ _ 1 + и т

Tr I I I Т •

\ тп 2 I 1-р 2

(8.10)

(8.13)

в р е -

Реакции в движущейся ванне с учетом реакций на стадии
капли. Квазистационарное состояние. Обратимая реакция, ли-
митируемая транспортом реагента в металлической фазе:

Cogo 4- cKg3 4- PpfCp
gi^gs+ppf7

(Ю.2)
ГЛАВА 11

ЛЕГИРОВАНИЕ МЕТАЛЛА ПРИ СВАРКЕ

Состав металла шва определяется в зависимости от свари-
ваемого металла, вида и условий эксплуатации конструкции,
термического цикла сварки и других факторов, изучаемых в со-
ответствующих разделах металловедения сварки.

Получить требуемый состав металла шва при сварке плавя-
щимся электродом можно либо применяя проволоку, ленту и дру-
гие виды присадочного металла нужного состава (с учетом из-
менений в процессе сварки), либо легируя металл шва через
покрытие, флюс или сердечник порошковой проволоки.

Возможно также легирование металла шва за счет восстанов-
ления элементов из шлака. Этот способ реализуется, например,
при сварке низкоуглеродистой проволокой под высокомарганцо-
вистыми силикатными флюсами. Однако применение этого спо-
соба ограничено, так как степень легирования сравнительно мала
и процесс, как было показано, сопровождается нежелательным
загрязнением металла кислородом.

Легирование через проволоку — простой и эффективный спо-
соб. Однако далеко не всегда удается подобрать проволоку
нужного состава. Поэтому широко применяют легирование через
сварочные материалы (покрытия, флюсы). Наибольшее распро-
странение получили электроды с легирующими покрытиями (при
сварке специальных сталей и сплавов, особенно при наплавоч-
ных работах). Меньшее применение находят пока легирующие
керамические флюсы и легирование через сердечник порошковой
проволоки.

Легирование металла через сварочные материалы широко
применяют при сварке. Иногда это сравнительно небольшие при-
садки марганца, кремния, ниобия и других элементов к основной
композиции, получаемой за счет электродного металла но неред-
ко легированием через покрытие или флюс получают высоколе-
гированный шов, применяя нелегированную проволоку, как, на-
пример, при наплавке некоторыми марками электродов. Так,
электроды Т-620 со стержнем из низкоуглеродистой проволоки
Св-08А позволяют получить наплавленный металл, содержащий
до 3% С, 1% Мп, 2% Si, 22% Сг, 1% Ви 1% Ti, а порошковая
проволока ППЗХ2В8 с лентой из низкоуглеродистой стали — до
0,65% С, 1,5% Мп, 2,8% Сг и более 9% W за счет легирующих
присадок, вводимых в шихту покрытия. Известны различные
марки легирующих керамических флюсов.

Широкое использование легирующих покрытий и флюсов объ-
ясняется тем, что они позволяют получить практически любой
состав наплавленного металла, не прибегая к разработке специ-
альных марок электродной проволоки. К тому же не все требуе-
мые композиции наплавленного металла могут быть получены
в виде проволоки из-за низкой деформационной способности ме-
талла.

Из сказанного ясно, что вопросы легирования металла через
сварочные материалы имеют важное практическое значение. Их
изучение позволит углубить представления о механизме процес-
сов, протекающих при взаимодействии металла с покрытиями и
флюсами.

При легировании через электродный металл переход легиру-
ющих элементов в наплавленный металл определяется условия-
ми взаимодействия расплавленного металла с газами и шлаком
(см. гл. 8—10).

Явления, сопровождающие легирование через сварочные ма-
териалы, более сложны и отличаются рядом особенностей, кото-
рые рассматриваются в этой главе.

39. МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС ПРОЦЕССА ЛЕГИРОВАНИЯ
ЧЕРЕЗ СВАРОЧНЫЕ МАТЕРИАЛЫ

При легировании через сварочные материалы (покрытие —
.флюс или сердечник порошковой проволоки) материальный ба-
ланс легирующего элемента может быть записан в виде

'Мпер

МИСХ (МзасТр

где ЛТпер — количество элемента, перешедшее в наплавленный
металл; ЛГИСХ — исходное его количество; Мзастр — количество
свободного элемента, механически застрявшего в шлаке;
Л4Окисл — количество окислившегося (или потерянного в резуль-
тате других реакций) элемента.

Исходное количество легирующего элемента определяется
его концентрацией в покрытии сПок или флюсе и относительной
массой покрытия kn или флюса Аф.

Переходя к концентрациям и относя их к массе наплавленно-

го металла, получим:
для сварки под флюсом

для сварки покрытыми электродами
где k$ и km — масса флюса и шлака, отнесенная к массе прово-
локи; с" и с'* — концентрация в шлаке металлического (сво-
бодного) и окисленного (связанного) элементов.

Заметим, что если /гп зависит только от конструкции электро-
да, то k$ зависит от режима сварки.

Мы уже рассматривали потери марганца как раскислителя
на разных стадиях сварочного процесса (см. п. 37). Дополним
полученные данные сведениями о поведении этого элемента при
большей его концентрации, а также в более окислительных ус-
ловиях.

Легирование марганцем через карбонатное покрытие. Иссле-
дование перехода марганца из модельных покрытий (из мрамо-
ра и ферромарганца, связанных жидким стеклом) по методике,
аналогичной описанной в п. 37, показало, что процесс легирова-
ния осуществляется в основном на стадии капли, что видно из
сравнения содержания марганца в каплях и наплавленном ме-
талле (табл. 11.1).

Таблица 11.1

Статьи материального баланса Покрытие 1 Покрытие Л
Содержание и потс| эи марганца в % от
массы прово- локи исход- ного марган- ца всех потерь марган- ца массы прово- локи исходно- го со- держа- н ih мар ганца всех потерь марган- ца
Содержание марганца:
исходное 12,9 100 8,1 100,0 —-
в каплях 3,9 30,2 1,74 21.5
в наплавленном металле 3,6 27,9 — 1,33 16,4
Коэффициент перехода мар- ганца - 28 - — 1 16,4 .—
Всего потерь марганца, . . . 9,3 72 100,0 6,77 83,6 100
в том числе:
на окисление 8,14 63 87,5 5,52 68,2 81
застревание в шлаке . . . 1,16 9 12,5 1,25 15,4 19

П римсчан не. Покрытие 1 содержит 50% мрамора. 50% ферромарганца: покры-
тие II — 67% мрамора. 33% ферромарганца.

В ванне же, хотя и наблюдается некоторый дополнительный
переход марганца из шлака (по* крайней мере, в случае покры-
тия I, о чем свидетельствует уменьшение свободного — металли-
ческого марганца в шлаке) преобладает процесс окисления мар-
ганца, перешедшего в ванну с металлом капель.

Такая картина явлений справедлива для электродов с легко
окисляющимися легирующими элементами (марганцем, кремни-
ем) и при сравнительно небольшой толщине покрытия. Далее мы
2| Заказ H4I 321
увидим, что с увеличением толщины покрытия роль стадии ванны
в процессе легирования возрастает.

С уменьшением содержания ферромарганца в покрытии (и
соответствующим увеличением содержания мрамора) потери
марганца увеличиваются больше за счет застревания, чем за
счет окисления (табл. 11.1),

Легирование марганцем через керамический флюс. Потери
марганца при легировании ферромарганцем через керамический
флюс со шлаковой основой CaF2—AI2O3—MgO (в соотношении
10: 11 :4) подробно исследовал В. А. Бесхлебный [7] и др. Полу-
ченные им данные будут использованы в дальнейшем при изло-
жении материала. Анализируя шлак не только на свободный
(металлический), но и на связанный марганец, он получил воз-
можность определить потери на окисление раздельно для стадий
капли и ванны (табл. 11.2). В. А. Бесхлебный также нашел, что
потери в процессе изготовления флюса (при прокалке) составля-
ют 7,5—11,0% от его исходного содержания.

Таблица 11.2
Покрытие
Содержание и потери марганца
Статьи материального баланса В % от
исходного всех

массы содержа-
проволоки НИЯ потерь
марганца марганца
Содержание марганца:
исходное1 10,4 100 —
в каплях — —• — —
в наплавленном металле 4,8 46 —
Коэффициент перехода марганца 46
Потери на застревание в шлаке 2,75 26,5 49
Потери на окисление 2,85 27,5 51
в том числе:
в каплях 1,0 18
в ванне 1,85 — 33
Всего потерь марганца 5,6 54,0 100

1 В исходное содержание не включен марганец» окисленный при прокалке флюса,
в шихте флюса содержалось 13,9% ферромарганца.

Из табл. 11.2 видно, что по сравнению с карбонатным покры-
тием при сварке под керамическим флюсом наблюдается боль-
ший переход марганца из-за менее окислительных условий
процесса и значительно большие по абсолютной и относительной
величинам потери марганца на застревание в шлаке. Возросла
роль стадии ванны, где наблюдается непосредственный переход
марганца из шлака.
С увеличением количества легирующей присадки во флюсе
потери на застревание в шлаке увеличиваются, но зато умень-
шается и при том в большей степени окисление марганца (так

Рис. 11.1. Зависимость распре-
деления марганца между шла-
ком и металлом (в % от исход-
ной концентрации) от его ис-
ходной концентрации при свар-
ке под керамическим флюсом:

1 — застряло в шлаке; 2 — окис-
лилось; 3 — перешло в наплавлен-
ный металл

как уменьшается количество окислителей во флюсе). В резуль-
тате увеличивается переход марганца в наплавленный металл
(рис. 11.1).

40. ПЕРЕНОС ЛЕГИРУЮЩИХ ЭЛЕМЕНТОВ
ИЗ ШЛАКА В МЕТАЛЛ.

ПОТЕРИ НА ЗАСТРЕВАНИЕ В ШЛАКЕ

При расплавлении электродного покрытия флюса или сердеч-
ника порошковой проволоки с легирующими металлическими
присадками частицы ее в большинстве случаев не успевают рас-
плавиться (так как сварочные материалы плавятся при более
низкой температуре, чем металл) и находятся в шлаке во взве-
шенном состоянии.

Перенос присадки из шлака в металл нельзя представить как
простое оседание частиц под действием силы тяжести. Это под-
тверждает хотя бы факт успешного легирования металла при
потолочной сварке электродами с легирующими покрытиями.
Видимо, взвешенные в шлаке частицы выносятся конвективными
потоками на границу шлак — металл, где и ассимилируются
жидким металлом. Параллельно с этим происходит и коагуляция
частиц.

Представим себе твердую частицу присадки /, окруженную
расплавленным шлаком 2 и вынесенную к поверхности жидкого
металла 3 (рис. 11.2, а).

Переход частицы в металл окажется термодинамически веро-
ятным, если поверхностная энергия системы при переходе части-
цы из положения, показанного на рис. 11.2, а, в положение, по-
казанные на рис. 11,6, будет уменьшаться.

Изменение поверхностной энергии при таком переходе

Д^пов ~ а1зД^!3—<*2зД*$2з—Ог12ЛД'|2,
где 013, о2з и 012 — удельные межфазные поверхностные энергии
на границе раздела присадка — металл, металл — шлак и при-
садка — шлак; AS — соответствующие изменения межфазной
поверхности.

Условие ассимиляции

А^пов < ° или ^2зА$23 + ^I2AS12 > ^1зА51з.

(11.1)

Так как металлическая присадка должна хорошо смачивать-
ся жидким металлом, межфазная энергия oi3 будет значительно
меньше 023 и сг32; увеличение поверхности ASi3 будет равно

Рис. 11.2. Граница раздела фаз

oi3 на границе металл — окисел д
этом свидетельствует уменьшение

уменьшению поверхности
ASi2, так что неравенство
(11.1) заведомо соблю-
дается.

В процессе нагрева и
плавления частицы присад-
ки обычно окисляются с по-
верхности, по и в этом слу-
чае межфазное натяжение
лжно быть небольшим. Об
межфазного натяжения же-

леза на границе со шлаком с увеличением в последнем содер-
жания FeO [98, 139].

Уменьшение он с увеличением содержания FeO объясняется
хорошей растворимостью собственного окисла в металле и высо-
кой поверхностной активностью кислорода, что приводит к сбли-
жению структуры пограничных слоев железа и шлака, богатого
FeO.

Можно ожидать, что аналогичная картина будет наблюдаться

и на границе других металлов с их окпелами.

За непродолжительное время контакта шлака с металлом не
все частицы присадки успевают перейти в последний, часть их
застревает в шлаке. Такие застрявшие частицы присадки можно
наблюдать иод микроскопом на срезах затвердевшего шлака.
Кроме того, легирующие элементы присадки могут взаимодей-
ствовать со шлаком (или газами) и окисляться. Поэтому потери
легирующих элементов при легировании через покрытие или
флюс складываются из потерь на застревание в шлаке и потерь
на окисление (или потерь за счет других химических реакций).

Определяя в шлаковой корке свободный (металлический)
марганец, В. А. Бесхлебный нашел, что количество марганца, за-
стрявшего в шлаке, не зависит от его грануляции и содержания
во флюсе окислителя (SiOa). Потери марганца на застревание
для флюсов с разной шлакообразующей основой колеблются
в сравнительно небольших пределах (22—32% от его исходного
содержания), хотя эти флюсы должны обладать различной вяз-
костью. Установлено лишь закономерное увеличение количества
застрявшего марганца с увеличением его содержания во флюсе.
Потери на застревание различных элементов (Si, Cr, Мо, W,
Ti и др.), независимо от их удельного веса, практически одина-
ковы (при достаточно большой их концентрации, когда действие
их как раскислителей можно не учитывать). В этом можно убе-
диться, сопоставляя переход элемента из флюса (с основой
MgO—AI2O3—CaFj) с переходом никеля, который практически
этим флюсом ие окислялся. Разность ординат кривой исходной
концентрации (кривая /) и кривом для Ni (рис, 11.3), очевидно,

Рис. 11.3, Зависимость перехо-
да легирующих элементов в на-
плавленный металл от их со-
держания во флюсе

определяет потери на застрева-
ние никеля. Величина потерь по-
вышается с увеличением соцер-

Рис. 11.4. Зависимость перехода мар-
ганца от времени жизни ванны при
сварке под керамическим флюсом:

1 — исходное содержание; 2 — содержа-
ние в наплавленном металле; 3 — потери
на застревание в шлаке

жания никеля во флюсе и определяется углом а расхождения
этих кривых. Однако относительные потери никеля (по отноше-
нию к исходному содержанию) остаются при этом постоянны-
ми. Поскольку кривые для других элементов располагаются
параллельно кривым для никеля (например, на рис. 11.3, для
марганца, хрома и вольфрама), то, очевидно, потери на застре-
вание будут одинаковыми, а расстояние между кривыми будет
характеризовать разницу потерь на окисление в этих случаях.

Независимость потерь на застревание от плотности присадки
и грануляции частиц (и в известной степени от состава шлака)
подтверждает высказанное выше предположение о переходе при-
садок в металл путем выноса шлаковым потоком частиц на меж-
фазную границу и растворение частиц присадок в металле.

Застревание же частиц в шлаке вызвано, видимо, с одной
стороны, тем что металл затвердевает раньше шлака, а с другой
стороны, затуханием конвективных потоков в шлаке, граничащем
с хвостовой частью ванны вследствие заметного понижения тем-
пературы металла и шлака. Поэтому, чем больше частиц в шлаке,
325
тем больше их остается в шлаковой корке. Уменьшить потери на
застревание можно только увеличением продолжительности
контакта жидкоподвижного шлака с металлом. Последнее дости-
гается, например, путем увеличения времени жизни ванны тв.
Если тв изменяется при сварке под флюсом за счет изменения
скорости сварки, то относительная масса флюса остается посто-
янной и изменения содержания легирующего элемента можно
приписать влиянию тв.

Опыты с керамическим флюсом, легированным марганцем,
показали, что с повышением тв увеличивается переход марганца
за счет уменьшения его потерь на застревание в шлаке
(рис. 11.4). При этом оказалось, что при легировании через про-
волоку та практически не влияет на переход марганца.

41. КОЭФФИЦИЕНТЫ ПЕРЕХОДА
ЛЕГИРУЮЩИХ ЭЛЕМЕНТОВ

Коэффициент перехода элемента ц характеризует конечный
результат химической реакции, вернее, сумму результатов от-
дельных реакций, протекающих на разных этапах перехода леги-
рующего элемента из сварочного материала или электрода в на-
плавленный металл, а также потери элемента вследствие его
застревания в шлаке. Поэтому он не может вскрыть механизм и
закономерности процесса легирования.

Однако коэффициент перехода удобно использовать для раз-
личных практических расчетов. Вследствие этого имеет смысл
привести некоторые феноменологические зависимости коэффици-
ента перехода от основных легко определяемых величин: содер-
жания присадки и ее грануляции, состава шлака и т. п.

Влияние концентрации легирующей присадки. Увеличение
содержания в покрытии или флюсе элемента с достаточно высо-
ким сродством к кислороду (кремния, марганца, в меньшей сте-
пени хрома) приводит к увеличению коэффициента перехода
других элементов (рис. 11.5, см. также рис. 11.1 применительно
к сварке под керамическим флюсом и рис. 11.6 для модельных
покрытий: основного А — мрамор — плавиковый шпат в соотно-
шении 1 : 0,55 и кислого Б — кварцевый песок — каолин в соотно-
шении 1 :0,43). С увеличением содержания легирующей присад-
ки соответственно уменьшается содержание остальных компо-
нентов, в том числе окислителей. Таким образом, окислительная
способность покрытия (флюса) снижается, а коэффициент пере-
хода увеличивается. Покажем это на численном примере. При-
мем, что шихта (шлаковая основа) флюса способна окислять
металл присадки, например, так, что каждые 9 г шихты окисля-
ют 1 г присадки. Допустим, что окисление при всех условиях
проходит полностью. Тогда, если во флюсе будет 10% присадки,
последняя полностью окислится и переход будет равен нулю.
Если во флюсе содержится 20% металлической присадки, коли-
Рис. 11.5. Зависимость коэффи-
циентов перехода марганца и
хрома от их содержания во
флюсе (в % от массы всего
флюса) при сварке на прямой
/) и обратной (2) полярностях

чество шихты уменьшится и на каждые 100 г флюса окислится
всего 8, 9 г металла, т. е. г) = 0,55; при 30% металлической при-
садки т) = 0,74 и т. д.; характер изменения rj с увеличением ме-
таллической присадки во флюсе
схематически показан на
рис. 11.7.

На практике полное окисле-
ние присадки возможно лишь
при весьма небольшом ее содер-
жании (и высокой способности
окисляться). В остальных слу-
чаях наблюдается переход неко-
торой части металла присадки
даже при весьма окислительных
условиях сварки (вследствие за-
медления реакции по мере из-
расходования реагентов и окис-
ления «пассивации* поверхности
частиц и других причин). Поэто-
му при относительно небольших
количествах металлической при-
садки коэффициент перехода ока-
жется выше значений, показан-
ных на рис. 11.7. Кроме того, с
увеличением концентрации при-
садки увеличиваются потери на

ганца от его содержания на электроде

застревание и ухудшаются защитные свойства флюса или по-
крытия, что должно привести к значениям т), которые меньше
значений, полученных расчетом в предположении полного ис-
пользования окислительной способности шихты, отсутствия
потерь на застревание и дополнительного окисления присадки
воздухом.

Именно ухудшением защиты объясняется тот факт, что, начи-
ная с некоторой концентрации легирующего элемента в керами-
ческом флюсе (разной для разных элементов), потери на окисле-
ние (по абсолютной величине), определяемые разностью ординат
линий для никеля и данного элемента (рис. 11.3) стабилизиру-
ются. Однако потери на застревание (разность ординат линий 1
и для Ni на рис. 11.3) при этом продолжают увеличиваться.

В результате кривая действительной зависимости i] от коли-
чества присадки будет более пологой (штрих-пунктирная кривая
на рис. 11.7).

Рис. 11.7. Изменение коэффици-
ента перехода с увеличением
содержания присадки во флю-
се в предположении полного
использования окислительной
способности флюса, равной
(в условных единицах) 0,1 (/)
и 0,2 (2)

Сказанное объясняет ход опытных кривых зависимости коэф-
фициента перехода от концентрации, показанных на рис. 11.5 и
рис. 11.6.

Влияние концентрации легирующей присадки во флюсе или
в покрытии на коэффициент перехода проявляется тем слабее,
чем меньше окислительная способность флюса (покрытия) и чем
меньше сродство легирующего элемента к кислороду.

Опыт показывает, что чем больше способность элемента окис-
ляться в данных условиях (при данном составе шлака), тем при
большей его концентрации стабилизируются потери на окисле-
ние (см. рис. 11.3).

Если для вольфрама постоянное значение потерь на окисле-
ние достигается с момента, когда его содержание во флюсе при-
мерно равно 1%, для хрома при 1,5—2%, то увеличение количе-
ства титана, затрачиваемого на окисление, прекращается, когда
его содержание во флюсе равно почти 5%. Интересно отметить,
что потери марганца стабилизируются, когда его содержание во
флюсе равно или даже несколько больше содержания титана,
несмотря на значительно меньшее сродство марганца к кислоро-
ду. Это объясняется тем, что основным окислителем в опыте был
кремнезем; связывая окислы марганца в шлаке, он сдвигает
равновесие реакции в сторону большего окисления марганца.

Влияние грануляции присадки. При увеличении размера час-
тиц присадки уменьшается их удельная поверхность, а также по-
тери на окисление. Потери же на застревание остаются постоян-
ными (см. п. 39). Поэтому увеличивается коэффициент перехода.
Это подтверждается данными исследований В. А. Бесхлебного
о переходе марганца, кремния, хрома и углерода, вводившихся
(поочередно) в керамический флюс со шлаковой основой
А12О3—CaF2—MgO (табл. 11.3).
Для слабоокисляющихся присадок или при безокислительных
условиях сварки влияние грануляции на коэффициент перехода

практически не сказывается.

Так, при изменении размера зерен порошка молибдена в по-
крытии электродов типа ЦН-12 от 0,05 до 0,3 мм переход молиб-
дена в наплавленный металл практически остался тем же.

Влияние относительном
массы флюса и покрытия и
режима сварки. Увеличение
относительной массы покры-
тия kB (за счет увеличения его
толщины на электроде) при-
водит при неизменном содер-
жании присадки в шихте по-
крытия к пропорциональному
увеличению содержания леги-
рующего элемента в наплав-
ленном металле. Однако коэф-
фициент пропорциональности
меньше единицы (см. далее р

Таблица 11.3

Размер частиц, мим Коэффициент перехода
Мп Si Сг с
<56 0,37 0,44 0,59 0,49
56—125 0,40 0,51 0,62 0,57
125—200 0,47 0,51 0,64 0,57
200—250 0,53 0,58 0,67 0,61
250—355 0,54 0,64 0,71 0,62
355—500 0,57 0,66 0,82 0,68
500—700 0,71 0,70 0,74

с. 11.8). Это свидетельствует о

некотором увеличении потерь с увеличением толщины покры-
тия, так как, чем больше толщина покрытия (и больше шла-
ка), тем в среднем длиннее путь, который должны пройти ча-
стицы присадки, чтобы попасть в металл.

Вследствие этого с увеличением kn наблюдается уменьшение
коэффициента перехода и тем более заметное, чем выше окисли-

тельная способность покрытия (рис. 11.8). Это означает, что
с увеличением толщины повышаются потери не только на застре-
вание в шлаке, но и на окисление.

При сварке под керамическими флюсами относительная мас-
са флюса зависит от ее режима. При этом, как показывает опыт,
коэффициент перехода марганца и кремния уменьшается с уве-
личением k$ независимо от того изменяется ли k$ за счет силы
тока или напряжения дуги (рис. 11.9) [7, 8 и др.]. Это облегчает
определение q для данного режима сварки, поскольку зависи-
мость от режима обычно известна или ее можно найти из
опыта. Параметры же режима оказывают более сложное влия-
ние на процесс перехода.

На рис. 11.9 показано, что при одном и том же значении k$
переход марганца тем меньше, чем меньше диаметр электрода,
что В. Л. Бесхлебный объясняет значительно меньшим временем
жизни ванны в случае электродов диаметром 3 мм по сравнению
с временем жизни ванны в случае электродов диаметром 5 мм.

На переход марганца влия-
ет также форма электрода. У

Рис. 11.10. Зависимость содержа-
ния марганца, кремния и хрома
в наплавке от скорости сварки
(флюс ЖСН-1, проволока диамет-
ром 5 мм)

Рис. 11.9. Зависимость коэффици-
ента перехода от относительной
массы флюса. Сварка под флюсом
ЖСН-1 проволокой диаметром
5 мм (сплошные линии) и 3 мм
(штриховые линии)

плоского ленточного электрода условия контакта металла и
шлака (флюса) лучше, чем у круглого, поэтому переход леги-
рующих элементов в случае ленточного электрода выше (см.
рис. 6.1, б). 4

Большие потери легирующих элементов при сварке на обрат-
ной полярности (см. рис. 11.5) объясняются тем, что в случае
обратной полярности Лф « 1, в то время как в случае прямой
полярности йф 0,45 -ь 0,55.

Что касается влияния скорости сварки на переход легирую-
щих элементов, то относительная масса флюса с изменением ско-
рости не изменяется, остаются постоянными и условия протека-
ния реакций на стадии капли. Поэтому уменьшение концентра-
ции легирующих элементов в наплавленном металле с увеличе-
нием скорости сварки (рис. 11.10) (7] и соответствующее умень-
шение коэффициента перехода определяются условиями переноса
присадки из шлака в ванну и окисления в ванне.
При сварке покрытыми электродами режим оказывает мень-
шее влияние на легирование через покрытие.

Взаимное влияние легирующих элементов. При одновремен-
ном легировании несколькими элементами переход каждого из
них можно считать независимым только при отсутствии окисли-
тельных условий при сварке, например при наличии в проволоке,
покрытии или флюсе необходимого количества раскислителей.

В противном случае один из элементов с большим сродством
к кислороду будет играть защитную роль и за счет больших его
потерь уменьшатся потери других элементов. В качестве примера
можно привести сложнолегированиое карбонитно-флюоритовое
покрытие с присадками графита (11% от массы сухой шихты),
3,5% феррохрома, 5% ферромарганца, 5% закиси никеля и фер-
росилиция, введенными одновременно. При увеличении содержа-
ния ферросилиция в шихте покрытия возрастали коэффициенты
перехода марганца и хрома:

Содержание ферросилиция, %.............. 5 10 15 20

ПМп...................................... 0,39 0,72 0,82 0,85

ЧСг...................................... 0,72 0,79 1,0 1,0

Поэтому в легирующие покрытия и керамические флюсы, как
правило, вводят энергичные раскислители: ферросилиций, ферро-
титан и др.
Раздел III

ФОРМИРОВАНИЕ
МЕТАЛЛА
ШВА
ГЛАВА 12

ПОЛУЧЕНИЕ ЗАДАННОЙ ФОРМЫ ШВА

Шов образуется в процессе затвердевания металла сварочной
ванны; его форма, под которой в отличие от формы зоны про-
плавления будем понимать внешние очертания шва, отвечает
очертаниям границы ванны в ее средней и хвостовой частях (на
фронте затвердевания). Поэтому, чтобы получить заданную фор-
му шва, нужно уметь управлять формой поверхности ванны.
Однако сварщик в отличие от литейщика имеет ограниченные
возможности использования различных формующих устройств.

Наиболее часто применяемыми характеристиками формы шва
являются усиление (или ослабление) шва а со стороны источни-
ка (или се отношение к ширине шва а/В) и проплав h с обрат-
ной его стороны, которые берут с положительным или отрица-
тельным знаком в зависимости от их положения относительно
поверхности свариваемого металла (рис. 12.1, а). Однако этим

Рис. 12.1. Схематическое изображение формы сварочной ванны

не исчерпывается характеристика формы шва. Например, при
сварке угловых швов важным показателем (наряду со степенью
вогнутости или выпуклости шва) является соотношение размеров
катетов (рис. 12.1, б и 12.1, в). Очевидно, более благоприятным
с точки зрения прочностй является слегка вогнутый (не ослабля-
ющий значительно сечения) профиль валика с одинаковыми ка-
тетами (рис. 12.1,6).

Большое значение для получения качественной формы шва
имеет также отсутствие подрезов, ровная поверхность шва и др.

Влияние на свойства соединения оказывает также форма зо-
ны проплавления. Так, при сварке мощными дугами под флюсом
иногда (при значительном углублении дуги в разделку) обра-
зуется так называемая бочкообразная форма проплавления с не-
благоприятным характером кристаллизации, и как следствие,
склонностью металла шва к горячим трещинам.

42. ОСНОВНЫЕ ФАКТОРЫ,
ОПРЕДЕЛЯЮЩИЕ ФОРМУ ШВА

Положение поверхности жидкого металла и, значит, очерта-
ние шва зависят от величины и направления сил, действующих
на ванну: силы тяжести, механического действия сварочного ис-
точника (газодинамической силы), электромагнитной объемной
силы, силы поверхностного натяжения, реакции твердых стенок.
В некоторых случаях может иметь значение и реакция паров
металла.

Под действием этих сил металл ванны течет, стремясь занять
положение, отвечающее динамическому равновесию. Однако те-
чение металла ограничивается не только механическими силами,
ко и быстрой потерей им подвижности (затвердеванием) вслед-
ствие быстрого его охлаждения при удалении от зоны, нагревае-
мой сварочным источником.

В квазистационарном состоянии поверхность сварочной ван-
ны у фронта затвердевания сохраняет постоянное положение
(или колеблется около него). Изменение положения поверхности
в процессе сварки приводит к Изменению профиля шва. Так, на-
пример, на поверхности шва образуются чешуйки.

Закономерности образования профиля шва еще мало изуче-
ны. Поэтому ограничимся здесь в основном качественной харак-
теристикой явлений.

Статическое равновесие ванны в неизотермических условиях.
Для оценки влияния неизотермических условий при сварке на
форму поверхности ванны Ю. С. Ищенко и автор данной книги
исследовали простейший случай — неподвижную осесимметрич-
ную ванну, образованную дугой в аргоне с вольфрамовым элек-
тродом (/ = 200 А, С/ == 10 В) в нижнем положении.

Упрощая задачу, рассмотрим действие только трех сил: тя-
жести, газодинамической и поверхностного натяжения.

Силу тяжести можно определить по известному объему ванны
и плотности расплавленного металла. Механическое действие
дуги, как известно, пропорционально квадрату силы тока (см.
п. 6) и было принято равным Рд = 1,25- 10~7/2Н (1,27-10~5 I2 г)
(см. 135].

Сложнее обстоит дело с силой поверхностного натяжения.

Равновесие невесомой жидкости на границе, с газом описы-
вается известным уравнением Лапласа (2.19)
где /?i и /?2 — главные радиусы кривизны поверхности; р — раз-
ность давлений в данной точке поверхности, вызванная искрив-

лением границы раздела фаз.

Сила поверхностного натяжения Р для некоторой поверхно-

сти произвольной кривизны равна интегралу уравнения Лапласа

по поверхности (2.20):

ocos(n, z)dF.

Уравнение Лапласа написано для системы с постоянной тем-
пературой. В то время как вблизи поверхности сварочной ванны
существует резкий перепад температур, что делает неопределен-

Рис. 12.2. Действие сил иа осесимметричную ванну (нижнее положение)

ным представление о величине коэффициента поверхностного на-
тяжения о. Поэтому, например, попытки найти о для металла

сварочной ванны или капли, висящей на электроде, по форме их
поверхности обычными методами принципиально ошибочны.

Трудности в определении силы поверхностного натяжения при

сварке усугубляются еще и тем, что уравнение Лапласа в общем
виде нс интегрируется. Принимая, что ванна имеет сферическую

форму (/?] = /?2 = R)> получим

С 2а , ч

I —cos(n, z)dF.

J R

В принятой схеме сварки неподвижной дутой со сквозным
проплавлением на весу (рис. 12.2, а) сила поверхностного натя-
жения противостоит силе тяжести, равной весу' ванны = gG
и газодинамической силе Рд. При этом нужно учитывать, что по-
верхностное натяжение действует на нижней и верхней поверх-
ностях ванны, имеющих разную кривизну.

Таким образом, условие механического равновесия сил, кото-
рые для удобства расчета примем сосредоточенными и прило-
женными на оси ванны, имеет вид

gG + р 2а dF—2а f cos(n,z) dF = 0,

6 J Л, J
где 1 и 2 — соответственно индексы, относящиеся к нижней и
верхней поверхностям ванны.

Для бесконечно малой площадки dF шарового сегмента, ог-
раниченной двумя параллельными плоскостями, которые отстоят
друг от друга па расстояние dz (рис. 12.3), cos(n, z) = (/?— r)/R
и dF ~2nRdz. Следовательно,

л । ftj

gG-1-Рд—4ло ( ——-dz—4ло | — ~г dz = 0,
J *1 J /?2

о 0

интегрируя и учитывая, что для шарового сегмента
+ Л2, получим

2hR = b2 4-

4ла/11^2

4лоЛ2^9
+ h2

(12.1)

Уравнение (12.1) содержит два неизвестных, так как верхняя

и нижняя поверхности ванны

Рис. 12.3. Поверхность проплава
нижней выступающей части ванны.
Схема к расчету силы поверхност-
ного натяжения

имеют различную кривизну.

Для получения второго урав-
нения воспользуемся условием
сохранения массы. По этому ус-
ловию объемы участка проплава
I def и участка вогнутости на по-
верхности ванны Ганс (рис. 12.2,
б) были бы равны, если при рас-
плавлении объем металла не уве-
личивался на

&v = g(-----

\ Рж Рт

где рж — плотность металла в
жидком состоянии; рт — плот-

ность металла
НИИ.

Изменение
при нагреве

в твердом состоя-

объема металла

должно привести

расплавлении
к увеличению

объема проплава на величину kAV и к соответствующему
уменьшению вогнутости на (1—k)AV. Очевидно, что

VnEF + k^V = VABC—(l-fc)AV. (12.2)

Или, принимая во внимание, что объем шарового сегмента
равен '/блА(3&2 + й2),

h, (3tf + Л?)—/i2(3&f + Л|) = — f----Ц. (12.3)

Система уравнений (12.1) и (12.3) позволяет определить ис-
комые значения ht и й2 (а значит, /?1 и /?2), если известны
G, /\, о, Ь[ и Ь2.

и
Сопоставим расчет с опытом. Опыт проводили следующим
образом. Пластину из стали 1Х18Н9Т толщиной 6 мм устанавли-
вали под неподвижной аргоно-дуговой горелкой с вольфрамовым
электродом так, чтобы можно было вести наблюдение за обра-
зованием проплава. С нижней стороны пластины подавали аргон
для защиты расплавленного металла от окисления. Пластину
проплавляли на весу до образования заметного проплава, тогда
одновременно выключали ток и фотографировали проплав для
определения его величины. Продолжительность горения дуги из-
менялась с тем, чтобы получить различную величину проплава
(и массу ванны).

Поверхностное натяжение стали 1Х18Н9Т определяли мето-
дом неподвижной капли в среде аргона на подложке из окиси
алюминия:

Т, °C......................... 1610 1660 1690 1750

о, 103 Дж/м2 ................. 1325 1430 1435 1460

В расчетах приняли о = 1400 дин/см.

Сопоставление экспериментальных данных с расчетными
(табл. 12.1) показало, что расчетные значения Л| больше опыт-
ных. Это, видимо, объясняется неизотермичностью условий на
границе металл — газ. Представляет также интерес сопоставле-
ние расчетных значений ft2 с опытными. Однако эксперименталь-

Таблица 12.1

Но- мер опы- та Механи- ческое воздей- ствие Дуги Р. И Масса ванны G. г Ширина расплавленной зоны Величина проплава Расчетные значения проплава в жидком состоянии hx, мм
в жидком состоянии 2Ьа, мм в твердом СОСТОЯНИИ, ММ • в жидком состоянии Л,, мм в твердом состоянии, мм
2fti 2*2 Л1 •й'
1 0,5- 10~2 2,32 6,4 6,31 8,51 1.7 1,55 0 2.1
2 0.5- 10~2 2,84 7,72 7,57 8.82 1,95 1,75 0,85 2,25
3 0.5-10-2 3,15 8,05 7,92 9,54 2,2 1,95 0,8 2.65
4 0,5-10-2 2.9 7.5 7,42 9.21 1,95 1.8 0,85 2.5
5 0.5-10-2 3,65 8,8 8,75 10,35 2,47 2.3 1,15 2,95

ные значения h2 в жидком состоянии не получены. Найдем h2,
используя уравнения (12.2) и (12.3). Зная hx в твердом и жид-
ком состояниях, найдем изменение объема участка проплава при
расплавлении. При этом в соответствии с опытными данными
принимаем величину 2Ь\ неизменной.

Найденное изменение объема приравниваем величине &AV,
а поскольку A V = С?(р~!—Р71), то находим k и затем изменение
объема участка вогнутости в верхней части ванны:

V2 = V2 — (1— k)SV,

22 Заказ 1141

337
где V'2 — объем участка вогнутости, определенный в твердом
состоянии; знак минус взят здесь из-за того, что в жидком состо-
янии вогнутость будет меньше, чем в твердом.

По найденному объему участка вогнутости находим величину
Й2 в ЖИДКОМ СОСТОЯНИИ. При ЭТОМ было принято, ЧТО t>2 подобно
не изменяется при затвердевании и что поверхности ванны
в твердом и жидком состояниях являются сферическими.

Расчеты показали, что йг в жидком состоянии в большинстве
опытов имеет отрицательное значение:

Номер опыта........ 1 2 3 4 5

Л2, мм............. —0,31 —0,16 —0,12 —0,17 +0,10

Практически под дугой имеется некоторое углубление, и по-
верхность ванны при сварке без присадочного металла имеет

Рис. 12.4. Зависимость поправки N на
неизотермичностъ от массы ванны

вид, показанный схематически
на рис. 12.2, в. Ввиду волнооб-
разной формы поверхности и
незначительной общей вели-
чины йг в первом приближе-
нии внешнюю (со стороны ду-
ги) поверхность ванны можно
рассматривать как плоскую.

Кроме того, нужно учесть,
что о уменьшается с повыше-
нием температуры, вследствие
чего на внешней поверхности
ванны можно ожидать значи-

тельного уменьшения Р2. Это
позволяет пренебречь силой поверхностного натяжения
действующей на этой поверхности.

Оценим влияние неизотермичности условий на границе ме-
талл — газ. Действие этого фактора наиболее заметно со сторо-

ны проплава, где вследствие интенсивного охлаждения поверх-
ности металла должен существовать слой с повышенными
вязкостью и поверхностным натяжением. Этот слой, действуя
подобно эластичной пленке, является дополнительным (не уч-
тенным расчетом) фактором, препятствующим увеличению про-
плава. Существование такого слоя со стороны дуги невероятно.

Определив сопротивление N, вызываемое неизотермическими
условиями. Очевидно, что

£С+рд-м=р;+р2

(12.4)

где —сила поверхностного натяжения, отвечающая данным
(опытным) значениям кривизны поверхности проплава (/?, и hi)
при изотермических условиях (в дальнейшем будем обозначать
ее просто Р).
Рис. 12.5. Схема
сварочной ванны
на вертикальной
плоскости

Силу Р2 примем равной нулю. Поправка на неизотермичность
/V оказалась в интервале исследованных режимов пропорцио-
нальной весу ванны N = 0,23gG (рис. 12.4).

Течение ванны. С увеличением размеров ванны увеличивает-
ся се поверхность и сила поверхностного натяжения Р = oF. Но
поскольку объем тела увеличивается быстрее его поверхности,
неизбежно должен наступить момент, когда поверхностное натя-
жение уже не сможет уравновешивать силу
внешние силы, и расплавленный металл
получит возможность свободно течь под
действием этих сил.

В рассмотренном выше случае сварки
на весу металл, вытекая из ванны, образу-
ет ненормально большой проплав или, если
металл не успеет затвердеть в виде со-
сульки, сквозное отверстие — прожог. При
другом положении ванны, например при
сварке на наклонной плоскости, жидкий
металл натекает на кромку (в направлении
результирующей силы), как это схематиче-
ски показано на рис. 12.5; поверхность шва
получается неровной и несимметричной
формы. Величина и форма натека зависят
от способности металла ванны перемещать-
ся (течь) под действием внешних сил: де-
формироваться и натекать за границу зоны проплавления. Спо-
собность ванны деформироваться будем называть текучестью
ванны, которая зависит от запаса теплоты (энтальпии), ус-
ловий охлаждения вытекающего металла и ее размеров, так как
энтальпия металла в разных зонах ванны неодинакова. Наибо-
лее нагретым (и потому наиболее подвижным) является металл
головной части ванны, в хвостовой же ее части перегрев металла
снижается и вязкость его взрастает. Вблизи стенок ванны, даже
в головной ее части имеется слой металла, находящийся в твер-
до-жидком состоянии. Очевидно, чем больше размеры ванны,
тем большую ее часть составляет горячий (сильно перегретый)
металл, тем больше тепловая инерция ванны и тем больше вре-
мя, затрачиваемое на ее охлаждение до «нулевой текучести».
К тому же, чем больше размеры ванны, тем больше нагрев окру-
жающего металла и тем, следовательно, медленнее отводится
теплота от ванны. Поэтому, чем больше размеры ванны, тем
больше ее текучесть.

При наплавке горизонтального валика автоматом с постоян-
ной скоростью на наклонной его плоскости поперечное сечение
вследствие текучести ванны оказывается асимметричным
(рис. 12.6, а). Отношение площадей F1/F2 может служить харак-
теристикой текучести ванны. Значения FJF2, полученные для не-
скольких типов электродов, являются критерием при подразде-
22* 339
лении их на горячие (ЦМ-7С), промежуточные (УОНИ-13) и
холодные (смеловым покрытием) (рис. 12.6,6).

Эксперименты подтверждают, что на текучесть ванны основ-
ное влияние оказывает ее масса (рис. 12.6, 6). Из рис. 12.6, б
г видно, что меньшим скоростям сварки (большим размерам ван-
ны) соответствуют большие значения отношения FJF<^ т. е.
большая текучесть ванны.

Из сказанного следует, что о текучести ванны можно судить
по ее массе G, которая может быть определена экснерименталь-

но или расчетом (п.

Рис. 12.6. Опенка жидкотекуче-
сти но асимметрии валика, на-
плавленного на наклонную
плоскость (а), и зависимость
степени асимметрии от и< u и ти-
па электрода (б).

Электроды; / ИМ 7С,
2 - УОПИ-13; 3 меловые

V б) ’

При сварке (в отличие от литья) объем и температура метал-
ла зависят от параметров процесса, взаимно связаны между со-
бой и не могут регулироваться раздельно. Поэтому литейные
технологические пробы, сущность которых заключается в том,
что некоторое количество металла, нагретого до определенной
температуры, заливают в форму с каналом и по длине его части,
заполненной металлом, судят о текучести последнего, при сварке
применять нельзя.

Влияние текучести ванны на технологические особенности
процесса. Понятие о критической массе ванны. Текучесть сва-
рочной ванны является важным фактором, определяющим фор-
мирование шва. При сварке в нижнем положении влияние теку-
чести проявляется в меньшей степени и сказывается в основном
на профиле усиления шва (табл. 12.2), за исключением сварки
на весу, при которой большая текучесть ванны приводит к необ-
ходимости уменьшить погонную энергию, во избежание провиса-
ния шва и прожогов.

Таблица Г2,2

Тип (марка) электрода Огноше- Масса Относитель
ние Fi. Fi ванны, г ное усиление
а/В
Холодный (меловые, голые) 1.1 0,1—1,0 0.4— 0,5
Промежуточны!'! (OMAV5, УОНИ-13) . . - О 2 0,15-0,25
Горячий (ЦМ-7С) 3 4 0.1

Примечание. Режим сварки: /-20(1 А, и «9 м ч
Но особенно ярко выражена роль текучести ванны при свар-
ке в вертикальном или потолочном положении, когда твердые
стенки не препятствуют или препятствуют в меньшей степени
(по сравнению с нижним положением) течению металла.

Сопоставление наплавок, выполненных в нижнем и потолоч-
ном положениях (при одинаковом режиме сварки), показывает,
что потолочные наплавки, как правило, характеризуются боль-
шей глубиной проплавления, более выпуклой формой валика
(рис. 12.7) и соответственно большими величинами отношений
Н/В и а/В. Указанное объясняется более благоприятными усло-
виями стекания жидкого металла. Стекание металла под дейст-
вием силы тяжести, с одной стороны, увеличивает выпуклость
валика, а, с другой, уменьшая прослойку жидкого металла под
дугой, усиливает проплавление. Очевидно, что стекание метал-
ла должно быть тем большим, чем больше текучесть ванны.
Действительно, между текучестью ванны и формой потолочного
валика имеется закономерная связь (табл. 12.3).

Таблица 12.3

Тип (марка) электрода

Масса
ванны, г

Изменение характеристик формы
шва при потолочной сварке в %
от значения при нижней сварке

Холодный (меловые ВИЛМ-25) . . .

Промежуточный (ОММ-5, УОНИ-13,
целлюлозные)...................

Горячий (ЦМ-7С)................

0,1 -1,0

3 -16 Слегка умень-
шается

10—150 7—108

Потолочная сварка невоз-
можна

Такая же связь существует между текучестью (массой) ван-
ны и пригодностью электродов для сварки в различных прост-
ранственных положениях.

Сопоставляя электроды различных марок по массе ванны
(при одном и том же режиме сварки), можно подразделить их
на три группы: с малыми значениями G (ВИАМ-25, с меловым
покрытием, голые); со средними значениями G (ОММ-5,
УОНИ-13 и др.) и электроды с большими значениями G
(ЦМ-7С). Такое подразделение электродов соответствует их раз-
бивке на холодные, промежуточные и горячие (по технологичес-
ким свойствам).

Холодные электроды (наименьшая масса ванны) позволяют
вести сварку в любом пространственном положении и заварку
сравнительно больших зазоров; электроды промежуточного ти-
па -- сварку в вертикальном и потолочном положениях. Допуски
на зазоры при сварке этими электродами должны быть более
жесткими.
Рис. 12 7. Форма валиков, наплавленных в нижнем и потолочном положениях
(электроды диаметром 4 мм, I — 150 А, скорость сварки 9 м/ч)
Горячие электроды (наибольшая масса ванны) не пригодны
для сварки в потолочном, вертикальном и наклонном положе-
ниях ванны и требуют еще более плотной пригонки кромок (по
сравнению с промежуточными) при сварке в нижнем положе-
нии. Естественно, что при сварке под флюсом, где масса ванны,
а значит и текучесть, значительно больше массы и текучести при
сварке покрытыми электродами, требования к сборке и подготов-
ке соединений под сварку значительно ужесточаются.

Таким образом, текучесть или масса ванны являются основ-
ным показателем, характеризующим возможность применения
сварки в том или ином пространственном положении, при тех
или иных требованиях к сборке и подготовке соединений.

Отметим, что текучесть ванны более всего характеризуется
не всей массой ванны, а той ее частью, которая выплескивается
при опрокидывании.

Массу ванны определяют скоростью плавления основного и
электродного металлов и скоростью их затвердевания (см. гл. 1
и 2). В пределах одного процесса масса ванны может значитель-
но изменяться за счет режима сварки, диаметра электрода и т. д.

Изменения массы ванны при одном и том же режиме сварки
(при одной силе тока и скорости сварки) для различных типов
электродов (табл. 12.2) объясняются разным коэффициентом
плавления цр и рабочим (номинальным) напряжением дуги.
Вследствие этого мощность дуги при одинаковой силе тока у хо-
лодных электродов значительно меньше, чем мощность дуги
у горячих электродов:

Холодные (меловые). . . . (13-5-17)/, Вт
Горячие (ЦМ-7С)...... (27-*-33)/, Вт.

Для облегчения выбора режима, обеспечивающего сварку
в данных технологических условиях, например в потолочном
положении, целесообразно использовать понятие критической
массы ванны, т. е. такой массы, которая является предельно до-
пустимой в этих условиях. Увеличение массы ванны выше ее кри-
тического значения приводит к нарушению стабильности процес-
са формирования шва.

Критическую массу ванны находят из опыта. Зная ее, можно
определить область режимов, пригодных для сварки в том или
ином пространственном положении, в тех или иных условиях.
Покажем это на примере сварки неповоротных стыков труб из
нержавеющей стали (Х18Н9Т) толщиной 2,5; 4 и 6 мм. Для оп-
ределения критической массы ванны накладывали в аргоне не-
плавящимся электродом швы на пластины, установленные под
разными углами к горизонту, с тем, чтобы создать условия, ими-
тирующие сварку в разных точках неповоротного стыка трубы
(рис. 12.8). Для каждой толщины металла и для каждого про-
странственного положения ванны выполняли серию швов на
разных режимах с тем, чтобы установить предельный режим, за
которым начинается вытекание металла из ванны и формирова-
ние шва становится неудовлетворительным, и отвечающую этому
режиму массу ванны — критическую массу. Критерием качества

Рис. 12.8. Положение свароч-
ной ванны в пространстве
при сварке неповоротного
стыка

Рис. 12.9. Зависимость критической мас-
сы G ванны от ее положения в простран-
стве и толщины металла

I — 0, 2 — 4 и 3 2мм

формирования шва служила форма и величина проплава с об-
ратной (противоположной дуге) стороны шва.

Критическая масса ванны зависит от ее положения в про-
странстве и от толщины металла (рис. 12.9). Влияние угла на-

Рис. 12.10 Продольный разрез ванны при разных ее пространственных
положениях при сварке тр\бы со стенкой толщиной 6 мм

клона ванны к горизонту тем больше, чем больше толщина ме-
талла и чем, следовательно, больше объем ванны. Подъем кривых
при а — 270° объясняется тем, что вертикальное положение
ванны удобнее наклонного (полупотолочного) при а — 225°
(рис. 12.10).

Отметим, что при одинаковых с геометрической точки зрения
положениях ванны, соответствующих углам 90 и 270°, критичес-
кая масса немного больше при а = 90°. Это объясняется тем, что
при сварке на спуск (а = 90°) точка А, определяющая величину
проплава, располагается наверху ванны. Гидростатическое дав-
ление металла в ванне незначительно, скоростной напор дугово-

го потока не ускоряет вытекание металла, так как сварочная го-
релка расположена в нижней части ванны.

При сварке на подъем (а = 270 ) точка /1 оказывается внизу,
точке больше и способствует

Гидростатическое давление в згой
натеканию металла. Этому же
cnocoociвует наклон стенок ван-
ны и положение горелки вверху
ванны. Критическая масса ванны
при любом ее пространственном
положении оказывается боль-
шей при большей толщине ме-
талла вследствие углубления
ванны в металл. Режим сварки,
очевидно, надо выбирать, исходя
из того, чтобы при всех условиях
масса ванны была бы меньше
критической.

Поскольку критическая мас-
са зависит от положения ванны
в пространстве (см. рис. 12.8),
режим сварки неповоротного сты-
ка должен изменяться с измене-
нием угла наклона ванны. При
постоянном режиме сварки неиз-
бежно будет изменяться величи-
на проплава. Для грубой оценки
этого изменения (чтобы срав-

Рнс 12.11. Зависимость величины
проплава Л от положения ванны
в пространстве при сварке трубы
со стенкой толщиной 6 мм (и),
4 мм (б) и 2.5 мм (в):

НИТЬ С существующими нормами / — расчетная и 2 - опытней криные.
и допусками) 10. С. Ищенко

предложил в уравнении (12.1) вместо веса ванны gG ввести
проекцию gG cos а по направлению нормали к поверхности ме-
талла (угол « отсчитывают от зенита против часовой стрелки,
рис. 12.8).

Расчеты, выполненные применительно к сварке неповоротных
стыков труб из стали 1Х18Н9Т диаметром 76 мм со стенкой тол-
щиной 2,5 мм, показали совпадение с опытом лишь при углах
а = 0—135° (рис. 12.11). При других положениях ванны расчет-
ные и опытные кривые расходятся и тем больше, чем больше
толщина свариваемого металла (т. е. чем больше размеры ван-
ны). При этом опытные значения h больше расчетных. Это рас-
хождение является следствием текучести ванны, неучитываемой
расчетом, в котором ее рассматривали как некий твердый «вкла-
дыш», способный перемещаться только в направлении нормали
к поверхности. Исследование показывает, что изменения h с из-
менением угла (1 значительны и чтобы не выходить за пределы
следующих допусков во многих случаях необходимо регулиро-
вать режим, что при автоматической сварке можно сделать по
заданной программе.

Об образовании подрезов в процессе формирования шва.
При сварке на некоторых режимах, особенно при сварке на боль-
шой скорости, наблюдаются подрезы (несплавления) по краям
шва. Появление подрезов объясняют интенсивным оттеснением
газодинамической силой жидкого металла из головной части ван-
ны в хвостовую часть, где он быстро затвердевает, не успевая
равномерно распределиться по всей ширине шва. *

Условием образования характерного для швов с подрезами
профиля с горбом в середине и с углублениями у краев шва яв-
ляется такое расположение зеркала ванны, при котором ее уро-
вень в точке начала кристаллизации металла на линии сплавле-
ния (на оси у, рис. 3.21) находится ниже поверхности основного
металла. Образование горба в середине шва при этом связано
с острым профилем распределения скоростного напора (газоди-
намического давления), создающего сильный подпор на оси
ванны.

Влияние динамических эффектов. Уравнения, выведенные из
условий статического (при неподвижной ванне) или квазистати-
ческого (при движущейся ванне) равновесия сил, действующих
на ванну, пригодны для описания стабильного процесса форми-
рования шва (при отсутствии заметных возмущений).

Однако при сварке нередко наблюдаются резкие изменения
параметров процесса, вызываемые либо случайными, либо систе-
матическими причинами. Так, при коротком замыкании дугового
промежутка каплей электродного металла происходит быстрое
увеличение силы тока, заканчивающееся взрывообразным раз-
рушением перемычки и волнообразными движениями поверхно-
сти ванны [132]. При сварке на весу (при больших амплитудах
колебаний) возможен прорыв жидкого металла и образование
прожога при массе ванны, меньшей критической в условиях ста-
тического нагружения. Провисание (выпучивание) нижней по-
верхности ванны (максимальная амплитуда колебаний) увеличи-
вается с увеличением силы тока короткого замыкания (с повы-
шением магнитогидродинамических сил), с уменьшением
толщины слоя жидкого металла под дугой (с уменьшением инер-
ционности ванны). Роль этих факторов, а также пространствен- .
ного положения ванны показано на рис. 12.12 и 12.13 (поданным
работы Г. Г. Чернышева и А. А. Акулова) [132]. /Меньшее прови-
сание отвечает большей толщине металла и меньшей скорости
сварки. При прочих равных условиях наименьшее провисание
наблюдается в потолочном положении (а = 180°), когда дина-
мические силы со стороны дуги действуют против силы тя-
жести.

Колебания силы тока особенно заметны при импульсной свар-
ке, где они носят строго закономерный характер. Быстрое увели-
34G
чение силы тока до очень высоких пиковых значений приводит
к резкому увеличению магнитогидродинамической силы. Это
увеличивает опасность прорыва металла (прожога) и требует
при импульсной сварке на весу ограничения токового режима по
сравнению с режимом при обычной сварке.

Рис. 12.12. Зависимость
максимального выпучи-
вания поверхности ванны
от режима сварки и тол-
щины £ пластины:

1 и 2 — соответственно
исв — 15 н 20 м/ч. б —
— 2 мм; 3 — исв — 20 м/ч.
б — 12 мм; /к 3— сила то-
ка короткого замыкания

Ударные нагрузки, очевидно, тем опаснее (тем скорее могут
привести к деформации ванны, выходящей за допустимые пре-
делы), чем больше провисание поверхности ванны в статических
условиях (на которое накладываются колебания, вызванные
динамическими силами), а также чем меньше толщина слоя
жидкого металла (глубина ванны) под дугой.

Амплитуда колебаний, возникающих при импульсном воздей-
ствии на ванну, зависит по данным В. А. Букарова и Ю. С. Ищен-
ко от соотношения между силой, действующей на ванну, и мас-
сой ванны. Колебания поверхности ванны, изменяя, толщину
жидкой прослойки под дугой, влияют на глубину проплавления.

Деформация ванны, как показывает скоростная киносъемка
(Г. Г. Чернышов и др.), может носить местный характер, при
котором в движение вовлекается лишь часть ванны. Местная
деформация возможна при локальном приложении динамической
нагрузки на небольшом участке поверхности ванны.
43. ПРИБЛИЖЕННЫЕ РАСЧЕТЫ ПАРАМЕТРОВ ФОРМЫ ШВА

Способы расчета отдельных элементов формы шва разрабо-
таны практически лишь для оценки величины проплава при
сварке на весу в нижнем положении. Большое внимание, уде-
ляемое исследователями проплаву, объясняется тем, что к его
величине предъявляют зачастую очень жесткие требования, по-
скольку, например, при сварке трубопроводов отрицательный
проплав ослабляет прочность стыка, а положительный, умень-
шая рабочее сечение, увеличивает гидродинамическое сопротив-
ление трубы. В то же время формирование шва с заданной ве-

Рис. 12.14. Аппроксимация поверхности сварочной ванны в виде
цилиндрической поверхности

личиной проплава вызывает большие затруднения, если, что бы-
вает часто, невозможно применить формирующие съемные или
остающиеся подкладки, и сваривают на весу, а доступ к обрат-
ной стороне шва для последующей подварки или механической
обработки затруднен или невозможен.

Для расчета величины проплава используем выражение
(12.4), принимая, как и прежде, Р2 — 0;

Р-Рл—tfG+N =0. (12.5)

Выше, говоря о равновесии ванны, был рассмотрен простей-
ший случай — неподвижная осесимметричная ванна. При дви-
жении ванны осевая симметрия нарушается, ванна в той или
иной степени вытягивается и форма ее поверхности отклоняется
от сферической, что усложняет расчет силы поверхностного на-
тяжения. Ю. С. Ищенко и автор данной книги допустили, что по
верхность ванны является частью цилиндрической поверхности
(рис. 12.14), расположенной наклонно по длине ванны от точки
В (начало ванны) до точки А (конец ванны). Такая поверхность
является поверхностью с кривизной в одном направлении, т. е.

== R, а /?2 = оо, что весьма упрощает расчет.
В этом случае сила поверхностного натяжения
Р — f pcosHdF,

где 0 — угол между вертикальной осью и перпендикуляром
к участку поверхности dF\ р—разность давлений, возникающая
на искривленной межфазной границе, в соответствии с уравне-
нием Лапласа в любой точке поверхности ванны

Из геометрических соображений dF = dldx — RdQdx, тогда

Г-g cos 3 ф

/>=jpcostMF = j 2 jcos p cos6/?J0Jx.
f о b

Интегрируя это выражение в пределах от 0 до ср и затем от О
до х = La cos р и учитывая, что

cos ср = ——— ' (12.6)

z = xtg₽,

(12-7)

получим

2а sin р

2 tg2 р

arcsin

L sin р — R

2RLcos р
tg Р

L sin p — R

—L2 cos2P +

tiR2

4 tg2 P

(12.8)

Связь между углом p и параметрами ванны найдем из соот-
ношений

sin р cos Р =

АС АВ .
ВС ВС ’

из подобия треугольников АВС и ACD
АВ _ СР
'ВС ~ АС *

следовательно,

sin р cos р =

CD h
~bc"~l

или

/г = L sin р cos р.

(12.9)
Радиус цилиндрической поверхности /? найдем из выражений
(12.6), (12.7), (12.9), учитывая, что г = АС = Lh tg р:

/? = g;±4f-;isin2P (12.10)

8L sin p

Подставляя формулу (12.10) в выражение (12.8) и прини-
мая во внимание выражения (12.5) и (12.9), можно определить
величину проплава h по известным В, £, G, о, N, что удоб-
нее всего сделать графическим путем. Несмотря на грубое при-

/
/

Рис. 12.15. Аппроксимация поверхности ванны в виде торовой
поверхности:

а — поперечное и б — продольное сечения шва

ближение, расчет дает удовлетворительное совпадение с опыт-
ными данными (ошибка до 10%).

Ближе к действительности представить поверхность ванны со
стороны проплава в виде части поверхности тора (рис. 12.15, по
В. А. Букарову, Ю. С. Ищенко). Такая аппроксимация позволя-
ет учесть двойную кривизну ванны и в то же время пе слишком
усложняет расчетные формулы.

Решение задачи по такой схеме имеет вид

и может быть представлено в виде номограммы [35]. При малых
значениях h можно пренебречь величиной /г2, что упрощает ис-
пользование выражения (12.11).

44. ПУТИ УПРАВЛЕНИЯ ФОРМОЙ ШВА

Для получения требуемой формы (очертания) шва необхо-
димо достигнуть такого соотншения сил, действующих на ван-
ну, и такой степени текучести, при которых профиль жидкого
металла на фронте затвердевания соответствовал бы такой фор-
ме. На практике это достигается за счет режима и техники свар-
350
ки, применения различных формующих устройств и некоторых
других средств.

Регулирование формы шва за счет режима и техники сварки.
Как было отмечено, при свободном формировании шва решаю-
щую роль играет масса ванны.

Выбирая режим, при котором масса ванны не превышает кри-
тического значения, можно обеспечить нормальный процесс фор-
мирования шва, исключающий появление прожогов, натеков и
т. п. Для этого надо знать, во-первых, критическую массу ванны
при сварке в данных условиях (см. п. 42) и, во-вторых, зави-
симость массы ванны от режима.

Однако нужно помнить, что применение режимов, позволяю-
щих получить ванну, масса которой не превышает критическую,
часто вступает в противоречие с требованиями повышения про-
изводительности сварки. Кроме того, может оказаться, что та-
кие режимы не обеспечивают и другие требования, например
нужной глубины проплавления и т. п. В таких случаях прихо-
дится применить принудительное формирование шва.

Режим и, особенно, технику сварки можно использовать для
тонкого воздействия на формирование шва. Это воздействие свя-
зано прежде всего с условиями охлаждения и затвердевания ме-
талла шва. Так, уменьшая угол наклона электрода к горизонту
при сварке втавр и направляя дугу больше на вертикальную
стенку, можно снизить нагрев горизонтальной полки и за счет
этого получить вместо шва, показанного на рис. 12.1,в, шов с рав-
ными катетами (рис. 12.1,6) при прочих одинаковых условиях.

Нагрев и охлаждение металла ванны и отчасти свариваемого
металла можно просто и достаточно эффективно регулировать
с помощью колебательных движений электрода (и с ним пятна
нагрева).

Колебания электрода (поперечные, продольные или комби-
нированные) позволяют в известных пределах рассредоточить
тепловой поток на ванну, охлаждая металл при отводе электро-
да с того или иного участка ванны и тем устраняя течение ме-
талла в нежелательном направлении.

Колебания плавящегося электрода позволяют одновременно
регулировать скорость поступления присадочного металла на
различные участки шва.

Техника сварки с колебательными движениями электрода
широко применяется при ручной и в последнее время при авто-
матической сварке. Так, Г. Г. Чернышевым предложено и иссле-
довано применение* поперечных колебаний электрода при свар-
ке в углекислом газе корневого шва неповоротных стыков труб.
Колебания уменьшают опасность появления прожогов и возмож-
ность стекания металла при наклонном положении сварочной
ванны, а также уменьшают выпуклость шва со стороны дуги, что •
облегчает сварку последующих слоев. Применение поперечных
колебаний возможно, естественно, при большой толщине метал-
ла, т. е. когда нет жестких ограничений по ширине шва. Коле-
бания электрода и режим сварки при этом могут программиро-
ваться.

Принудительное формирование шва. Заданный профиль шва
наиболее просто можно получить, применяя различные форми-
рующие устройства.

При сварке в нижнем положении обратная сторона шва фор-
мируется специальными медными или реже керамическими под-
кладками или слоем флюса (сварка на флюсовой подушке). В
Японии для этой цели используют специальную ленту, изготов-
ляемую на основе минеральных волокон.

Формирующие устройства позволяют вести сварку на высо-
копроизводительных режимах большой мощности, недостижи-
мых при сварке на весу. Масса ванны при этом может быть
весьма большой, превышающей критическую массу. Классичес-
ким примером применения формирующих устройств является
электрошлаковая сварка. Формирующие устройства типа ползу-
нов получают применение и при вертикальной сварке в углекис-
лом газе, порошковой проволокой и т. п.

Разрабатываются способы принудительного формирования
шва при сварке пеповоротных стыков труб. Например, способ
полупринудительного формирования, в котором специальный
медный водоохлаждаемый ползун закрывает лишь хвостовую
часть ванны, предупреждая стекание металла при наклонном
ее положении. Таким способом неповоротные стыки труб свари-
вают за два полуоборота сварочной головки (рис. 12.16), при
этом обеспечивается формирование внешней поверхности шва.
Требуемую форму внутренней поверхности шва получают за счет
применения подкладки или предварительной заварки корневого
шва [133].

К способам принудительного воздействия на формирование
шва относится способ формирующего давления (предложенный
Ю. С. Ищенко), заключающийся в том, что на стыке, подлежа-
щем сварке, устанавливают снаружи или изнутри съемную ка-
меру, в которой создается избыточное или недостаточное (по от-
ношению к атмосферному) давление. Это давление регулируется
таким образом, чтобы разность давлений внутри и снаружи сты-
ка (формирующее давление), противодействуя силе тяжести и
другим силам, способствовала бы получению заданного одина-
кового размера проплава, независимо от пространственного по-
ложения ванны. Для этого формующее давление по периметру
стыка должно изменяться по соответствующей программе. Эф-
фективность регулирования величины проплава (внутри трубы)
с помощью формирующего давления при разных пространствен-
ных положениях ванны при сварке труб из стали 1X18119T диа-
метром 108 мм со стенкой толщиной 6 мм показана на рис. 12.17.
При отсутствии формирующего давления проплав (кривая /) из-
меняется от 1,8 мм при нижнем положении ванны (а == 0) до
352
0,3 мм при потолочном положении (а = 180°). Применяя же фор-
мирующее давление по разработанной для данного случая про-
грамме, получим равномерный проплав (кривая 2), колеблю-
щийся в пределах от 4- 0,12 до + 0,2 мм. Величину проплава
можно регулировать изменением формирующего давления на
одинаковую величину при всех значениях угла а (т. е. без из-
менения программы). Так, взяв формирующее давление на 5 мм

Рис. 12.16. Схема сварки неповоротно-
го стыка трубы с полупринудитель-
ным формированием внешней поверх-
ности шва:

1 — электрод; 2 — формирующее устрой-
ство

Рис. 12.17. Величина проплава h при
сварке трубы:

/ •— обычным способом; -2 — с форми-
рующим давлением и 3 — то же, при
формирующем давлении, уменьшенном иа
5 мм вод. ст.

вод. ст. меньше, чем давление, при котором получается плоская
внутренняя поверхность шва (кривая 2) и не изменяя програм-
мы формирующего давления с изменением угла а, получим ве-
личину проплава + 0,6 мм по всему стыку (кривая 3).

Другие способы направленного воздействия на формирова-
ние шва. Определенные возможности для управления формиро-
ванием шва заложены в импульсной сварке, при которой за
счет периодического охлаждения (и частичного затвердевания)
ванны создаются условия, препятствующие деформации фрон-.
та затвердевания.

Однако при импульсной сварке имеют место, как отмечалось,
значительные динамические воздействия на ванну и возникает
опасность нарушения нормального формирования шва.

Динамический характер действующих сил значительно ослаб-
ляется при так называемой пульсирующей сварке, при которой
сила тока и напряжение плавно изменяются во времени по неко-
торой кривой, например по экспоненте, в то время как положи-
тельная роль периодического уменьшения теплового потока на
ванну, присущая импульсной сварке, при этом сохраняется.

23 Заказ 1141 353
Возможно комбинирование пульсирующего теплового потока
с колебаниями электрода, когда в моменты при максимальной
мощности дуга направляется на кромки, а при минимальной —
на середину шва.

Необходимого для качественного формирования шва рассре-
доточения нагрева и уменьшения размеров ванны (без сниже-
ния производительности) можно достигнуть, применяя много-
электродную сварку — сварку двумя электродами, расположен-
ными вдоль оси шва на таком расстоянии друг от друга, чтобы
могла образоваться раздельная ванна.

Возможно также управление формированием шва с помощью
постороннего магнитного поля.

Известно, например, что расплавленный металл можно под-
держивать во взвешенном состоянии за счет электродинамиче-
ских сил, возникающих при взаимодействии внешнего магнит-
ного поля с полем вихревых токов, наведенных в металле (явле-
ние левитации). Делаются попытки использовать это явление
для поддержания сварочной ванны при сварке на весу. В лабо-
раторных условиях получены положительные результаты [39].
Трудности, возникающие при осуществлении этой в принципе
простой идеи, высказанной еще Б. Е. Патоном и В. К* Лебеде-
вым в 1964 г., состоят в следующем: магнитное поле, воздейст-
вуя на ванну, не должно оказывать влияние на дугу, т. е. зона
воздействия поля должна быть ограничена; в начальном неуста-
новившемся периоде необходима непрерывная регулировка не-
которых параметров поля в связи с изменением электропровод-
ности металла по мере его разогрева и проплавления. Эти и дру-
гие трудности являются причиной того, что магнитное управле-
ние ванной еще не получило промышленного применения.
ГЛАВА 13

ОБРАЗОВАНИЕ МАКРОХИМИЧЕСКОЙ

НЕОДНОРОДНОСТИ В МЕТАЛЛЕ ШВА

Сварной шов является результатом расплавления кромок
соединяемых элементов и электродного (присадочного) метал-
ла, образования общей ванны и направленной кристаллизации
металла ванны на кромках соединяемых элементов.

Кристаллиты растут в направлении теплоотвода нормально
к поверхности затвердевания.

Скорость роста кристаллитов (скорость кристаллизации)
окр определяется скоростью сварки t>CB и углом а между нор-
малью и осью шва в данной точке:

Цф = усв cos а.

• »

Скорость кристаллизации изменяется от нуля на линии сплав-
ления (а = 90°, cos а = 0) до оКр = ^св на оси шва в хвостовой
части ванны (а = 0, cos а = 1).

Отметим, что скорость кристаллизации изменяется в прост-
ранстве (по фронту затвердевания) и во времени. Последнее вы-
звано колебаниями в тепловом и механическом воздействии ис-
точника энергии на ванну и неравномерным периодическим ха-
рактером процесса кристаллизации вследствие периодического
выделения скрытой теплоты кристаллизации и других причин.

С перемещением сварочной ванны изменяется направление
теплоотвода в данной точке и соответственно направление роста
кристаллитов. Это приводит к искривлению осей кристаллитов в
направлении от периферии к центру шва.

В зависимости от состава металла, условий сварки и формы
ванны, определяющих тепловую и концентрационную обстанов-
ку на фронте затвердевания, возможен различный характер пер-
вичной кристаллизации металла шва и разная степень развития
ликвационных процессов в нем.

Вопрос о влиянии условий сварки на схему кристаллизации,
первичную структуру металла шва и его макрохимическую не-
однородность рассмотрен в ряде монографий (см., например
[105]). Здесь ограничимся вопросами-макрохимической неодно-
родности металла шва, связанной с процессами, протекающими
на электроде и в ванне.
Макрохимическая неоднородность может возникнуть при
сварке разнородных металлов, при разных составах сваривав’
мого и электродного (присадочного) металлов, а также при мно-
гослойной сварке, когда в результате химических реакций состав
металла шва отличается от состава переплавляемого металла и
изменения состава увеличиваются от слоя к слою.

Основной причиной возникновения неоднородности в грани-
цах однослойного металла шва является, очевидно, неполное пе-
ремешивание металла в ванне или в отдельных ее частях1. Рас-
смотрим это подробнее.

45 ОБРАЗОВАНИЕ НЕОДНОРОДНОСТИ

В МЕТАЛЛЕ ШВА ВСЛЕДСТВИЕ НЕПОЛНОГО ПЕРЕМЕШИВАНИЯ
ПРИ СПЛАВЛЕНИИ МЕТАЛЛОВ РАЗНОГО СОСТАВА

Рассматриваемый случай возможен, когда основной и элек-
тродный металлы имеют разный состав, например при сварке
перлитной стали аустенитными электродами или при сварке раз-
нородных металлов, перлитной стали с аустенитной, стали с
медью и т. п.

Благодаря интенсивной конвекции (см. п. 20) металл ванны
обычно хорошо перемешивается, что обеспечивает однородность
основной массы металла шва. Однако вблизи границы сплавле-
ния с основным металлом в металле шва существует тонкая про-
слойка переходного состава, так называемый переходный или
непромешивающийся слой переменного состава [91).

Перемешивание металла в каплях. О перемешивании метал-
ла на стадии капли можно судить по распределению в капле, за-
фиксированной на торце электрода, легирующих элементов, ко-
торые переходят из покрытия в нес при плавлении электрода.
Можно надеяться, что таким путем удастся получить картину,
близкую к действительной, хотя возможно некоторое выравни-
вание состава по объему капли в процессе ее затвердевания.

Капли (рис. 13.1) получали плавлением электродов диамет-
ром 6 мм из нелегированной проволоки, содержащей 0,33% Мп
(Св-08А) и с фтористо-кальциевым покрытием, содержащим
35% металлического марганца при обычном режиме сварки.

Рентгеноспектральный анализ показал, что марганец в капле
равномерно распределен в радиальном и в продольном направ-
лениях. Участок перехода от нелегированного металла электрод-
ного стержня к металлу капли сосредоточен в узкой области,
прилегающей к неоплавленному торцу электродного стержня
(рис. 13-2) и составляет 200—250 мкм. При длине капли около
4 мм это составляет всего 5—6% от ее линейного размера, что
подтверждает наличие в ней интенсивных конвективных потоков.

1 Случай расслоения расплава вследствие взаимной нерастворимости ком-
понентов при сварке встречается редко.
Узкая зона резкого перепада концентраций свидетельствует о
малом перегреве металла на этом участке и затухании в нем
конвективных потоков. На рис. 13.2 по оси ординат дано отно-

Рис. 13.2. Распределение марганца
в капле в осевом направлении при
легировании через покрытие (стер-
жень электрода Св-08А):

1 — проволока; 2 — капля

Рис. 13.1. Макрофотография
продольного (осевого) сече-
ния капли, зафиксированной
на торце электрода

шение интенсивностей ха-
рактеристической линии
kat марганца в данной точ-
ке капли к интенсивности
той же линии на участке не-
расплавленной проволоки.
По данным химического
анализа среднее содержа-
ние марганца в капле со-
ставляло 7% (лмп 0,65).

Рис. 13.3. Распределение легирую-
щих примесей элементов в капле
в осевом направлении при окисле-
нии их покрытием (стержень элек-
трода Св-Х25Н20):

/ — проволока; 2 — капля

Такое же равномерное рас-
пределение элемента в кап-
ле было найдено и при ле-

гировании хромом несмот-
ря на значительно большую

его тугоплавкость.

Интересно

отметить, что равномерное распределение элемен-

тов в капле было получено также и в обратном процессе — при
окислении примесей легированного металла (проволоки
Св-Х25Г120) в результате взаимодействия его с сильно окисли-
тельным покрытием (гематит, жидкое стекло). При этомуменьше-
ние содержания марганца и хрома сопровождалось увеличением
содержания никеля и железа (рис. 13.3). Увеличение процент-
ного содержания железа вызвано, видимо, не только угаром
марганца и хрома, но и прямым переходом железа из шлака
вследствие восстановления его этими элементами. В этом опыте
участок изменения содержания элементов (переход от исход-
ной концентрации в стержне к постоянному однородному рас-
пределению в капле) равен 300—400 мкм, что составляет менее
10% длины капли. Однако в каплях весьма малого размера
(сварка диаметром 1—2 мм) по косвенным данным А. Г. По-
тапьевского наблюдается заметная неоднородность по ее высо-
те, что, видимо, объясняется стесненной конквекцией в малых
каплях.

Перемешивание металла в ванне. Опыты показывают, что
металл ванны, так же как и металл капель, хорошо перемеши-
вается конвективными потоками.

Так, А. Н. Быков, наплавляя электродом, составленным из
двух частей (по длине), соединенных контактной сваркой низ-
коуглеродистой стали (проволока Св-08А) и хромоникелевого
сплава Х20Н80Т (проволока ЭИ435) и имеющим одно и то же
покрытие, нашел, что распределение хрома в переходной зоне
описывается, экспоненциальной зависимостью, отвечающей тео-
ретическому распределению при полном (идеальном) перемеши-
вании, и сама зона перехода растянута примерно на длину сва-
рочной ванны.

Н. Мори и И. Хории оценивали степень перемешивания ме-
талла в ванне сравнением кривой распределения интенсивно-
стей радиоактивного золота (Au198) по оси х в направлении свар-
ки с теоретической кривой при идеальном перемешивании [162]:

с = соехр(—

где I = 17Лп; V — объем ванны; — площадь поперечного се-
чения шва

Из уравнения (3.6) следует, что

/ v G

с Р Т'в^св •

F ш Р^ш

Таким образом, / представляет собой осредненный путь эле-
ментарного объема металла за время существования ванны.

Интенсивность излучения Au198 в шве изменяется по экспо-
ненте, так же как и теоретическая зависимость при идеальном
перемешивании, что позволяет сравнивать их по величине отно-
шения /ди//- Было найдено, что в ваннах большого объема (6—
30 см3) 1АЛ = 0,8-4-0,9, а в ваннах небольшого объема(2—3 см3)
/ди// = 0,3 0,6. При этом наблюдается тенденция к уменьше-

нию /ап/7 с увеличением скорости сварки и напряжения дуги и к
увеличению /Ли// с увеличением силы тока.
Характер и особенности гидродинамического течения ока-
зывают влияние на тепло- и массоперенос в ванне и на ее одно-
родность.

Кинетику распределения примесей в ванне исследовали
Р. Вудс и Д. Мильнер, использовав модельные материалы. В
ванну с эвтектикой, содержащей 58% Bi — 42% Sn (ТПл = 138°С,
р =8,8 г/см3) вводили каплю (около 5% от объема ванны) рас-
плавленного индия (Тил = 156° С, р = 7,3 г/см3). После различной
выдержки под дугой с вольфрамовым электродом в аргоне ван-

Рис. 13.4. Зависимость продолжи-
тельности полного перемешивания
ванны от силы тока

Параметры 1 2 3
Масса ванны, г . . 11,5 11,5 7,0
Длина дуги, см . . 0, 1-0,2 1.2 1,2

на быстро охлаждалась и подвергалась металлографическому
исследованию. Установлено, что полное перемешивание в ванне
достигается тем быстрее, чем больше сила тока (рис. 13.4) и чем
меньше длина дуги и масса ванны.

Сравнение действия дуги и струн аргона с таким же как у
дуги распределением скоростного напора показало, что в струе
аргона при отсутствии тока время достижения полного переме-
шивания ванны значительно увеличивается. Указанные авторы
рассматривают это как еще одно подтверждение большой роли
электромагнитной силы в развитии конвективных потоков в ван-
не [173].

Благодаря интенсивной конвекции в ванне металл шва, как
правило, однороден по всему сечению. Даже при наличии искус-
ственных возмущений, например при неравномерной укладке в
разделку шва легирующей присадки, наблюдается значительное
выравнивание состава металла по длине шва. Лишь вблизи ли-
нии сплавления образуется переходный слой, состав которого
при сварке разнородных металлов изменяется от состава метал-
ла шва в его основной части до состава основного металла.

Переходный (непромешивающийся) слой вблизи линии сплав-
ления. Из физико-химической гидродинамики известно, что тече-
ние ньютоновой (вязкой) жидкости вблизи твердой поверхности
тормозится вязкими силами. Это вызывает образование так на-
зываемого гидродинамического или прандтлевского погранично-
го слоя на протяжении которого скорость потока (точнее, ка-
сательная составляющая скорости) быстро изменяется от нуля
на твердой поверхности до ее максимального значения, отвеча-
ющего скорости в основной части (ядре) потока. Толщина этого
слоя

гд~ /ие ’

где d — характерный линейный размер системы, например диа-
метр трубы; Re — число Рейнольдса.

При сварке торможение жидкого металла у стенок ванны
усиливается вследствие резкого падения температуры в этой зо-
не и соответственного возрастания вязких сил, что приводит к
увеличению малоподвижного слоя, в котором конвекция либо от-
сутствует, либо сильно ослаблена.

В результате плохого перемешивания в этой зоне образуется
переходный слой. Этот слой соответствует диффузионному погра-
ничному слою между движущейся жидкостью и твердым телом.

Размер (толщина) переходного слоя зависит от гидродина-
мической и температурной обстановки в ванне и физических
свойств металла. Толщина слоя уменьшается при увеличении си-
лы тока, при подогреве свариваемого металла перед сваркой или
в процессе сварки, при воздействии внешнего магнитного поля,
способствующего усилению конвекции в ванне и т. д.

По данным Г, Л. Петрова [91] и В. Н. Земзина [40], толщи-
на переходного слоя при сварке разнородных сталей изменяется
в зависимости от условий сварки в пределах 0,1—0,6 мм. При
сварке сложнолегированного никелевого сплава Udimet-700
(<0,01% Nb, 0,1% Fe) проволокой из сплава 718 (4,7% Nb;
18,2% Fe) анализ распределения ниобия и железа у границы
сплавления показал, что участок перехода от основного металла
к однородному металлу шва составляет 0,1—0,2 мм [151].

В зависимости от степени смешения разнородных металлов
в переходном слое могут образовываться различные структуры.
Например, при сварке перлитной стали аустенитными электро-
дами возможно появление феррито-перлитной структуры, в зоне
где основным компонентом является перлитная сталь, мартен-
ситной— при большом участии электродного металла, затем по
мере уменьшения доли основного металла — аустенитно-мартен-
ситной, аустенитно-ферритной и, наконец, чисто аустенитной
структуры, если электродный металл имеет достаточный запас
аустенитности, т. е. сохраняет аустенитную структуру при не-
котором разбавлении его перлитной сталью.

1 Гидродинамический пограничный слой не совпадает с диффузионным
пограничным слоем, в котором происходит наиболее быстрое изменение кон-
центраций (и. 28). Толщина диффузионного слоя меньше прандтлевского и
составляет 6дифф бГд/Рг’/«.
Сравнение некоторых марок аустенитной сварочной проволоки
с точки зрения запаса аустенитности может быть сделано по
критической степени разбавления, т. е. такой степени разбавле-
ния, при которой в структуре следует ожидать появления мар-
тенсита, как нежелательной хрупкой составляющей.

Расчеты, выполненные по известной структурной диаграмме
Шеффлера для случая сварки стали ЗОХГСЛ, приведены в табл.
13.1. В расчетах брали среднее содержание в стали и в прово-
локах легирующих элементов (по ГОСТ и ТУ).

Таблица 13.1

Марка проволоки Доля основного ме- талла (степень раз- бавления) при которой структура становится мартенситной Марка проволоки Доля основного ме- талла (степень раз- бавления) при которой структура становится мартенситной
Св-0Х18Н9 . . . 0,11 Св-Х25Н13 . . . 0,46
СВ-0Х18Н9Б . . . 0,22 ЭИ395 0,63
Св-Х18Н11М. . . 0.29 ЭИ437А 0,84
СВ-Х20Н10Г6 . . 0,35 ЭИ435 0,85
Св-Х22Н15 . . . 0,44

Таким образом, доля (ширина) мартенситного участка в пе-
реходном слое будет наименьшей при сварке стали ЗОХГСА про-
волокой ЭИ-435. При сварке же проволокой Св-0Х18Н9 может
оказаться, что практически весь металл шва (при полном пере-
мешивании) окажется мартенситным (если доля основного ме-
талла в шве 6 0,11).

Переходной слой в зависимости от состава и толщины оказы-
вает различное влияние на свойства шва (сварного соединения).
Обычно нежелательны, например, участки с хрупкими структур-
ными составляющими.

Получение заданного состава металла шва при сварке раз-
нородных металлов. Если к составу металла шва при сварке раз-
нородных металлов предъявляют определенные требования, то
большое значение имеет вопрос о регулировании степени про-
плавления кромок соединяемых элементов и скорости подачи
присадочного металла. Возьмем для примера сварку без при-
садочного металла.

Так, при электроннолучевой сварке меди со сталью в метал-
ле шва для получения требуемых свойств должно содержаться
25±20% железа. При меньшем содержании железа значительно
уменьшается прочность (особенно при повышенных температу-
рах), а при содержании железа более 45% снижается пластич-
ность металла. За пределами этого интервала (25 ±20%) ме-
талл шва характеризуется низкой стойкостью против образова-
ния трещин.

Несмотря на сравнительно большие допуски содержания же-
леза (± 20%) поддержание состава металла шва в заданных
361
пределах при сварке тонкостенных деталей встречает определен-
ные трудности, так как даже небольшие отклонения луча от оси
шва в сторону железа или меди могут резко изменить количе-
ство расплавляемых металлов и их соотношение в металле шва.

Таким образом, массовая скорость плавления каждого ме-
талла должна строго регулироваться.

Скорости могут быть рассчитаны по следующей схеме. Если
концентрация регламентируемого элемента в одном металле С\,
а в другом с2 и доля первого металла в шве Bi, то концентрация
элемента в металле шва, согласно правилу смещения:

(1 ^l)^2 •

Примем, что содержание элемента в металле шва должно
быть равно Л1. Для того чтобы сш = Л1, доля участия в шве каж-
дого металла и соответственно скорости их плавления должны
удовлетворять соотношению

М с2 _ g| /1д ।\
i-0._____________________________С.-/4 g2 '

Зная зависимость скорости плавления металла от вводимой
в него мощности, можно найти такое распределение мощности
источника между соединяемыми элементами, при котором дости-
гается требуемая величина отношения g\/g2.

В частном случае соединения чистых железа и меди Ci = 100,
с2 = 0, М = 25 и gi/g2 = 7з.

Задаваясь скоростью плавления одной кромки gi, легко найти
скорость g2. Нужное соотношение между ними достигается, на-
пример, смещением оси луча относительно линии стыка или при-
менением двухлучевой сварки. В последнем случае допуски на
отклонение во взаимном расположении оси луча и стыка будут
менее жесткими, чем допуски при однолучевой сварке [137].

46. ОБРАЗОВАНИЕ НЕОДНОРОДНОСТИ
В МЕТАЛЛЕ ШВА ПРИ ЛЕГИРОВАНИИ
ЧЕРЕЗ СВАРОЧНЫЕ МАТЕРИАЛЫ

Наибольшую опасность возникновения макрохимической не-
однородности в металле шва представляет процесс легирования
через электродное покрытие или керамический флюс. В этом слу-
чае, кроме образования переходного слоя на границе сплавле-
ния, возможно появление неоднородности и в ядре шва за счет
нестабильности (нерегулярности) поступления легирующего эле-
мента в ванну и неравномерного распределения его в ней.

Такой опасности нет при легировании через электродную про-
волоку. Другое дело, легирование через сварочные материалы
(покрытия, флюсы). В этом случае большую роль должны иг-
рать условия растворения и распределения в металле легирую-
щих примесей, переходящих в металл из шлака. Очевидно, эти
362
условия будут более благоприятными в каплях вследствие вы-
сокой равномерной температуры и интенсивного перемешивания
металла. В то время как присадки, поступающие непосредствен-
но в ванну, минуя каплю, попадают в хвостовую часть ванны,
где температура металла и шлака быстро снижается, конвек-
тивные потоки, способствующие перемешиванию металла, зату-
хают. Все это может затруднить равномерный переход частиц
присадки в ванну и полное их растворение. К тому же введение
относительно холодного дополнительного металла в ванну дол-
жно способствовать большему охлаждению ее.

Вследствие этого следует ожидать, что увеличение участия
стадии ванны в процессе легирования может привести к неодно-
родному распределению легирующей присадки в наплавленном
металле.

Вклад стадий капли и ванны в процесс легирования металла
шва через сварочные материалы. Если в бескапельном процессе
наблюдалось равномерное распределение легирующих элемен-
тов в ванне и в металле шва, то в случае плавящегося электро-
да, как отмечалось, шов может оказаться менее однородным,
когда часть легирующей присадки переходит в хвостовую часть
ванны, минуя стадию капли.

Поэтому важно правильно определить вклад стадии ванны в
процесс легирования.

Выше было показано (см. и. 26), что при расчете взаимодей-
ствия металла с покрытием или флюсом на стадии капли необ-
ходимо учитывать лишь часть покрытия (флюса), которая по
условиям плавления непосредственно контактирует с металлом
капли.

Для электродного покрытия эта его часть представляет со-
бой слой, толщина которого равна (или меньше) критической
толщины 6*, за пределами которой шлак стекает в ванну, не
контактируя с каплями.

Для оценки вклада стадий капли и ванны воспользуемся па-
раметром е, определяемым из выражения (10.5). При примене-
нии легирующих сварочных материалов в стержне электрода в
большинстве случаев содержится незначительное количество ле-
гирующего элемента. Пренебрегая им (сст ~ 0) можно упростить
выражение (10.5'), тогда для вклада сталии капли

8 = -^- (13.2)

и для вклада стадии ванны

Можно принять б * = до. Тогда при сварке покрытыми элек-
тродами вклад стадии капли [см. выражение (10.6)]:

b 1
е ==----.

а а
Для практических расчетов важно знать величину —. Вос-
пользуемся для этого установленной связью (см. п. 21) между
тугоплавкостью покрытия и длиной втулки. Наличие в покрытии
металлических присадок с относительно высокой температурой
плавления (W, Mo, Gr, Nb и др.) влияет на его тугоплавкость.

Обработка экспериментальных данных показала, что длина
втулки / линейно увеличивается с увеличением произведения
температуры плавления присадки Tn.i на ее содержание ( в до-
лях по массе) в сухой шихте покрытия М (рис. 13.5).

Л г-------------1----л—

Рис. 13.5. Зависимость длины
втулки на конце электрода от
произведения ТплМ:
О — W. △ — Wo; □ — МП

Рис. 13.6. Зависимость длины втул-
ки от толщины покрытия (по дан-
ным рис. 13.5)

Используя рис. 13.5 и выражение (4.1), можно найти вели-
чины А и Ь,

Для этого представим данные на рис. 13.5 в виде зависимо-
сти / от б (рис. 13.6). Если взять / и б в мм, то b == 1 мм и

А =а( +а2ТалМ = 0,135 + 0,125 •10~2ГплЛ1, (13.3)

где а\ — коэффициент, характеризующий тугоплавкость покры-
тия при отсутствии тугоплавкой легирующей присадки (Л1 = 0).
Опыты, результаты которых представлены на рис. 13.5 и 13.6,
выполняли электродами со стержнем из проволоки Х20Н80Т ди-
аметром 5 мм. Покрытие содержит 10% мрамора, 5% металли-
ческого марганца в качестве раскислителя, остальное — до 100%
плавикового шпата и легирующей присадки (порошков вольфра-
ма, молибдена и марганца) в различных соотношениях. Вели-
чину произведения ТПл М брали из табл. 13.2.

Используя найденные значения А и Ь, можно в пределах их
применимости (т. е. для электродов со стержнем и шлаковой
основой покрытия, свойства которых не отличаются значительно
от теплофизических свойств электродов, использованных в опы-
те) рассчитать б* и вклад стадии капли е:

0,135 + 0,125-10-2ТплМ ’
____________1_____________1_

0,135 + 0,125-10“2ТПЛЛ4 6

(13.51

Исследование влияния д* и е на макрохимическую однород-
ность металла шва было выполнено автором данной книги и
Г. Н. Котовым.

Таблица 13.2

Легирующий элемент Температура плавления, °C Ю~2 М пл
при м
0,20 0,35 0,50 0,65
W 3380 6,76 11,80 16,90 22,0
Мо 2610 5,22 9,20 13,10 17,0
Сг 1900 — 9,50 ——
Мп 1240 2,48 4,35 6,20 8,05

Опытные значения д * были получены для электродов опи-
санного выше типа, содержащих 50% Мп, Mo, W и Сг в шихте
покрытия (при легировании хромом для соблюдения требования

Рис. 13.7. Зависимость содержания легирующего элемента в на-
плавке (/) и в каплях (2) от толщины покрытия (50% легирую-
щей присадки в шихте покрытия)

Сет = 0 применяли проволоку Н75М25, рис. 13.7). Сопоставление
опытных значений с расчетными, полученными из выражения
(13.4), показывает вполне удовлетворительную их сходимость
(табл. 13.3), исключение составляет расчет для хрома, который
дал заниженное значение 6 *. По всей вероятности, это связано
с меньшим (по сравнению с принятым в расчете) значением сц
для электродов с проволокой” Н75М25.
Легирующий элемент Масса легирующего элемента М Критическая толщина покрытия Б*, мм
расчетная опытная
W 0,5 0,45 0,50
Мо 0,5 0,57 0,50
Сг • 0,5 0,76 1.0
Мп 0,45 1.2 1,25

По рассчитанным значениям 6 *
дин капли в процесс легирования
шины. Расчетные значения е,

легко определить вклад ста-
для покрытия любой тол-
показанные на рис. 13.8 в функ-
ции от обратной толщины
покрытия, совпадают с
опытными значениями е,

Рис. 13.8. Зависимость вклада е стадии
капли в процесс легирования от обратной
толщины покрытия

найденными как отношение
аналитических концентра-
ций легирующего элемента
в капле и наплавке ск/си.
Некоторое отклонение опыт-
ных точек для молибдена
от расчетной прЯ1Мой, увели-
чивающееся с уменьшением
1/6 (увеличением 6), объяс-

няется некоторым повыше-
нием перехода молибдена на стадии капли с увеличением б
(см. рис. 13.7), которое не учитывается при расчете.

По всей вероятности, увеличение 6, улучшая теплоотвод с по-
верхности покрытия [108], способствует смещению температур-
ного поля в покрытии и сдвигает изотерму плавления в глубь

покрытия, дальше от стержня.

Данные табл. 13.3 и рис. 13.7 получены при сварке электро-
дами диаметром 5 мм при силе тока 150 А (плотность тока
7,6 А/мм2). Увеличение силы тока, повышая нагрев электрода,

сдвигает немного температурное поле и изотерму плавления в
покрытии в сторону от стержня (аналогично уменьшению туго-
плавкости покрытия) и увеличивает б *, что наблюдается в опы-
те (электроды диаметром 5 мм, содержащие 35% молибдена в
шихте покрытия, 24,8% молибдена в наплавленном металле)
(табл. 13.4).

Уменьшение диаметра электрода при постоянной толщине по-

крытия улучшает условия теплоотвода, так как увеличивается
относительная масса покрытия и соотношение поверхностей по-
крытия и стержня. Это приводит к улучшению теплоотвода и при
постоянной плотности тока должно уменьшить прогрев покры-
тия и увеличить б*. Однако с уменьшением диаметра электро-
Сила тока Г, А Плотность тока i, А мм2 Отношение А-е с« Толшина покрытия Б Критическая толщина покрытия &♦—гС
150 7,6 0,44 2,2 0,97
200 10,2 0,56 2,2 1,23
250 12,7 0,68 2,2 1,5

да одновременно увеличивается плотность тока. Поэтому не на-
блюдается сколько-нибудь заметного увеличения б* и е, как это
показано на рис. 13.9 при сварке электродами, содержащими в
покрытии 50% Л^о.

Влияние вклада стадии ванны и грануляции присадки на хи-
мическую макронеоднородность металла шва и разброс значе-
ний механических свойств при сварке покрытыми электродами.
Воспользуемся параметрами е и (1—в), характеризующими

Рис. 13.9. Зависимость вклада е
стадии капли в процесс легирова-
ния от толщины покрытия и диа-
метра электрода:

О — d — 5 мм, / — 7,6 А/мм5:

• — d = 3 мм, / — 10,6 А/мм*

вклад стадий капли и ванны, для оценки влияния металлурги-
ческих условий легирования на этих стадиях на химическую ма-
кронеоднородность металла шва.

Выше говорилось, что наименее благоприятные условия для
равномерного распределения легирующей присадки в ванне соз-
даются в случае, когда присадка переходит непосредственно в
хвостовую часть ванны, минуя каплю.

Доля присадки, переходящей таким образом в ванну, равна
(1—в). Опыт подтверждает, что химическая макронеоднород-
ность по длине шва увеличивается с увеличением параметра
(1—в) (рис. 13.10). Степень неоднородности оценивалась ко-
эффициентом вариации v — отношением среднеквадратичного от-
клонения о к среднеарифметическому (в %), полученным по дан-
ным не менее 10 определений содержания легирующего элемен-
та по длине металла шва. Швы выполняли электродами с по-
крытием различной толщины и различным содержанием в нем
вольфрама, молибдена и хрома и, следовательно, с различным
значением в. В качестве основного металла использовали пла-
стины из сплава Х20Н80Т, состав которого соответствует соста-
ву электродного стержня. В средней части продольного сечения
шва (начало и конец шва отбрасывали) производили спектраль-
ный анализ через каждые 3 мм (диаметр пятна обыскрива-
ния ~ 2 мм) по длине шва. По данным анализа определяли сред-
неквадратичное отклонение о, среднеарифметическое М и коэф-
фициент вариации v =— 100%. Предварительно определяли
м

значение v для основного металла (сталь ЗОХГСА) для оценки
возможных ошибок анализа. Коэффициент вариации для мар-

Рис. 13.10. Зависимость разброса
значений механических свойств
(коэффициента вариации) от вкла-
да стадии ванны в процесс легиро-
вания:

о — МО; • — W; △ — Сг

Рис. 13.11. Включение тугоплавкой
присадки (молибдена) в наплав-
ленном металле при легировании
через покрытие [(1—с) >0,41-X210

ганца в этом случае равен 0,85%, в основной серии опытов он
изменялся от 2 до 16%.

Результаты опыта показали, что распределение легирующе-
го элемента в металле шва имеет прямую связь с особенностями
его поступления в ванну: чем больше (1 — е), т. е. чем большая
часть присадки переходит в ванну, минуя каплю, тем менее рав-
номерно она распределяется в шве, и наоборот.

Частицы тугоплавких присадок из наружных слоев покрытия
(б > б *) попадают в ванну в твердом состоянии и не всегда ус-
певают раствориться в ней, вызывая появление включений, по-
добных включениям молибдена в никельхромомолибденовом на-
плавленном металле (рис. 13.11). Вокруг включения отчетливо
видны участки дендритов, богатые молибденом. Такие включе-
ния систематически встречаются при легировании молибденом
или вольфрамом через покрытие, когда е < 0,6. Размер включе-
ния, показанного на рис. 13.11, составляет 50 X 150 мкм, в то
время как размер поперечных частиц молибденового порошка,
введенного в покрытие, не превышает 10 мкм. Это свидетельст-
вует о коагуляции .частиц в процессе перехода.
При легировании марганцем подобных включений не наблю-
далось, даже при значительно больших значениях (1—f). Это
можно объяснить тем, что температура плавления марганца не
превышает температуры плавления основы (Х20Н80Т) и части-

цы марганца, попадая в ванну, успевают полностью растворить-

ся и распределиться в ней, тем более, что коэффициент диффу-
зии марганца в жидкой стали на 2—3 порядка больше коэффи-

циентов диффузии вольфрама и молибдена. Можно думать, что

соотношение между коэффициентами
диффузии этих элементов и марганца
сохранится и для диффузии в никель-
хромовом расплаве.

Предположение об охлаждающем
действии на ванну частиц присадки,
поступающих из шлака, подтвержда-
ется заметным снижением температу-
ры ванны с увеличением вклада ста-

Рис. 13 12. Зависимость тем-
пературы в конце ванны от
вклада стадии ванны (а) и
температуры плавления ле-
гирующей присадки (б)

Рис. 13.13. Зависимость коэффициента
вариации по относительному удлинению
и ударной вязкости от вклада стадии
ванны (1—е)

дни ванны при легировании через покрытие, а при постоянном
вкладе стадии ванны — с повышением температуры плавления
ГПл легирующего элемента (рис. 13.12). Температуру измеряли
вольфраморениевой термопарой, погружавшейся в хвостовую
часть ванны (на расстоянии 5 мм от вольфрамового элек-
трода).

С увеличением параметра (1—f) и соответственно химиче-
ской неоднородности по длине шва должен увеличиться разброс
значений механических свойств, что и подтверждается опытом
(рис. 13.13). Образцы из стыковых швов из сплава Х20Н80Т ис-
пытывали на удар и растяжение; образцы наплавляли в мед-
ную форму тремя электродами одного и того же состава
(Х15Н60М22), но спроектированными таким образом, чтобы ве-
личина (1 —f) была различной. Это достигали изменением со-
става стержня и количества легирующих присадок в покрытии
при неизменной его шлаковой основе (табл. 13.5).

24 Заказ 114! 369
Характеристики электрода и металла шва Электрод
А Б в
Содержание молибдена в электродном стержне, % . . 0 15,0 25.0
Содержание молибдена в шихте покрытия, % 55,0 30,0 0
Коэффициент массы покрытия, кп 0,62 0,48 0,39
Толщина покрытия 6, мм 1.6 1,1 0,6
Содержание молибдена в наплавленном металле . . . 26,2 24,7 25,1
Величина (1—е) 0,57 0.2 0,03
Относительное удлинение 6, % 6,1 10,4 16,9
Коэффициент вариации % 13,8 7.1 5,0
Ударная вязкость, кДж/м2 (кгс-м/см2) 294 392 412
(3) (4) (4.2)
Коэффициент вариации v , % 22,1 6,1 2,5
Разброс данных оМо по содержанию молибдена по дли-
не шва, % 9,8 4.9 2,3

Из табл. 13.5 и рис. 13.13 следует, что с повышением (1 —е),
наряду с увеличением химической неоднородности, увеличивает-
ся разброс показателей пластичности и ударной вязкости.

Влияние грануляции легирующей присадки исследовали на
экспериментальных электродах типа ЦН-12, в покрытии которых
содержалось 21% молибденового порошка трех фракций:

Фракция, меш

Средний размер
зерна, мм

Г —7; 4-ЮО
д —100; 4-140

Е —270

О Л
0,05

Исследование показало, что критическая толщина покрытия
б * и параметр е практически не зависят от грануляции молиб-
дена (рис. 13.14). Значение 6* = 1,1 мм близко к значению
б*р= 1,25, рассчитанному по уравнению (13.4). Некоторое за-
вышение этой величины, вероятно, связано с меньшими туго-
плавкостью покрытия и электрическим сопротивлением проволо-
ки, использованной в электродах ЦН-12.

В то же время в опыте наблюдалось влияние размера зерен
(грануляции) порошка молибдена на однородность металла по
длине шва (табл. 13.6). С увеличением размеров зерен молиб-
дена, очевидно, медленнее проходят процессы растворения час-
тиц присадки и распределения молибдена в ванне.

Чем крупнее зерна порошка молибдена, введенного в покры-
тие, тем больше размеры нерастворившихся включений молибде-
на, обнаруживаемых при микроисследовании швов (см. напри-
мер, рис. 13.11).

Но даже в тех случаях, когда на микрошлифах нет обособ-
ленных включений полностью нерастворившихся частиц присад-
ки, рентгеноспектральный анализ, выполненный на установке
370
«Комека» методом непрерывной записи, выявляет наличие боль-
ших колебаний концентрации молибдена при сварке электрода-
ми с молибденом крупной грануляции. Неоднородность в рас-
пределении молибдена вызывает неоднородность свойств по дли-
не шва, что подтверждается разбросом значений микротвердо-
сти металла по длине шва (однослойная наплавка на сталь
IX18H9.

Размер зерна порош-
ка молибдена, мм

0,05

0,1

0,4

Колебания микротвердо-
сти по длине шва. Коэф-
фициент вариации и, %

1,8

4,2

8,0

Таким образом, при одном и том же вкладе ванны в процесс
легирования шва молибденом его химическая макронеоднород-
ность и неоднородность свойств будет тем больше, чем
крупнее зерна порошка молиб-

1Мо],
О/
/о

Рис. 13.14. Зависимость содержания
молибдена в наплавке (/) и в каплях
(2) от толщины покрытия ЦН-12 и
грануляции порошка молибдена
(варианты по табл. 13,6)

дена, вводимого в покрытие
[53].

Нестабильность сварочно-
го процесса, как одна из при-
чин химической макронеодно-

Таблица 13,6

Фракция Коэффициент вариации по содержанию молибдена при (1 —е)
0,03 0.24 0.35
Г 6,2 13 16,8
д 4.3 6,8 П.2
Е 0,3 2 7.5

родности металла шва. Не только переход легирующих элементов-*
из сварочных материалов, затянувшийся до стадии ванны, но
и другие реакции между металлом ванны и шлаком могут при
известных условиях вызвать появление неоднородности в ме-
талле шва. Это подтверждает опыт, в котором сварку выпол-
няли вольфрамовым электродом в аргоне по пасте различного
состава (табл. 13.7). Масса пасты по отношению к массе рас-
плавленного металла составляла 20—22%.

При сварке по варианту I А происходило восстановление
кремния и марганца из флюса, при сварке по варианту II Б —
окисление кремния и марганца шлаком.

Спектральный анализ показал, что содержание кремния и
марганца по длине шва (на глубине 2—3 мм от поверхности)
24* ' 371
Вариант сварки Пластина (основной металл) Паста
I Армко-железо ВысокомаргапцовистыГ! силикат (фдюс ОСЦ-45)
И Сталь ЗОХГСА Окислительная из гематита

колеблется в значительных пределах (табл. 13.8). Причину не-
однородности шва, обнаруженной в опыте, следует искать глав-
ным образом в нестабильности сварочного процесса.

Таблица 13.8

Элемент Вариант сварки
I 11
Содержание элемента в металле шва, % Средне- квадратич- ное откло- нение о, % Коэффи- циент ва- риации V——100% Содержание элемента в металле шва, % Средне квадратич- ное откло- нение о, % Коэффи- циент ва- риации V, %
Марганец Кремний 0,29—0,35 0,31 0,12—0,18 0,14 0.0204 0,0209 6,6 14,9 0,13—0,32 0,20 0,11—0,24 0,18 0,0546 0,0673 27,3 37,4

Действительно, использованные в опыте составы пасты не
обеспечивали нормального протекания сварки (особенно, при
сварке по гематиту). Наблюдалось сильное блуждание дуги, не-
равномерное и изменяющееся по времени распределение шлака
* по зеркалу ванны; шов получался неровным и непрямолиней-
ным. При нормальном протекании процесса можно ожидать
меньшей неоднородности.

Неоднородность при сварке порошковой проволокой и лен-
точными электродами. Можно ожидать, что часть шихты сер-
дечника порошковой проволоки также будет переходить в ван-
ну, минуя стадию капли, как и в случае покрытых электродов.
В результате возможно образование химической макронеодно-
родности по длине шва.

Опасность попадания металлических присадок с шихтой сер-
дечника в ванну в нерасплавленном или относительно холодном
состоянии усугубляется в этом случае несимметричностью плав-
ления электрода, местными короблениями оболочки и частичным
осыпанием шихты.

Неоднородность металла шва при сварке порошковой прово-
локой была обнаружена И. С. Поффе и автором данной книги
при наплавке порошковой проволокой диаметром 1,85 мм, содер-
372
жащей в шихте 30% молибдена (остальные компоненты: рутил,
плавиковый шпат, мрамор и 10% ферросилиция), причем неод-
нородность возрастала с увеличением скорости сварки (табл.
13.9).

Таблица 13.9

Скорость сварки, м ч Содержание молибдена, % Среднеквадра- тичное отклоне- ние а, % Коэффициент вариации и. %
среднеарифме- тическое пределы разброса
15 5,34 5—6,8 2,5—5 0,56 10,5
30 3,6 0,68 18,8 \
60 3,02 2,7—3,5 0,61 20,2

Значительное уменьшение содержание молибдена в металле
шва с увеличением скорости сварки, обнаруженное в опыте, нель-
зя объяснить только большим разбавлением металла шва ос-
новным нелегированным металлом (СтЗ) при большей ско-
рости сварки Вероятно, при большей скорости сварки имело
место неполное использование шихты сердечника вследствие,
например, частичного ее попадания на периферию ванны. Слу-
чайный характер этого явления способствует усилению неодно-
родности.

В то же время опыт показал, что величина г * = ег, которую
по аналогии с эффективной толщиной покрытия 6 * можно рас-
сматривать как эффективный радиус сердечника (г — полный
радиус сердечника проволоки), не зависит от диаметра прово-
локи и составляет 0,56 ±0,12 (табл. 13.10); значительное откло-
нение г* от среднего значения, видимо, объясняется неточностя-
ми в определении молибдена.

Таблица 13.10

Характеристика проволоки Содержа- ние молиб- дена в на- плавлен- ном ме- талле с . г| % 1. п г» = |х Эффек- тивный радиус г*, мм
Диаметр мм Толщина оболочки, мм Радиус сердечни- ка, мм Коэффи- циент за- полнения Относи- тельная масса сер- дечника
1,85 0,24 0,68 0,33 0,50 8,45 0,8 0,56
2,6 0,24 1,15 0,43 0,75 17,96 0,38 0,44
3,3 0,24 1,4 0,51 1,02 19,67 0,49 0,69 •

Примечание. В шихте содержится 30% Мо.

Но, если толщина стенки изменяется с диаметром проволоки,
то эффективный радиус не остается постоянным, а увеличивает-

1 Трудно допустить, что доля основного металла при увеличении скорости
сварки могла увеличиться почти в 2 раза (от 0,37 до 0,64).
ся с толщиной стенки (табл. 13.11, в опыте участвовал И. П. Бра-
верман). Это означает, *что масса шихты сердечника, контакти-
рующей'с каплей, зависит от размеров последней. Большая кап-
ля успевает взаимодействовать с большим количеством шихты.

Таблица 13,11

Характеристика проволоки Содержание молибдена- в наплавлен- ном металле ен °/о Параметр ск е —— % Эффек- тивный радиус г», мч
Диа- метр, мм Толщина оболочки, мм Радиус сер- дечника, мм Относительная масса сердеч- ника
1.8 0.27 0,63 0,5 17,03 0,62 0,39
2,5 0,36 0,89 0,5 16,95 0,63 0,56
4,0 0,54 1,46 0,5 16,86 0,64 0,93

Примечание. В шихте содержится 60% Мо.

Содержание молибдена в каплях и соответственно эффектив-
ный радиус и отношение е незначительно увеличиваются с по-
вышением силы тока:

А А е г*, мм
240 0,6 0,53
380 0,62 0,55
460 0.64 0,57

Также незначительно влияет на изменение указанных пара-
метров изменение содержания молибдена в шихте.

Аналогичные данные можно привести и по ленточным элек-
тродам типа 5Х4ВЗФ [79]. При применении холоднокатаной и
металлокерамической лент получают сравнительно однородный
наплавленный металл; наплавки, выполненные порошковой лен-
той того же состава, характеризуются большими колебаниями в
содержании легирующих элементов по длине шва (табл. 13.12).

Таблица 13.12

Лента Среднеквадратичное отклонение а, % Коэффициент вари- ации с», %
Сг V W Сг V W

Холоднокатаная 0,151 0,009 0,103 4,1 1,2 2,3
Металлокерамическая 0,114 0,025 0,108 3,2 3,4 2,3
Порошковая 0,647 0,054 0,413 14,5 7,3 8,8

Пути повышения однородности металла шва при сварке по-
крытыми электродами. Из приведенных ранее данных следует,
что для повышения однородности состава и свойств металла шва
необходимо стремиться к уменьшению роли стадии ванны в про-
цессе перехода легирующих элементов из покрытия в шов.
Максимально допустимое значение (1—е) можно найти, за-
даваясь допустимым значением коэффициента вариации v и ис-
пользуя экспериментальные данные о зависимости коэффициен-
та вариации от параметра (1—е), подобные приведенным на
рис. 13.12.

Так, для никельхромового металла шва разброс значений от-
носительного удлинения и ударной вязкости, характеризуемый
коэффициентом вариации, не превышает 10% при (1— е) ^0,4
(рис. 13,13). Это означает, что разброс б и аи при (1 —е) = 0,4
соответственно составляет 12,8 ± 4% и 41,19 • 104 ± 4,9 • 104
Дж/м2 (4,2 ± 0,5 кгс-м/см2).

Из уравнения (13.5) следует, что е является функцией произ-
ведения Тпл М, характеризующего тугоплавкость покрытия, и
толщины покрытия 6. Содержание легирующего, элемента в на-
плавленном металле сп определяется его содержанием сэл в элек-
троде:

Величина сэл зависит от А! и б. Так, при сст = 0

с„ = 4пЛ1=Г('4У + 241Гл),

1Д d } d р'

(13.6)

где d— диаметр электрода; р' и р" — соответственно плотности
стержня и покрытия.

Из выражения (13.6) видно, что одну и ту же величину
можно получить при различном соотношении между М и 6.

Расчеты показывают, что, выбирая большие значения Л1 и соответственно меньшие значения б, можно увеличить е и уменьшить (1—е), что осо- бенно важно при наличии в покрытии легирующих приса- док с высокой температурой плавления ТПл* Из табл. 13.13 видно, что величину (1 — е) можно ре- гулировать за счет соответ- ствующего выбора значений б и М при легировании через покрытие, сохраняя при этом Tat )лица 13.13
Легирующий элемент Содержа- ние леги- рующей присадки в покрытии м. % Тол- щина покры- тия Ь, мм Пара- метр (1-е)
Молибден 35 50 65 2.0 1.2 0.6 0,61 0,49 0,26
хМарганец 35 65 2,2 1,0 0,33 0,12

одинаковое (15%) во всех случаях содержание легирующего
элемента на электроде.

Значение е рассчитано по уравнению (13.5).

Сравнение двух мерок электродов для сварки жаропрочных
сплавов, обеспечивающих одинаковое содержание молибдена в
наплавленном металле, но имеющих разную величину парамет-
ра (1—е), показывает, что электроды с меньшим значением
(1—е) характеризуются большей стабильностью механических
свойств (табл. 13.14).

Перспективным видом электродов с легирующими покрыти-
ями, являются электроды с двухслойными покрытиями. Сосредо-
точивая все количество М легирующего элемента в первом слое
сравнительно небольшой толщины и вынося защитные компонен-
ты и раскислители во второй слой, можно свести к нулю вклад
стадии ванны, получить высокие значения е и большую макро-
химическую однородность металла шва.

Таблица 13.14

Электрод Пара- метр (1—Е) Механические своЛства Коэффи- циент вариации и. %
ив S, %
10- Н/м* кгс. мм* Дж'м1 КГС’ .м.см3
ИМЕТ-4П 0,64 588,4 60 5,2 29,4-10* 3,0 20
ИМЕТ-10 0 588,4 60 12,0 40.2-104 4,1 10

Для расчета двухслойных покрытий могут быть-использова-
ны выражения (13.4) и (13.6).

Впервые двухслойное покрытие, насколько нам известно, бы-
ло предложено А. П. Горячевым я др. в 1933 г. для наплавочных
работ. В первом слое находился феррохром, а во втором для
увеличения перехода хрома в металл шва — графит в качестве
защитного материала.
ГЛАВА 14

ПОГЛОЩЕНИЕ И ВЫДЕЛЕНИЕ ГАЗОВ ИЗ СВАРОЧНОЙ
ВАННЫ И ОБРАЗОВАНИЕ ПОР В МЕТАЛЛЕ ШВА

Поглощение и выделение газов при сварке (преимуществен-
но кислорода, азота и водорода) оказывает большое влияние
на свойства металла шва и образование в нем различных
дефектов.

Повышенное содержание растворенного кислорода в металле
шва отрицательно сказывается на его механических свойствах
и снижает прочностные и пластические характеристики металла.
Особенно вредное действие оказывают неметаллические
оксидные включения, образующиеся в результате взаимодей-
ствия кислорода, растворяющегося в ванне в процессе сварки,
с компонентами расплава. Именно засорением шва дисперсны-
ми силикатными включениями, возникающими в хвостовой
части ванны за счет окисления кремния, восстановленного в вы-
сокотемпературной головной части ванны, объясняет К. В. Лю-
бавскнй отрицательное влияние кремниевосстановительного
процесса на ударную вязкость металла шва при сварке сталей
под высококремнистыми флюсами (табл. 14.1) [68]:

Таблица 14.1

Количество неметалличе- ских включе- ний. % Ударная вязкость при температуре, °C
— 40 + 20
кДж м* кгс- м см2 кДж м2 KJC-M СМ2
0,03 784 8 1372 14
0,20 196 2 588 6

Содержание кислорода в никелевых сплавах ухудшает их
жаропрочные свойства. Так, с увеличением содержания кисло-
рода от 0,002% До 0,008% в литейном сплаве на никелевой
основе время до разрушения образцов уменьшилось от 60 до
10 ч [113]. Но особенно вредно присутствие кислорода в туго-
плавких металлах (сплавах титана, ниобия, молибдена и др.).
Кроме того, повышенное содержание кислорода в ванне, способ-
ствуя развитию реакции окисления углерода, может привести
к образованию пор в металле шва за счет выделения СО.
Азот при сварке низкоуглеродистой стали, если концентра-
ция его превышает предел растворимости, выделяется при
охлаждении металла в виде дисперсных нитридов железа, вы-
зывая старение металла шва — повышение его прочности и
снижение пластичности и ударной вязкости.

При сварке аустенитных сталей азот, способствуя расшире-
нию у-области, повышает устойчивость аустенита и (подобно
углероду) механические свойства стали. Упрочняющее действие
азота связано с образованием карбонитридной фазы. Поэтому
азот нередко используют в качестве легирующего элемента,
например в стали Х16Н25М6 (0,1—0,2% N), в стали

Х25Ш6Г7АР (0,3—0,45% N) и др. В то же время наличие азота
в атмосфере при сварке нержавеющих сталей, стабилизирован-
ных титаном, может привести к связыванию значительной части
титана в прочные нитриды и снижению коррозионной устойчи-
вости металла шва.

Наличие азота является одной из причин образования пор
в металле шва, легко появляющихся при пересыщении ванны
азотом (см., например, [103, 166]).

Во всех случаях негативное влияние на свойства металла
шва оказывает насыщение его водородом, вызывающее появле-
ние трещин, сварочных флокенов (так называемых «рыбьих
глаз») и пор [128].

В настоящей главе рассматриваются физико-химические
условия поглощения газов сварочной ванной, выделение их в
виде самостоятельной фазы (газовых пузырьков) и образование
пор при застревании пузырьков в металле шва.

47. ОСНОВНЫЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ ПОГЛОЩЕНИЯ ГАЗОВ
МЕТАЛЛИЧЕСКИМИ РАСПЛАВАМИ И ВЫДЕЛЕНИЯ
ИЗ РАСПЛАВА

Растворение газов в расплавленном металле. Реакция раст-
ворения газа, как и всякая гетерогенная реакция, включает не-
сколько последовательных стадий: доставку молекул газа
к поверхности газ — металл, адсорбцию молекул на поверхности
металла, их диссоциацию, переход поверхности атомами газа и
перенос их в глубь металлической фазы.

Объединяя вторую, третью и четвертую стадии, часто гово-
рят об адсорбции газа на поверхности и о его абсорбции рас-
плавом. Процесс поглощения газа называют сорбцией газа.

Различают физическую и химическую адсорбцию. Физиче-
ская адсорбция вызвана силами межмолекулярного взаимодей-
ствия, с нее начинается процесс поглощения газа металлом.
Затем происходит диссоциация молекул газа на поверхности,
разрыв связей между атомами газа и образование новых связей
между атомами газа и металла. Хотя при этом обычно не обра-
зуется новых химических веществ, однако связи имеют уже
378
химическую природу. Процесс химической адсорбции (сокра-
щенно хемосорбции) предполагает наличие некоторого
химического сродства между газом и металлом и сопровождает-
ся уменьшением свободной энергии системы. Переход адсорби-
рованных атомов с поверхности в глубь металлической фазы
знаменует начало процесса растворения (абсорбции) газа.

Растворение двухатомного газа в металле можно записать
в виде

^2 (газ) <—

2 [/")(раствор)

или в ви те, более удобном для последующих выкладок,

Константы равновесия этой реакции

аг = М%Л = А’,р{

(14.1)

Отсюда следует известное правило квадратного корня (закон
Сивер гса)

[%Л =

При более строгом рассмотрении вопроса процесс следует
описать уравнением [36]

—L = -Ld(lnp')
uP 2

— dp
RT

где Nг, пр и v — мольная доля, активность и парциальный
молярный объем растворенного газа; р'—летучесть газа (пар-
циальное давление газа, исправленное таким образом, чтобы
при подстановке его в уравнение идеального газа получить ре-
зультаты, соответствующие опыту).

После интегрирования этого уравнения при «г »
получим
*

ln/VI=ln(p',2)-^+C.

Из этого выражения получим правило Сивертса, если можно
пренебречь вторым его членом и принять р' = рг .

Раствор газа в чистом металле (при не очень больших кон-
центрациях газа) можно рассматривать как бесконечно разбав-
ленный и принимать, что активность равна концентрации
(коэффициент активности fr = I)1. Тогда

(14.2)

Зависимость концентрации газа от температуры учитывается
в выражениях (14.1) и (14.2) константой равновесия Лг.

Температурная функция /<г описывается уравнением изо-
бары реакции

dT ~ ‘

К сожалению, расчеты по нему затруднительны из-за отсут-
ствия точных данных об изменении энтальпии растворения Л//
с изменением температуры. Поэтому обычно для указанной цели
используют эмпирические зависимости вида

где А и В — постоянные, определяемые из опыта.

Отметим, что к зависимости такого вида приводит интегри-
рование уравнения изобары реакции в предположении, что
ХН = const, знак перед А определяется знаком ХН.

Для рГз = 1 уравнение (14.1) запишется в виде

[%Г] = Кг

lg[%r] = lgS = A+B. (14.3)

Растворимость S при Рг^ 1 может быть пересчитана на
любое другое парциальное давление р газа:

В тех случаях, когда металл испаряется в большом количе-
стве, уравнение (14.3) должно быть дополнено членом, учиты-
вающим противодавление паров металла, отделяющихся
с поверхности ванны:

lgS = A + B + o,51gG-Ce ^), (14.4)

где С е RT — упругость пара растворителя при температу-
ре Т. По мере приближения к температуре кипения металла

1 Коэффициент активности до сих пор обозначали у. В этой главе обозна-
чим его f, как это обычно принято в большинстве работ по растворимости га-
зов в металлах.
отрицательная величина последнего члена уравнения (14.4)
быстро возрастает, а реальная растворимость снижается, как

это показано на примере растворимости водорода в железе

(рис. 14.1) [59].

Растворимость во-
дорода в чистых ме-
таллах в интервале
температур от точки
плавления до точки
кипения по данным
В. И. Лакомского [59]
и других, полученным
при индукционном на-
греве образцов во взве-
шенном состоянии,

Рис. 14.1. Зависимость растворимости водо-
рода в жидком железе от температуры

описывается следую-
щими уравнениями (S
в % по массе):

для железа

lgS=-

1720

4-2,252 + 0,5 lg (l-pFe);

для никеля

1g 5 =

+ 2,449 + 0,5 lg(l —pN|);

для титана

lgS =

2370
T

+ 0,626 + 0,5 lg(760—pTi);

для алюминия

lgS =

2713
’ T

+ 2,528 + 0,5 lg(l—pA|).

По аналогии для растворимости азота в железе используют
уравнение [134]

lg S = - 1-°^Д 7° -(0,815 ± 0,02) + 0,5 lg (1 -рГе).

При растворении газа в сплавах необходимо учитывать
влияние компонентов сплава на активность газа.

Так, для бинарного сплава, состоящего из основы и леги-
рующего элемента /?, коэффициент активности зависит от
концентрации (атомной доли) компонента.

Эта зависимость по К. Вагнеру [18] оценивается параметром
взаимодействия представляющим собой производную

коэффициента активности по концентрации при Сд-> 0:
Переходя к десятичным логарифмам и выражая концен-
трации в %, получим другое выражение параметра взаимодей-
ствия:

d[%R]

(1g /г)[%я)->о-

Связь между е£ и е{? выражается зависимостью

Я r атомная масса R

0,2425

Для приближенного расчета активности газа в многокомпо-
нентном сплаве, содержащем с2, с3, с4... мольных долей компо-
нентов 2, 3, 4,логарифм коэффициента активности газа
(компонент 2) по К. Вагнеру [18] можно представить в виде ряда
Тэйлора:

1пг _]пг° . r 0\nf2 dlnf2 д in f2 ]
in / 2 — / 2 + <2 —’--r t3 —----h C4 — --t- . . . +

OC2 (j C3 <7C4

d2 In f2

d2 In /2
dc2 dc3

Опуская члены с производными высоких степеней, получим
выражение для f2» как функции параметров взаимодействия:

In f2 = In f2 + C2Ei2) + С3823’ + С4824),

(14.5)

где —предельное значение коэффициента активности газа
в чистом растворителе.

Таким образом, растворимость газа в сложном сплаве может
быть вычислена по известным значениям параметров взаимодей-
ствия для бинарных систем из растворителя и отдельных
компонентов.

Пренебрежение производными, а значит, и параметрами взаи-
модействия высших порядков допустимо, если пропорцио-
нален концентрации cR.

Для бинарного сплава Me — R по аналогии с выражени-
ем (14.1) получим

аг = /?[%Оме-Я. (14.6)

При одинаковых термодинамических условиях активность
газа в чистом металле и сплаве должна быть одинаковой:

о R

аг = аг.

Приравнивая уравнения (14.2) и (14.6), получим

А'0

Гп Г1 ЛГ » 2 А'Я.Л'2

[°/0/]ме-₽ 8 == ArPrs •

/г

(14-7)
Откуда

lg/г = 1g Л'г—lg А* •

для систем, подчиняющихся за-

Рис. 14.2. Зависимость коэффициента
активности азота в расплавах желе-
зо — никель и железо — хром
от концентрации

Определив из опыта KGr и /({?, нетрудно найти
Ig F г и параметры взаимодействия или е£.

Для чистого металла, как отмечалось, ff = 1, и следова-
тельно In f ° = 0 и первый член уравнения (14.5) равен нулю.
Второй член этого уравнения
кону Сивертса, также об-
ращается в нуль. В резуль-
тате уравнение (14.5) для
бинарного сплава имеет
вид

= (14.8)

или

lg/? = e?[%₽]. (14.8')

На рис. 14.2 показана
концентрационная зависи-
мость логарифма коэффи-
циента активности азота
при Т = 2000 К для систем
железо — никель — азот и
железо — хром — азот по
опытным данным В. И. Ла-

комского и др. Из опыта можно найти e£j'' , а из опытов для

нескольких температур — температурную зависимость парамет-
ра взаимодействия

eN‘ = JM. + 0,00042

и выражение для растворимости азота

lg A'P~NI = —y—1 ’16—( + °.00042 ) [%Ni].

В системе железо — хром вследствие более сильной связи
между атомами азота и хрома линейная зависимость lg ffir от
концентрации хрома нарушается, поэтому приходится учиты-
вать параметры взаимодействия второго и третьего порядков.

Обработка опытных данных привела В. И. Лакомского и
других .к следующему выражению, в котором в круглых скобках
представлены параметры взаимодействия первого, второго и
третьего порядков:
lgX5e-a= —1,16 —(— + 0,058) №r] +

Таблица 14.2

Эле- мент Параметр взаимо- действия 6N Эле- мент Параметр взаимо- действия
V —0,068 Мо —0,0024
Nb —0,043 W 0,0025
Al —0,030 Си 0,0041
Сг —0,025 Ni 0,0108
Та —0,019 Со 0,012
Мп —0,010 Si 0,047

+ ---0,0012) [%Crj2 + ( —2- + 6,5 • 10-) [ %Crl3.

Используя приведенные данные и уравнение, аналогичное
уравнению (14.5), можно рассчитать растворимость азота в
тройных сплавах железо — никель — хром.

Из выражений для логарифма Ли нетрудно видеть, что Kn
и соответственно растворимость азота в сплавах железо —
никель увеличивается с повы-
шением температуры, а в
сплавах железо — хром, со-
держащих более 2—3% Сг,—
уменьшается.

Расчет растворимости азо-
та в сложнолегированпых
сплавах упрощается, если за-
дача заключается в определе-
нии влияния лишь одного ком-
понента при постоянном соот-
ношении между остальными,
которые составляют основу

сплава. В этом случае сложный сплав можно рассматривать
как квазибинарную систему. Исходя из этого, В. Смолл и
Р. Пельке определили параметр взаимодействия с азотом (обо-
значая его как ) для ряда элементов (табл. 14.2), добав-
ляемых в сталь типа XI8H8 (в отношении Fe: Сг: Ni =
= 74 : 18:8) [169].

Они установили, что растворимость азота в основе (в стали
Х18Н8) составляет 0,235% при 1600° С и — 1 бар. Таким
образом, растворимость азота при этой температуре в сложном
сплаве

/n
где

lg = [%/?).

О кинетике поглощения газа жидким металлом существуют
различные точки зрения. Одни считают, что процесс лимити-
руется диффузионным звеном — транспортом газа в глубь ме-
талла, другие придают решающее значение стадии адсорбции и
перехода газом поверхности. Очевидно, каждое из этих звеньев
может оказаться главным в зависимости от того, каковы усло-
вия протекания процесса сорбции.

Адсорбционное звено может лимитировать процесс при не-
благоприятных условиях на поверхности. Например, при на-
384
личии кислорода и других поверхностно-активных веществ,
затрудняющих адсорбцию газа. В большинстве же случаев
сорбция газа лимитируется скоростью массопереноса газа в
объеме металла.

Выделение газов из расплава. Основным условием выделения
растворенного в жидкости газа в виде самостоятельной фазы
(газовых пузырьков) является пересыщение им жидкости.
Пересыщение может быть общим, например вследствие умень-
шения равновесной концентрации газа с изменением температу-
ры и других внешних условий, или местным при неравномерном
распределении газа в объеме жидкости или наличии флуктуа-
ций плотности и других свойств вещества в объеме фазы.

Флуктуации обусловливаются статистической природой
явлений в системах с большим числом частиц 1 и играют боль-
шую роль в образовании зародышей новой фазы в недрах
старой, т. е. на первом этапе фазового перехода.

Рассматривая вскипание жидкости (процесс во многом по-
добный выделению пузырьков газа из раствора), И. Я. Френкель
показал, что вблизи точки фазового перехода А -> В система А
еще до начала скачкообразного превращения должна содержать
зародыши фазы В, образующиеся в результате гетерофазных
флуктуаций плотности, т. е. таких флуктуаций, которые «выхо-
дят за пределы, совместимые с исходным агрегатным
состоянием вещества» [127].

Рассмотрим процесс образования и развития зародышей
новой фазы.

Пусть при р, Т = const возникла флуктуация — зародыш
фазы В с радиусом г. Изменение термодинамического потен-
циала при этом

SZ = (Zb—Za)N + oF9

где N— число молей новой фазы (конечно, Лг < 1), a F— ее
поверхность.

Учет поверхностной энергии зародыша необходим, поскольку
зародыши имеют весьма малые размеры, а вклад поверхности
в общий баланс энергии велик.

Так как F = 4лг2, a N = ---- (v — объем 1 моля новой

фазы), то

&Z=~(ZB—2л)г3 + 4лаг2. (14.9)

Зи

Если Zb > ZA, то оба члена положительны и зависимость
AZ от радиуса образовавшегося зародыша характеризуется
кривой /, показанной на рис. 14.3, т. е. при любом значении г
изменение потенциала будет положительным.

1 Флуктуации и их закономерности рассматривают в статистической физи-

ке (см., например, [63]).
Между тем, из термодинамики известно, что любой процесс
самопроизвольно идет в направлении уменьшения термодинами-
ческого потенциала, т. е. процесс возможен, если AZ < 0.

Таким образом, возникшее состояние системы окажется не-
устойчивым и флуктуация обречена на исчезновение. Но если
7-в < Za, то вследствие разных знаков у первого и второго чле-
нов правой части выражения (14.9) AZ в зависимости от г

Рис. 14.3. Зависимость изменения тер-
модинамического потенциала системы
от радиуса зародыша (схема)

изменяется по кривой 2,
имеющей максимум (рис.
14,3).

Поэтому в зависимо-
сти от радиуса зародыша
AZ будет положительным
или отрицательным. В по-
следнем случае новое со-
стояние системы — устой-
чиво и такой зародыш ока-
жется жизнеспособным и
будет развиваться. Радиус,
отвечающий точке пересе-
чения кривых (AZ имеет
максимальное значение).

называется критическим ра-
диусом г*.

Таким образом, пока термодинамический потенциал фазы А
меньше термодинамического потенциала фазы В (Zb>Za), не
наблюдается тенденции роста зародышей; они появляются
вследствие флуктуаций и исчезают. Система характеризуется
статистическим равновесием. Но в метастабильном (например,
в пересыщенном или переохлажденном) состоянии, т. е. при
Zb < ZA, зародыши, достигшие критического размера (что соот-
ветствует максимуму приращения термодинамического потен-
циала AZ), оказываются способными к дальнейшему росту и
фазовый переход реализуется.

Критический радиус может быть определен из условия мак-
симума функции AZ(r):

Дифференцируя выражение (14.9) и приравнивая его к ну-
лю, получим

Газ в пузырьке находится под внешним давлением р, скла-
дывающимся из гидростатического (давления столба жидкости
плюс атмосферное) и поверхностного (капиллярного) давлений,
386
последнее вызывается кривизной поверхности и равно 2а/г для
сферического пузырька радиуса г:

Р — РжЬ "Ь Ратм "Ь

2о

(14.10)

Внешнему давлению противостоит давление газа внутри пу-
зырька, также зависящее от радиуса кривизны. Эта зависимость
выражается формулой Томсона, которая для парового пузырька
в жидкости примет вид

р' = р^ехр

2ои

РТг

(14.10')

Рис. 14.4. Схема зависимости внеш-
него р и вн\ треннего р' давлений газа
от радиуса пузырька

где рсо — равновесное давление при данной температуре и пло-
ской поверхности раздела
жидкости.

С увеличением радиуса
пузырька давление со сто-
роны жидкости уменьшает-
ся вследствие уменьшения
поверхностного давления,
а давление газа в пузырьке
увеличивается (рис. 14.4).
При р > р' пузырек захло-
пывается, а при р < р'—
продолжает расти.

Учитывая, что размер
любого зародыша фазы В
в процессе его развития
должен в какой-то момент
времени быть равен крити-
ческому размеру,. И. Я.

Френкель принял, что скорость превращения А -> В пропорцио-
нальна числу зародышей критического размера, существующих в
метастабилыюй системе в данный момент. Оценивая вероятность
роста и захлопывания пузырька, он получил уравнение, харак-
теризующее скорость фазового перехода.

Однако данные расчета по этому уравнению значительно
расходятся с опытными. Так, при перегреве воды в 2,7 раза по
отношению к стандартной температуре кипения, расчетная ско-
рость кипения оказалась ничтожно малой. К таким же резуль-
татам приводят и другие формулы, предложенные разными
авторами. Хотя количественные расчеты по ним невозможны,
они позволяют качественно оценить роль отдельных факторов r
процессе кипения. Возьмем в качестве примера формулу, при-
веденную в работе В. И. Явойского, для оценки удельной ско-
рости (интенсивности) образования I газовых зародышей в ре-
зультате реакции окисления углерода в ванне [140].
Исходя из выражения 1 = Ле кТ , принимая по Гиббсу,
что работа образования пузырька &y = -y-nr2o, и определяя г
из выражения, подобного выражению (14.10'),

получим

ГЛ / IGnePv2 \ ...

/ = Л ехр/------------------\, (14.12)

I Рсо I

I 3kR2T3 In2 —— J

\ Poo '

или заменяя мольный объем v объемом, приходящимся на одну
молекулу, v = vmNAt и помня, что R = kNAy

I = А ехр

16лиДо3

3fc3!2 In2

Из формулы следует, что скорость процесса увеличивается
с повышением температуры и степени пересыщения (рсо/р«) и
уменьшается с увеличением поверхностного натяжения.

Для количественного совпадения данных расчета и опыта
нужно было бы учесть роль твердых поверхностей, в том числе
поверхностей различных частиц, взвешенных в расплаве
(«планктона» по выражению А. А. Байкова), а также поверхно-
стей пузырьков.

При отсутствии таких поверхностей зарождение пузырьков
в стали оказалось бы практически невозможным. Это, в частно-
сти, подтверждается резким снижением скорости окисления
углерода при плавке стали в кварцевых тиглях с полностью
оглазурованной поверхностью (опыт Ф. Кербера и В. Эльзена).

По современным представлениям зародышевые пузырьки
возникают на границе раздела твердой и жидкой фаз, гак как
затраты энергии на оттеснение жидкости от твердой поверхно-
сти значительно меньше, чем на разрыв жидкости. При этом
немаловажное значение имеет смачиваемость твердого тела
жидкостью, зависящая от соотношения межфазных натяжений
на границе твердое тело—жидкость (012), твердое тело — газ
(О2з) И ЖИДКОСТЬ—ГаЗ (О1з).

Если oj2 велико по сравнению с 023, то по условию миниму-
ма поверхностной энергии поверхность контакта жидкости
с твердым телом стремиться уменьшиться и газовый пузырек
примет форму линзы. В этом случае говорят, что жидкость
плохо смачивает твердое тело. Наоборот, если 012 мало по срав-
388
нению с О2з» то поверхность контакта жидкость — твердое тело
стремиться увеличиться (жидкость смачивасг твердое гело) и
газовый пузырек приобретет сферическую форму.

Смачиваемость оценивается краевым углом 0.

По правилу Неймана

cos 6=

а13

Острый краевой угол (cos 0 > 0) характеризует хорошую»
а тупой — плохую смачиваемость твердой поверхности жидко-
стью.

Работа отрыва жидкости от твердой поверхности (работа
адгезии на границе твердого тела с жидкостью) описывается
выражением

Ладг = <т2з + О13 —012 = 013(1 +COS0).

Очевидно, чем хуже жидкость смачивает твердое тело
(0 > 90°, cos0 < 0), тем меньше работа адгезии и тем легче
газовому зародышу оттеснить жидкость с поверхности твердого
тела.

При плохом смачивании жидкостью твердой поверхности
(0 > 90е) зарождение пузырьков облегчается еще тем, что в
этом случае часть газа при отрыве пузырька остается на по-
верхности в виде нового готового зародыша (отрыв происходит
с образованием перемычки) и, кроме того, линзообразный пузы-
рек по сравнению со сферическим такого же объема имеет зна-
чительно больший радиус кривизны и, следовательно, меньшее
капиллярное давление, препятствующее вместе с гидростатиче-
ским давлением возникновению пузырька закритического
размера.

Все сказанное в равной мере относится к образованию пара,
к выделению газа из раствора и протеканию в жидкости реак-
ции с образованием и выделением газообразных продуктов.

48. ОСОБЕННОСТИ ПОГЛОЩЕНИЯ ГАЗОВ
РАСПЛАВЛЕННЫМ МЕТАЛЛОМ
В УСЛОВИЯХ ДУГОВОГО РАЗРЯДА

При обработке металла дугой взаимодействующий с распла-
вом газ имеет температуру, значительно превышающую темпе-
ратуру металла, и содержит возбужденные молекулы, атомы,
активные частицы (радикалы, ионы), концентрация которых
зависит от состава газа и режима сварки. Это увеличивает хи-
мическую активность газа и обеспечивает при благоприятных
кинетических условиях содержание газа в металле шва, превы-
шающее равновесное (или, как говорят, выше его стандартной
растворимости). При этом подразумевается равновесие, отве-
чающее обычным условиям нагрева и плавления металла без
специфической активации газа.
Некоторые исследователи считают, что сверхравновесному
поглощению газа способствует электрическое поле, хотя убеди-
тельных доказательств этого предположения нет.

Наиболее исследовано поглощение (сорбция) при дуговой
сварке азота (хотя вопрос о механизме сорбции все еще
остается дискуссионным). Поэтому ниже будет рассмотрено
главным образом взаимодействие металла с азотсодержащей
дуговой плазмой. Как и в случае анализа окислительно-восста-
новительных реакций, прежде всего обратимся к опытам с
неподвижной ванной, образованной дугой с ненлавящи.мся
вольфрамовым электродом (как к простейшему случаю, в кото-
ром наиболее четко отражены основные закономерности процес-
са сорбции).

Роль отдельных участков поверхности ванны в поглощении
газов. Исследуя поглощение кислорода титаном при плавлении
его дугой с вольфрамовым электродом в камере с контролируе-
мой атмосферой, Д. Салътер и Д. Мильнер для объяснения
опытных данных были вынуждены предположить, что поглоще-
ние газа происходит не на всей поверхности ванны, а на неко-
торой активной ее части, размер которой зависит от размеров
плазменной струн [170].

Эта идея получила дальнейшее развитие при изучении
поглощения водорода из дуговой атмосферы .чизкоуглеродистой
сталью [171]. Активную зону Д. Сальтер отождествлял с ярко
светящейся областью на поверхности ванны, расположенной
непосредственно под дугой. Измеряя ее с помошью катетометра,
он нашел, что площадь этой зоны увеличивается с увеличением
силы тока (рис. 14.5). Зависимость активной поверхности от
массы образца, вероятно, объясняется лучшими условиями
охлаждения ванны большого объема. Однако остается неясным,
насколько визуальная оценка по яркости зоны нагрева отвечает
действительным размерам активной области. Последняя, веро-
ятно, зависит скорее всего лишь от характеристик плазменной
струи. Впрочем, диамегр активной зоны, установленный визу-
ально Д. Сальтером, хорошо совпадает с границей токопроводя-
щей области на твердом аноде по электричес! им измерениям
П. Шоека (табл, 14.3) [136].

Таблица 14.3

Сила тока, А Спина дугового проме- жутка. см Параметры распределения теллевого потока по ГГ. Шоеку Диамегр активной зоны по Д. Саль- тсру*. см
^2т' кВт'см-* ь, СМ~2 Q- кВт dH- см
150 0,6 4,5 7,7 1,84 1 26 1,32
150 0,5 4,6 8,3 1,75 1,24 1,28
100 0,5 4.0 U.7 1J0 0,80 0,90

• Для образца массой 9 г.
Опыты автора данной книги подтвердили необходимость
выделения области активного поглощения газа на поверхности
ванны. Это видно на рис. 14.6, на котором показано снижение

Рис. 14.5. Зависимость активной по-
верхности от силы тока при длине ду-
гового промежутка, равной 5 мм.

Л1асса образца в г:
/ — 6: 2 — 9

Рис. 14.6. Зависимость содержания
азота в металле от поверхности
ванны (неподвижная ванна, / =•
= 200 А, Рда = 0,05 бар, продол-
жительность насыщения 1 с)

содержания азота в ванне с увеличением ее общей поверхности,

достигаемое за одинаковое время при одинаковом режиме, т. е.
при неизменной активной поверхности, но увеличивающейся

массе ванны. Если погло-
щение газа сосредоточено
в некоторой активной зоне
поверхности ванны, на ос-
тальной се части возможна
десорбция газа. В этом слу-
чае поверхность ванны раз-
бивается на две области:
/ — металл нагревается ду-
гой и насыщается газом из
плазменной струи; // — ме-
талл охлаждается и проис-
ходит частичная десорбция
газа (рис. 14.7).

В случае взаимодействия

Рис. 14.7. Области абсорбции и де-
сорбции газа в сварочной ванне
(схема)

металла со шлаком актив-

ной следует считать зону //, так как шлак обычно оттесняется
из головной части (зона /) ванны к ее хвостовой части.

При силе тока 100 А и более диаметр активной зоны состав-
ляет около 0,9 см (см. рис. 14.5). Таким образом, если исполь-
зовать образец диаметром 5 мм, то вся его поверхность является
активной, т. е. F = F% = 0.

Распределение азота по объему ванны в процессе его погло-
щения. Результаты взаимодействия металла с газовой фазой при

сварке, как уже говорилось, зависят от кинетики процесса.
Кинетику поглощения газа сварочной ванной изучали
Г. Г. Утлинский, Н. II. Панкратов и автор данной книги.

В большинстве опытов применяли цилиндрические образцы
из стали Х18Н9 (0,03% С; 20,2% Сг; 9,4% Ni; 0,12% Ti;
0,06% Al), подвергавшиеся действию аргоно-азотной плазмы
(дуга с вольфрамовым электродом).

Образец помещали в охлаждаемую медную форму; верхнюю

его часть расплавляли неподвижной дугой с вольфрамовым

электродом в аргоне. По установлению стационарной (постоян-

Рис. 14.8. Кинетика насыщения азотом
стационарной ванны на разной глуби-
не по оси ванны (спектральный
анализ):

О — 0 мм; △ — 1 мм; □ — 2,6 мм

ного размера) ванны аргон
заменяли смесью аргона с за-
данным содержанием азота.
Момент подачи смеси прини-
мался за начало отсчета. По-

Рис. 14.9. Кинетика насыщения
азотом стационарной ванны
Усредненные данные в ее верх-
ней (/) и нижней (2) частях

еле включения дуги продолжали подавать аргоно-азотную
смесь для ускорения охлаждения поверхности ванны и умень-
шения возможной десорбции газа. На образцах изучали изме-
нение во времени средней концентрации азота в ванне, для че-
го при отборе стружки захватывали по-возможности весь пере-
плавленный металл, и распределение азота по объему метал-
ла путем послойного анализа в осевом и радиальном направ-
лениях с помощью спектрально-эмиссионного метода [116].

Анализ показал, что на периферии образца быстро обра-
зуется насыщенный азотом слой, стремящийся к равновесию
с плазмой, в то время как концентрация азота в центральной
(осевой) зоне образцов диаметром 5 мм повышается сравни-
тельно медленно (рис. 14.8). Медленное насыщение азотом
срединной части образца, видимо, объясняется стесненной
конвекцией в ванне малого объема. На образцах диаметром
20 мм концентрация выравнивалась быстрее [17].

Провал на кинетических кривых в области t 20 с
(рис. 14.8), объясняется выносом из глубины ванны в верхние
слои металла, бедного азотом, вследствие интенсификации кон-
векции возникающим в это время пузырьковым кипением ванны.
Провал на кривых сглаживается с увеличением глубины отбора
проб.

Аналогичный ход кинетических кривых был получен и при
химическом анализе (по Кьельдалю) стружки, взятой из двух
частей ванны: верхней на глубине 0,1 —1,5 мм и нижней на
глубине 1,5—3,0 мм (рис. 14.9).

В движущейся сварочной ванне можно ожидать лучшей
конвекции за счет более развитого электромагнитного воздей-

Рис. 14 10. Распределение азота в сварочной ванне и метал-
ле шва при рх2 = 0.05 бар и скорости сварки в м/ч:

а — 2,7; б — 10; в — 25.9: г — схема расположения точек при
проведении анализа

ствия (см. п. 20). Анализ в этом случае показал довольно рав-
номерное распределение азота по глубине, длине и ширине
ванны (кратера) и шва. В то же время наблюдается заметное
снижение средней концентрации азота с увеличением скорости
сварки вследствие уменьшения времени взаимодействия метал-
ла ванны с газовой фазой (рис. 14.10).

Пузырьковое кипение ванны в процессе насыщения азотом.
При насыщении металла из дуговой плазмы азотом наблю-
дается интенсивное выделение пузырьков газа. Спектральный
анализ показывает резкое увеличение интенсивности линий
азота при пробивании искрой небольших пор, расположенных
вблизи поверхности анализируемого участка металла [логарифм
отношения интенсивности линии азота к интенсивности фона
(Л1//ф) в местах расположения пор возрастает в несколько раз
но сравнению с его значением для поверхности металла без
пор], что позволяет в этом случае считать азот основным ис-
точником газовых пузырей. Незначительное снижение содержа-
ния углерода в ванне в процессе кипения ванны говорит о том,
что реакция окисления углерода за счет примеси кислорода
в аргоне не играет роли.

Механизм азотного кипения можно представить в следую-
щем виде. Отдельные объемы металла из поверхностного слоя
с высокой концентрацией азота, превышающей его стандартную
растворимость (вследствие взаимодействия с плазмой), конвек-
тивными потоками заносятся в глубь ванны, где возникают
значительные местные пересыщения (относительно металла, не
находящегося под воздействием плазмы), приводящие к выде-
лению азота в самостоятельную фазу — к образованию и росту
газовых зародышей.

Обязательным условием начала азотного кипения является
достижение высокой концентрации азота в верхней части ванны
и попадание отдельных объемов пересыщенного азотом металла
из верхних слоев в глубь ванны, на что затрачивается опреде-
ленное время.

Период времени до начала кипения будет, очевидно, тем
меньше, чем быстрее насыщаются азотом верхние слои ванны,
чем больше разница между содержанием азота в этих слоях и
его стандартной растворимостью и чем интенсивнее конвекция
в ванне.

Азотное кипение ванны может явиться причиной образования
пор в металле шва, что в исследованиях по сварке, к сожале-
нию, не всегда учитывается. Возникновение газовых пузырьков
и пор в металле шва до сих пор приписывали преимущественно
скачку растворимости газа в точке затвердевания металла.

Опыты показали, что время до начала кипения увеличивает-
ся: с уменьшением силы тока (вследствие того, что уменьшается
интенсивность конвективных потоков в ванне и, как будет
дальше показано, скорость поглощения азота); с уменьшением
парциального давления азота в газовой фазе (при этом умень-
шается скорость поглощения азота); при легировании металла
сильными нитридообразователями (в результате повышения
при этом растворимости азота в расплаве и соответствующего
уменьшения локального пересыщения).

Перечисленные факторы, очевидно, могут быть использованы
для уменьшения опасности порообразования при сварке.

По мере выравнивания концентрации азота по объему ванны
уменьшается степень пересыщения и устраняется основная
причина возникновения газовых зародышей, и кипение прекра-
щается. После этого средняя концентрация азота в металле, как
показывает анализ, близка к его концентрации в поверхностном
слое, т. е. находится в равновесии с азотом плазмы.
Кинетика насыщения азотом неподвижной (стационарной
в геометрическом отношении) ванны. Используя схему, показан-
ную на рис. 14.7, поглощение газа ванной можно представить
в виде алгебраической суммы двух процессов: абсорбции газа
на активном участке поверхности Fi и десорбции его на осталь-
ной поверхности ванны F? = F— fi-

Скорость абсорбции газа большинством исследователей
описывается уравнением первого порядка [73]. Для неподвижной
ванны

где р' — коэффициент массопереноса при абсорбции; V — объем
металлической фазы; S' и х— соответственно концентрации га-
за на поверхности и в объеме.

Быстрое насыщение поверхностного слоя и замедленное
продвижение азота в глубь ванны позволяют предположить,
что скорость в условиях дугового разряда лимитируется
транспортом азота в металлической фазе. Тогда, очевидно, кон-
центрация азота на поверхности абсорбции отвечает динами-
ческому равновесию поверхностного слоя с азотсодержащей
плазмой. Обозначим ее через Si и примем S' =

На поверхности десорбции А концентрация азота меньше
Примем ее равной средней концентрации азота в ванне х, что,
конечно, не точно, но позволяет оценить повышение ее по мере
насыщения ванны азотом. Тогда, учитывая десорбцию газа с
коэффициентом массопереноса р", получим

—- = -P2j_(S,—х)----^-(х—S2), (14.13)

где S2 — стандартная растворимость газа при данной темпе-
ратуре металла и данном его парциальном давлении в атмосфе-
ре без учета условий дугового разряда, т. е. принимая что
специфическое действие дуги распространяется только на
активную поверхность ванны.

Уравнение (14.13) представим в виде

где

dx
dt

= -(Лх-В),

После интегрирования этого уравнения (помня, что х = с0
при t — 0)

x=4-f-T— (14.14)

А \ A J
где

Для образцов диаметром 5 мм, как указывалось, все зерка-
ло ванны является активной зоной, т. е. Fi = F и F2 — 0.
В этом случае второй член уравнения (14.13) обращается
в нуль; при интегрировании уравнения получим

x = Sl-(S1-^)^, (14.15)

где

При обработке опытных данных принимали Si — 0,6% (по
результатам анализа металла ванны после прекращения кипе-
ния — выделения газовых пузырьков и разбрызгивания метал-
ла). Анализ показал значительный разброс результатов
(0,47—0,80%), но не выявил закономерной зависимости макси-
мального содержания азота в ванне от его парциального дав-
ления в газовой фазе.

Кинетические кривые можно проследить лишь на участке до
момента начала кипения ванны, так как анализ кипевшего
металла практически невозможно сделать вследствие наличия
в нем мелких газовых пор.

Опыт показал, что скорость поглощения азота зависит от
его парциального давления (рис. 14.11). Из уравнения (14.15)
можно найти

S| Cq

За начальную концентрацию взяли = 0,05% по данным
анализа металла после расплавления и выдержки в аргоне до
установления теплового равновесия (постоянных размеров
ванны)

По известному k рассчитаны значения коэффициента массо-
переноса

Объем и поверхность ванны определяли по макрошлифам,
полагая, что ванна осесимметричная. С повышением парциаль-
ного давления от 760 до 4900 Н/м2 (от 0,008 до 0,05 ат) р' изме-
няется от 0,33- 10~2 до 4,5- 10"2 см/с. Зависимость р' от .
вероятно, связана с тем, что толщина пограничного слоя зависит
от состава газовой фазы и тепловой обстановки на поверхности,
изменяющейся с изменением pN . О влиянии десорбции азота
с поверхности F2 на его содержание в металле шва можно су-
396
дить по данным о поглощении азота в опытах на образцах из
гой же стали диаметром 20 мм при pNj = 0,05 бар (рис. 14.12).
Из сравнения кривых, показанных па рис. 14.11 и рис. 14.12,
видно, что наличие зоны десорбции значительно уменьшает ско-
рость поглощения азота. Последняя уменьшается и вследствие

Рис. 14.11. Кинетика насыщения
азолом ванны (неподвижной)
при парциальном давлении
азота в бар;

/ _ 0.008. 2 — 0.02; 3 — 0.05

уменьшения удельной поверх-
ности ванны с увеличением
диаметра образца, как пока-

Рис. 14.12. Кинетика поглоще-
ния азота образцом диаметром
20 мм (неподвижная ванна)

зали опыты с насыщением образцов разного размера (табл. 14.4).
Зависимость содержания азота от величины поверхности об-
разца по данным табл. 14.3 приведена на рис. 14.6.

Таблица 14.4

Диаметр
образца, мм

Поверхность
ванны F, см2

Объем ванны Удельная поверх- Содержание азота

V, см* ность FV, см—1 в металле шва, %

7 0,46 0,075 6,1 0,140—0,151 0,146
10 1,05 0,26 4 0,086—0,098 0,092
15 2,15 0,665 3,25 0,060—0,072 0,063
20 3,50 1,25 2.8 0,052—0,064 0,057

Примечание. Парциальное давление аюта равно 0.05 ат (0,049 бар); время на-
сыщения 1 с.

Г. Г. Утлинский при ориентировочных расчетах получил для
стали Х18Н9Т р" — 4,5 • 10_3 см/с, что на порядок меньше ве-
личины р = 4,5- 10~2 см/с. В расчетах принимали — 0,6% и
S2 = 0,045%.
При обычной плавке (без дугового разряда) коэффициент
массопереноса азота при абсорбции и десорбции практически
одинаков и для железа составляет соответственно 14,5-10
и 14,8-10~3 см/с при 1600°С [157|. По другим данным коэффи-
циент р' для железа составляет (0,5 ~ 5,0) • 10“2 см/с (134, 141];
он уменьшается с увеличением в расплаве содержания кисло-
рода и углерода [141].

Результаты опытов позволяют говорить о наличии динами-

Рис. 14.13. Зависимость концентрации азота в металле от
У Рх2 в смесях аргон — азот (pN* + рАг = 1):

/ — при плавлении плазменной дугой по данным работы В. И- Ла-
комского и Г. Ф. Торхова (60); 2 — при дуговой сварке по данным
работы М. Инагаки и др [155]-, 3 — Т. Кобаяиш и др и 4 —
К. В. Багрянского н П. Ф. Лаврика |23]

металла в активной зоне. Причем концентрация азота в этом
слое, отвечающая равновесию, видимо, мало зависит от концен-
трации азота в плазме, что противоречит закону Сивертса.
Отклонения от закона Сивертса при дуговом плавлении обна-
ружены и другими исследователями (рис. 14.13).

Причины этого, как и весь вопрос о механизме сорбции
газов в том числе азота из плазмы, остаются дискуссионными,
хотя на этот счет высказываются различные предположения
(см., например, [60, 120] и др,). Однако из-за недостаточности
экспериментального материала исследователи пока еще не
пришли к определенному мнению. Весьма возможно, что харак-
тер кривых, показанных на рис. 14.13, в значительной степени
определяется кинетикой процесса (кривые построены без учета
времени насыщения). Например, при малых рк2 время взаимо-
действия металла с газом при сварке плавящимся электродом и
наличии квазистационарной сварочной ванны может быть
заведомо недостаточным для достижения предельно возможного
при данных внешних условиях (pNj и энергетическом уровне
плазмы) содержания азота в металле [23, 158]. Используя
рис. 14.11 и приняв для некоторого времени выдержки tx = const
(пересечение изохроны fi с кинетическими кривыми, соответ-
ствующими различным парциальным давлениям азота р\ >
> р2 > Рз» которые обозначены на рис. 14.14 соответственно

Рис. 14.14. Схема насыщения металла газом при разных пар-
циальных давлениях:

а — семейство кинетических кривых; б — изохрона (/ — const)
для разных парциальных давлений

цифрами 1, 2, 3,....), получим точки (рис. 14.14, а) приближенно
расположенные на некоторой прямой при малых pNjj и на
горизонтальной прямой при /MPi > Р2 > Рз, •••)• Более

вероятно предположение, что растворение азота при больших
значениях р n2 ограничивается кипением ванны.

Поглощение азота движущейся квазистационарной ванной.
Содержание газа в движущейся ванне (и соответственно в ме-
талле шва) определяется кинетикой реакций, протекающих в
ней: Расчетное уравнение для этого получаем из дифференци-
ального уравнения

(pVx) = goco + p'pF, (S, - х)—^"pF2(x—S2)— £крх,

аналогичного выражению (9.1), но с учетом десорбции газа.

В квазистационарном состоянии V' = const, go = j?ltp = g.
Откуда содержание газа в ванне

gg) + p,pFlS14-p',pF2S2
g+ p'pF, + p’pFj

(14.16)

Обозначим FJF = m.
Тогда

Ft = mF и F2 = F—F| = F(1—m).
После подстановки значений Fi и F2 и деления на g числи-
теля и знаменателя дроби выражения (14.16) получим

Со + (Р 'р-S I — P’p-S;) т[ +
ИЧР'р-Р'рМ + Р'р/

(14.17)

где

Представление о поглощении азота движущейся ванной дали
опыты по сварке стали Х18Н9Т толщиной 3 мм вольфрамовым

Рис. 14.15. Зависимость со-
держания азота в металле

электродом при парциальных дав-
лениях азота 0,049 и 0,0196 бар
(0,05 и 0,02 ат) (рис. 14.15). Рас-
четная кривая дана для pN =
= 0,05 ат. Результаты расчета по
выражению (14.17) приведены в
табл. 14.5.

При расчете принимали: =*
== 0,34 см2, Sj = 0,6%, S2 = 0,045%;
3' = 4,5-10-2 см/с; р" = 2-Ю-3 см/с.

Скорость плавления металла
находили из выражения

£ = i\.BpFm.

шва от скорости сварки:

О — р .. •* 0.05 и

Ла

и • — 0,02 бар

влиянии кислорода в
в металле.

Влияние кислорода на погло-
щение азота из плазмы. Особен-
ность процесса поглощения азота
из дуговой плазмы заключается во
газовой атмосфере на содержание азота

Таблица 14.5

Скорость сварки vClV см/с Площадь сечения шва СМ2 Скорость плавления металла g, ГС Поверх- ность ванны /•’, см2 Отношение F —т Отношение fr см2-с/г Содержание азота в ванне с . % В
опыт расчет
0,075 0,56 0,33 2,25 6,6 6,8 0,158 0,17
0,16 0,42 0,51 1,45 4,25 2,85 0,142 0,13
0,28 0,35 0,73 0,96 2,8 1,3 0,089 0,10
0,70 0,22 1.47 0,60 1,75 0,4 0,080 0,08

Если при обычных способах плавки (без дугового разряда)
наличие кислорода затрудняет сорбцию азота (см. п. 46), то
в процессах с плазмой кислород в атмосфере дуги способствует
большему поглощению азота расплавленным металлом.

400
Для иллюстрации приведем данные, относящиеся к аргоно-
дуговой сварке низкоуглеродистой стали [158]:

Атмосфера

Аргон+азот
СО2-|-азот
Кислород+азот

Содержание азота
в металле шва, %

До 0,045
До ОДО
До 0,14

Большинство исследователей объясняют положительное
влияние кислорода на сорбцию азота из плазмы образованием
в дуге окислов азота. Одним из первых па это обратил внимание
К- П. Вощанов.

Действительно, энергия диссоциации молекулы азота значи-
тельно выше энергии диссоциации молекулы N2O (соответствен-
но 695 и 103 кДж/моль), что должно облегчить абсорбцию азота
из окисла.

49. ОБРАЗОВАНИЕ ПОР В МЕТАЛЛЕ ШВА
И ПУТИ ИХ ПРЕДУПРЕЖДЕНИЯ

Поры образуются в результате захвата затвердевающим ме-
таллом газовых пузырьков, возникающих вследствие выделения
газов, растворенных в металле, или газообразных продуктов
реакции. Основную роль при этом играют водород, азот, а
также окись углерода, образующаяся в результате окисления
углерода в расплавленном металле. Другие газы, например SO2,
участвуют в образовании пор сравнительно редко.

Выделить действие каждого из этих газов не всегда возмож-
но, так как зачастую в зародышевые пузырьки, образованные
выделением одного газа, диффундирует другой газ, который
интенсифицирует их рост и усиливает пористость.

По вопросу о пористости сварных швов имеется обширная
литература. Среди книг, посвященных этой проблеме, следует
отметить монографию И. К- Походпи, которая содержит новый
материал и обширную библиографию [103]. Это позволяет в дан-
ной книге ограничиться отдельными примерами, иллюстрирую-
щими основные закономерности поглощения и выделения газов
при сварке, рассмотренными с точки зрения объяснения и
обоснования мер по предупреждению пористости при сварке.
Такими мерами являются:

снижение содержания газов в основном и электродном
металле;

устранение или уменьшение возможности поступления в зо-
ну сварки газов, абсорбируемых металлом, и влаги из свароч-
ных материалов (покрытий, флюсов) из загрязнений на
поверхности свариваемого металла и электродной проволоки
(адсорбированной влаги, ржавчины, жировых и других водо-
родсодержащих загрязнений);
предупреждение развития в сварочной ванне химических
реакций с образованием газообразных продуктов, прежде всего
реакции окисления углерода [142];

подавление процессов поглощения газов из атмосферы дуги
и выделения растворенных газов из сварочной ванны;

создание условий, благоприятствующих удалению (всплыва-
нию) газовых пузырьков, образовавшихся в ванне.

Роль газов, содержащихся в исходных материалах. Наличие
в основном или электродном металле повышенного (сверх-
равновесного) содержания газов может привести к их выделе-
нию при расплавлении металла в процессе сварки и к образо-
ванию пор в металле шва, особенно если сваривается пористый
металл, содержащий уже готовые газовые зародыши.

Такой же результат получится, если в металле при затвер-
девании слитка зафиксированы неравновесные концентрации
компонентов и при расплавлении металла возможно развитие
реакций между ними, например реакции

с+о->со.

Такова, в частности, одна из основных причин возникновения
пористости при электроннолучевой сварке. Пониженное внеш-
нее давление (вакуум) в этом случае облегчает выделение газа
или развитие реакции окисления углерода.

Наконец, повышенное содержание газа в свариваемом ме-
талле при его дополнительной абсорбции из атмосферы приво-
дит к более быстрому пересыщению ванны и способствует
возникновению пористости. Сказанное относится к основному и
присадочному металлам и в равной степени к металлу шва при
многослойной сварке. Например, при сварке под флюсом низко-
углеродистой стали по швахМ или прихваткам, выполненным
голой проволокой (или тонкопокрытыми электродами), возни-
кает пористость, которая вызвана выделением газов (азота) из
переплавляемого металла шва или прихватки.

Таким образом, необходимо ограничивать содержание газов
в металле, предназначенном для сварки. В наибольшей степени
это относится к так называемым активным металлам, способ-
ным поглощать значительные количества газов в процессе плав-
ки, литья и металлургической обработки [74].

Наибольшую опасность представляют газы, содержащиеся в
сварочных материалах (покрытиях, флюсах, в шихте порошко-
вой проволоки). Это прежде всего водород в виде воды и его
производные, образующиеся при разложении органических
компонентов.

Вода в сварочных материалах находится в адсорбированном
виде (гигроскопическая влага) и в связанном состоянии, входя
в структуру минералов в виде молекул в кристаллогидратах
или в виде гидроксильной группы ОН в гидроокисях. Кроме
402
того, вода может присутствовать в виде молекул в пустотах
ионного каркаса некоторых минералов (например, цеолитов).

Если гигроскопическую воду легко удалить при нагреве до
сравнительно невысоких температур (хотя она еще легче адсор-
бируется вновь в благоприятных условиях), то для удаления
кристаллизационной (гидратной) воды необходим нагрев до
200—400° С. При еще более высокой температуре теряют воду
гидроокиси, например Са(ОН)2, начиная от 537° С, Ва(ОН2) X
X 8Н2О при 780° С, а цеолитная вода при 200—1000° С и выше
в зависимости от размера и разветвленности каналов, соединяю-
щих пустоты с атмосферой.

Поэтому сварочные материалы, как правило, содержат
некоторое количество воды, которая при их плавлении в виде
водяного пара попадает в зону дуги, частично диссоциирует,
образуя атомарный водород, который может абсорбироваться
расплавленным металлом.

В качестве примера можно привести сварочные флюсы
системы СаО — А120з— CaF2. Отсутствие в них SiO2 полностью
исключает протекание кремниевосстановительного процесса, что
является их большим достоинством. Но большая склонность к
гидратации (связыванию воды при приготовлении, а зачастую и
при хранении) вызывает повышенное содержание водорода
в наплавленном металле (табл. 14.6) [11] и склонность к обра-
зованию пор.

Таблица 14,6

Флюс Температура прокалки флюса, °C Вода, оставшаяся во флюсе после прокалки; % Водород в наплав- ленном металле, см3/1 00 г
48-ОФ-6 400 600 750 900 1000 0,55 0,22 0,17 0,11 0,09 28,3 18,1 17,4 7,9 8,17
48-ОФ-Ю 400 900 1 1 22,7 7.7

Другими источниками, из которых водород поступает в шов,
являются органические материалы (целлюлоза, крахмал и др.),
вводимые в электродные покрытия для защиты зоны дуги га-
зами, образующимися при их термическом разложении. Незна-
чительное количество шлака, получающееся при сварке такими
электродами, придает им нужные технологические свойства
(например, удобство сварки в различных пространственных
положениях), что компенсирует в известной степени повышенное
газосодержание наплавленного металла и склонность его
к пористости.
Роль поверхностных загрязнений. При сварке по ржавому
металлу получаются пористые швы в результате взаимодействия
металла с водяным паром (водородом), выделяющимся при
разложении ржавчины. Получил широкое применение метод
оценки склонности сварных швов к пористости при применении
того или иного флюса по количеству ржавчины, способному
вызвать эту пористость [68].

Окалина на свариваемых кромках также может быть причи-
ной пористости; она вызывает окисление металла ванны и
образование СО.

Но значительно более важную роль в порообразовании
играют поверхностные загрязнения при сварке алюминия, тита-
на и других химически активных металлов.

При сварке алюминиевых сплавов поры появляются в ре-
зультате выделения из ванны водорода, основной источник
водорода — влага, адсорбированная поверхностью свариваемо-
го и присадочного металлов, а также гидратная вода в окисной
пленке.

Особенно много влаги содержит пористая окисная пленка на
сплаве АМГ-6 и на магниевых сплавах. При этом существенное
значение имеет реакция взаимодействия алюминия непосредст-
венно с водой, попадающей в ванну с частицами окисной плен-
ки [76].

Для предупреждения пористости необходима тщательная
очистка поверхности сварочной проволоки и свариваемого
металла.

Однако на поверхности металла, кроме адсорбированной
влаги, имеются жировые и пылевые загрязнения. Последние
включают органические минеральные и сажистые вещества и
могут быть причиной пористости. Об этом свидетельствует,
например, опыт В. И. Оботурова, который установил, что
пористость больше у образцов из сплава АМГ-6 при сварке их
после хранения (травления и обезжиривания) стыкуемыми
кромками вверх, т. е. в условиях, благоприятных для оседания
пыли. У образцов, хранившихся кромками вниз, пористости не
было или она была значительно меньше, чем пористость в рас-
смотренном выше случае, хотя условия для адсорбции влаги
в обоих случаях практически одинаковы.

Источником газообразования при этом, как показали опыты,
являются только вещества органического происхождения;
нанесение же на свариваемые кромки минеральной пыли или
сажи не вызывало в них пористости.

Образование пор за счет поверхностных загрязнений воз-
можно не только насыщением ванны водородом через газовую
фазу или в результате непосредственного попадания влаги
с поверхности в жидкий металл, но и другим способом, который
можно представить в следующем виде (по данным В. И. Обо-
турова и автора данной книги).
По мере нагрева кромок источником теплоты начинается
термическое разложение (пиролиз) органических веществ (или
испарение абсорбированной влаги. Образующиеся газы при
наличии значительного зазора между кромками легко удаляют-
ся (это вероятнее, когда загрязнения расположены на наружной
поверхности деталей). Однако, если зазор мал, что обычно
имеет место вследствие термического сжатия соединяемых эле-
ментов, то удаление газа затруднительно. В этом случае можно
ожидать появления пор. При сварке в стык пластин с неполным
проплавлением наблюдаются два вида пор —в металле шва и
располагающиеся за границей оплавленного металла, вблизи
линии сплавления. Последние обычно сравнительно небольшого
размера и обнаруживаются в изломах на нерасплавленных
кромках в виде полусферических углублений.

Происхождение их таково: в местах скопления загрязнений
при нагреве кромок происходит интенсивное местное выделение
газов (продуктов пиролиза, паров и воды). При плотно сжатых
кромках (при отсутствии свободного выхода газа) в естествен-
ных неровностях их поверхностей появляются микрообъемы,
заполненные газом, который находится под давлением. С повы-
шением температуры возрастает давление газа, вызывая ло-
кальную деформацию нагретого и потому достаточно пластич-
ного металла и образование сферических пор, заполненных
газами. Все это происходит на участках впереди источника
теплоты (дуги), где температура хотя и достаточно высока,
чтобы вызвать газообразование, но еще не достигла точки плав-
ления материала. Но по мере продвижения ванны эти поры
(газовые зародыши) могут захватываться расплавленным ме-
таллом, развиваться и всплывать. При достаточно большой
скорости затвердевания они остаются в металле шва как газо-
вые поры большего или меньшего размера. Число пор и их
размеры тем больше, чем больше загрязнений на поверхности
торцов. При отсутствии загрязнений пористости нс наблю-
дается.

Аналогичные результаты получены при увлажнении кромок.
В случае нанесения загрязнений на наружную поверхность
кромки, как и при сварке по сплошному металлу, нет условий
для появления газовых зародышей; поры в таком случае, как
хорошо известно, не образуются.

Сказанное наглядно подтверждают опыты по сварке с не-
полным проплавлением образцов с жестко заданными зазорами
между соединяемыми кромками различной величины и с искус-
ственно нанесенными на кромки пылевыми и жировыми
загрязнениями.

На участках шва, где зазоры практически отсутствовали,
наблюдались поры в металле шва и в зоне несплавления. При
небольшом (менее 0,1 мм) зазоре выделяющиеся газы успевали
удалиться, а в металле шва были зафиксированы лишь газовые
Рис. 14.16. Зависимость стан-
дартной свободной энергии
реакций восстановления уг-
леродом титана, алюминия
и ниобия от температуры.
Цифры на кривых соответст-
вуют реакциям иа стр. 407

пузыри, захваченные расплавленным металлом. Если зазор
превышал 0,1 мм, поры, как правило, отсутствовали.

Когда на кромки наносили пылевые или жировые загрязне-
ния, то вокруг пор, образовавшихся в зоне несплавления,
наблюдалось потемнение поверхности, вызванное, видимо,
наличием конденсированных продуктов пиролиза. С увеличени-
ем количества загрязнений, нане-
сенных на кромки, размеры темных
пятен вблизи пор увеличивались.
Связь между расположением пор и
пятен свидетельствует о том, что
поры в рассматриваемом случае
являются результатом пиролиза за-
грязнений.

При пиролизе (разложении без
доступа воздуха) органических ве-
ществ состав образующихся газов
зависит от температуры. Уже при
температуре свыше 300 С быстро
увеличивается содержание водоро-
да (за счет уменьшения кислород-
содержащих газообразных продук-
тов). При сварке можно ожидать,
что водород будет главной состав-
ляющей газа, зафиксированного в
локальных объемах. Отсутствие за-
метной растворимости водорода в
твердом алюминии приводит к не-
прерывному увеличению давления
в таких объемах.

Если при сварке алюминиевых
за счет влаги и пиролиза органиче-

ских поверхностных загрязнений, то при сварке сплавов титана
большое значение имеет взаимодействие углерода пылевых (и
иных) загрязнении с поверхностными окислами тигана или с
кислородом, растворенным в поверхностном (альфлрлрваннрм)
слое [42].

В отличие от сварки алюминия при сварке титана нанесение
на кромки спектрально чистого графита неизбежно приведет
к сильной пористости металла. Установлено, что реакция угле-
рода является причиной образования пор при сварке ниобия и
его сплавов [30].

Различное поведение углерода при сварке алюминия, с одной
стороны, титана и ниобия, с другой, объясняется малой термо-
динамической вероятностью восстановления алюминия из окис-
лов углеродом (рис. 14.16), это подтверждается сравнением
температурных функций свободной энергии (изобарного потен-
циала) для реакций:

сплавов поры возникают
— Nb2O5 + 2С-» — Nb + 2C0,
5 5

AZ? = 93 882—68,327’;

— Nb,O5 + — C - > — NbC + 2C0;
5 5 5

AZ? = 63 482—68,757;

TiO2 + 2C Ti + 2C0;

AZ? = 164 100 — 83,37;

TiO2 + 3C — TiC + 2CO;

AZ? = 109400—9,271g T—110,867’;

A12O3+ 3C—»2А1(Ж) + 3CO,

AZ? = 285,85+0,83 Fig?' +2,13-10-372—130,557.

Лишь для второй — четвертой реакций AZ° <С 0. Для алю-
миния же AZy» 0.

Различие значений AZy будет еще большим, если принять
во внимание, что восстановление гитана и, видимо, ниобия мо-
жет происходить в несколько стадий. Например,

2ТЮ2 + С—> Ti2O3 + СО, AZ?98 = 49,5;

Ti2O3 + С-» 2ТЮ + СО; AZ°98 = 75,1;
TiO + С—»TiC + CO, AZ298 = 41,1.

При постадийном процессе AZ^98 оказывается значительно
меньше, чем AZ.?98 в четвертой реакции. В то время как по-
стадийное восстановление алюминия вряд ли возможно. Так,
для реакции AI2O3 4- 2С = Д12О + 2СО стандартный изобарный
потенциал AZ£98 = 269,7*.

Кроме того, нужно учитывать, что температурный диапазон
протекания реакций при сварке алюминия ограничен темпера-
турой плавления алюминия (~930 К), в то время как при
сварке титана его температура достигает 2000 К и более.

Таким образом, для предотвращения пористости в швах при
сварке алюминия, титана и т. п. металлов, необходимо тща-
тельно очищать кромки свариваемого металла и поверхность
присадочной проволоки, а также исключить возможность попа-
дания на подготовленные под сварку соединения пыли, жира и
влаги в процессе их хранения.

* AZ0 в приведенных выражениях дан по справочным данным в ккал/моль.
Для перевода в кДж/моль цифры надо умножить на 4,186.
Регулирование процесса поглощения газов из атмосферы
дуги. Наиболее эффективным средством предупреждения пори-
стости является, естественно, исключение возможности абсорб-
ции газов расплавленным металлом. Было отмечено, что для
этого следует применять чистые, не содержащие вредных газов
сварочные материалы, не допускать развития химических реак-
ций, сопровождающихся выделением газов, обеспечить должную
защиту металла от контакта с воздухом 1 и контролировать
чистоту применяемых сварочных газов (аргона, гелия, угле-
кислоты).

Создать такие стерильные условия удается далеко не
всегда. Поэтому важной задачей является максимальное сни-
жение степени насыщения металла газами из атмосферы дуги.

Поглощением газа при сварке управляет кинетика реакции
так, что содержание газа в металле шва будет тем меньше, чем
меньше скорость реакции и время взаимодействия.

Поглощение газа металлом происходит на стадии капли и
на стадии ванны.

В каплях содержание газа определяют уравнениями (8.9)
и (8.11). Степень незавершенности реакции насыщения металла
капель газом, характеризуемая величиной отношения
(51 — cK)/(Si — с0); 51 — концентрация азота в металле, отве-
чающая равновесию с плазмой (см. п. 47), будет, согласно
рис. 8.1, тем больше (т. е. металл поглотит тем меньше азота),
чем меньше sr и р.

В ванне (в бескапельном процессе) содержание газа нахо-
дят по уравнению (14.16).

Регулирование процесса выделения газов, растворенных
в сварочной ванне (образования газовых пузырьков). Полно-
стью исключить поглощение газов расплавленным металлом
в процессе сварки удается редко, разве что в камерах с контро-
лируемой атмосферой.

Кроме того, возможно выделение газа, содержащегося
в свариваемом металле при расплавлении последнего. Так обра-
зуются поры при электроннолучевой сварке. Поэтому часто
необходимо принимать меры для подавления процесса выделе-
ния газов из металла.

Основное условие для выделения из расплава растворенного
в нем газа (см. п. 46) — наличие значительного пересыщения
раствора. Такое пересыщение возможно при затвердевании
металла вследствие так называемого скачка растворимости га-
за в металле при переходе его из жидкого в твердое состояние.
Именно этот скачок растворимости считают обычно причиной

1 При сварке <низководородными» электродами имеет значение даже
влажность воздуха. По этой причине наблюдаются сезонные колебания про-
цента брака швов по пористости, совпадающие с периодами сырой, влажной
погоды.
выделения газов в сварочной ванне, полагая, что пузырьки
образуются на фронте затвердевания.

Между тем, не меньшее, а в ряде случаев даже большее
значение имеет пузырьковое кипение ванны (рассмотренное на
примере азота в п. 47), которое не связано с процессом затвер-
девания и определяется неравномерным распределением газа
по объему ванны при поглощении его из плазмы и возникнове-
нием в результате этого местных пересыщений.

Отсюда следует, что эффективным средством предупрежде-
ния или торможения выделения газа из расплава и образования
газовых пузырьков и пор является повышение растворимости
газа в расплавленном металле. При этом уменьшается возмож-
ное пересыщение металла [разность (S — S2)] и тем самым за-
трудняется или устраняется выделение газа из раствора
(пузырьковое кипение), которое может привести к образованию
пор в металле шва.

Этот путь предупреждения пористости поясним на примере
борьбы с пористостью, вызываемой азотом. Азот попадает в
зону дуги с воздухом при недостаточной защите расплавленного
металла, например при сварке длинной дугой или при случай-
ных ее нарушениях, например при случайном удлинении дуги,
особенно часто наблюдающемся при сварке в потолочном
положении.

Роль азота в образовании пор подтверждают следующие
опыты. При многослойной наплавке па подложку из стали
Х18Н9Т проволокой Х16Н25М6 (ЭИ395) в аргоне с различным
содержанием азота (процесс с вольфрамовым электродом) по-
ристость, оцениваемая по площади пор, выявленных на рентге-
нограммах, увеличивается с увеличением парциального давле-
ния азота:

Рк бар.................. 0,049 0,098

Площадь пор в мм2 па 100 мм
длины шва .............. 1,4 5,7

0,147 0,294 0,588

54 89 108

При сварке порошковыми проволоками на воздухе удлине-
ние дуги выше некоторого предела (оцениваемого по ее
напряжению) вызывает появление сильной пористости в ме-
талле шва. Применяя дополнительную защиту (подавая аргон
через специальную насадку), расположенную концентрично
электродной проволоке, можно значительно повысить пороговое
(критическое) напряжение дуги. Такое же действие оказывает
углекислый газ, а азот, наоборот, снижает критическое на-
пряжение (табл. 14.7).

Из опытов следует, что азот, а не кислород воздуха является
причиной возникновения в металле шва пор при удлинении
дуги.

Растворимость азота в расплавленном металле, как отмеча-
лось (11.46), зависит от наличия в нем легирующих элементов,
409
Таблица 14.7

Условия сварки Марка проволоки
ПП-АН7 ЭПС-15 2 ПП-2ДСК
Крнти 1еское напряжение душ. В
На воздухе С дополнительной защитой азотом То же, углекислым газом То же, аргоном 33 26 >42 >42 35 32 >42 >42 38 35 >42 >42

Примечание / = 300 А, исв — 25 м/ч.

влияние которых на активность азота оценивается параметром
взаимодействия.

Для простоты рассуждения допустим, что параметр взаимо-
действия пропорционален концентрации элемента (см. Igf^*
на рис. 14.2) и что справедливо равенство (14.8')* Зная коэффи-
циент активности азота, можно найти растворимость его
в сплаве данного состава по уравнению (14.7).

Растворимость азота будет, очевидно, тем больше, чем мень-
ше и, согласно равенству (14.8'), чем меньше параметр
взаимодействия. В качестве примера в табл. 14.8 приведены
данные расчета растворимости азота в расплавах никеля
с хромом и с титаном по выражению (14.15) при 1550° С и

Значения параметра взаимодействия взяты из рабо-
ты Е. Г. Иванова и Л. Я. Стомахина [43].

Таблица 14.8

Сплав Произведение параметра взаимодействия на концентрацию второго компонента [% Я) Коэффициент активности азота в бинарном растворе Ni - R г* 'N Растворимое гь азота в сплаве п 0
Ni 0,0013
Ni + 1% Сг 0,11 0,776 0,0017
Ni + 10% Сг 1,1 0,079 0,0165
Ni + 0,1% Ti 0,022 0,95 0,0014
Ni + 1 % Ti 0.22 0,603 0.0021

Таким образом, легирование никеля хромом и титаном, уве-
личивая растворимость азота, должно уменьшать склонность
к образованию пор, что подтверждается практикой. Так, при
сварке в гелии, содержащем 10% чистого никеля и инко-
410
неля (14,6% Сг, 6,3% Fe, основа — Ni), были получены
следующие результаты [168]:

Число пор на 25 мм длины шва

Никель Более 400

Инконель Отсутствуют

Благоприятное влияние хрома отмечено и в других случаях.
В проведенных опытах для электродов типа хастеллой
(Ni — Сг — Мо) было найдено, что с увеличением содержания

хрома в металле шва по-
ристость уменьшается. Со-
держание хрома 8—10% яв-
ляется порогом, ниже кото-
рого пористость наблюдает-
ся, выше его отсутствует.

Снижение пористости
при легировании титаном
отмечено в работе В. Е Кри-
вошея [54]. Влияние титана

г)

Рис. 14.18. Влияние концентрации хро-
ма, молибдена, вольфрама и парци-
ального давления азота на склонность
металла шва к образованию пор при
сварке сплавов на никелевой основе:
а — 8,25 — 8,39% Сг; б — 15.21—15.38%
Сг; в — 20—20,3% Сг; г — 15,21 — 15.34% Сг

Рис. 14.17. Зависимость по-
ристости швов от парциаль-
ного давления азота и со-
держания в проволоке тита-
на и алюминия:

/ — проволока без титана и
алюминия: 2 — проволока с
титаном и алюминием

и алюминия на понижение склонности к образованию лор при
сварке проволокой Х16Н25М6 показано на рис. 14.17. Такое
же влияние титан и алюминий оказывают при сварке нелегиро-
ванных сталей. Например, введение титана или алюминия в
шихту порошковой проволоки ЭПС-15 позволило повысить кри-
тическое напряжение дуги от 26 до 35 В, в проволоке содержа-
лось около 1 % Ti и А1.

Стойкость против образования пор в никелевых сплавах
повышают также легированием их молибденом и вольфрамом
(рис. 14.18, по данным, полученным Л. И. Сорокиным при
переплаве опытных сплавов различного состава в смесях аргона
с азотом). Однако действие молибдена и вольфрама проявляет-
ся в меньшей степени, чем действие хрома, титана или
алюминия.

Влияние элементов на склонность к образованию пор
хорошо согласуется с их влиянием на растворимость азота, что
видно, например, из сопоставления параметров взаимодействия
этих элементов с азотом в жидких сплавах железо — никель —

хром (см. табл. 14.8). Данные табл. 14.8 позволяют сделать вы-
вод о том, что предупреждению пористости могут не менее
эффективно способствовать ниобии и ванадий.

Отметим, что титан и алюминий не только повышают рас-
творимость азота, по и связывают его в нитриды. Существование
нитридов титана и алюминия в жидком металле, при не слиш-
ком больших его перегревах над точкой плавления, доказано
рядом исследований.

Большая роль пузырькового кипения в образовании пор
подтверждается тем, что элементы, повышающие стойкость
металла шва против образования пор (рис. 14.18), одновремен-
но увеличиваю г интервал времени до начала кипения
(рис. 14.19). Чем больше этот интервал, тем, очевидно, меньше
вероятность зарождения газовых пузырьков в ванне и появления
в металле шва пористости.

Повышение растворимости азота при легировании металла
нитридообразующими элементами наблюдается также при
сварке медной проволокой, легированной титаном, в смесях
412
аргона с азотом [159]. Повышение содержания азота в металле
шва прекращается при больших значениях (см. рис. 14.13)
и тем раньше, чем больше содержится титана в проволоке
(рис. 14.20). Это позволяет считать, что с увеличением содер-
жания титана в проволоке увеличивается скорость поглощения

азота.

Повышение растворимости газа в расплаве сопровождается
повышением его растворимости и в твердом металле, что при
одном и том же содержании газа в ванне должно привести

Рис. 14.20. Зависимость погло-
щения азота мсдыо при сварке
от содержания титана в прово-
локе:

/ — 3,33, 2 — 2.05, 3 — 1,12 и
4 — 0% Ti

можно, не подавляя процесс

к уменьшению опасности газовы-
деления также и при затвердева-
нии металла.

Другим способом сварки,
предотвращающим пористость,
может служить сварка при повы-
шенном давлении [78]. Увеличе-
ние внешнего давления р требует
соответствующего увеличения
давления внутри пузырька р\ ко-
торое зависит от степени пересы-
щения раствора газом. Таким
образом, при повышенном дав-
лении в зоне сварки образование
газовых зародышей и возникно-
вение пор возможно лишь при
повышенном содержании газа в
растворе.

Предупредить образование пор

выделения газа из раствора, а, наоборот, интенсифицируя его
с тем, чтобы резко понизить содержание газа и устранить обра-
зование газовых пузырьков в хвостовой части ваны, где наличие
их особенно опасно из-за большей вероятности захвата пузырь-
ков затвердевающим металлом. Этот прием используют при
разработке электродов и порошковых проволок, когда в силу
различных причин не удается исключить из шихты покрытия
компоненты, содержащие потенциальные источники газообразо-
вания. Так, например, устраняют склонность к образованию пор
у некоторых типов рутил флюоритовых покрытий, чувствитель-
ных к увлажнению, для чего в состав покрытия вводят компо-
ненты, содержащие кристаллизационную воду [103].

Условия удаления (всплывания) газовых пузырьков из сва-
рочной ванны. Выделение газов и образование газовых пузырь-
ков в сварочной ванне еще не достаточно для образования пор
в металле шва. Необходимо чтобы газовые пузырьки захваты-
вались кристаллизующимся металлом.

Поэтому при рассмотрении вопроса о пористости сварных
швов условия удаления газовых пузырьков из ванны имеют
такое же большое значение, как и условия их возникновения и
413
Рис. 14.21. Схема
всплывания газовых
пузырьков при верти-
кальном положении
сварочной ванны

роста. К сожалению, процесс всплывания газовых и неметал-
лических включений при сварке почти не исследован.

Известное уравнение Стокса, описывающее всплывание
сферических частиц в жидкости под действием архимедовой
силы (разности плотностей), не учитывает конвекции и неизо-
термических условий в сварочной ванне, отклонение пузырьков
от сферической формы и их рост во время всплывания в резуль-
тате диффузии растворенных газов.

Поэтому количественная оценка скорости всплывания
газовых включении по Стоксу невозможна.

Удаление газовых пузырьков из ван-
ны зависит от некоторых факторов, сре-
ди которых наибольшее значение имеют
следующие.

1. Интенсивность процесса зарожде-
ния и роста пузырьков (интенсивность
газовыделения). Чем интенсивнее выде-
ление газов, тем большее их количество
успевает удалиться из металла до его за-
твердевания. Если, конечно, интенсив-
ность со временем уменьшается и газо-
выделение прекращается до начала за-
твердевания.

2. Тепловая и гидродинамическая об-
становка в зоне образования пузырьков
и на пути их движения.

О влиянии конвективных потоков на удаление включений
сказать что-нибудь трудно из-за неизучеиности потоков в ванне.
Что же касается тепловой обстановки, то в общем случае уда-
ление газовых включений будет происходить тем полнее, чем
больше время существования металла ванны в жидком состоя-
нии гв (п. 20). Однако сопоставление степени пористости с тп
(или близкой к нему величиной погонной энергии q/vCB) не дает
обычно монотонной зависимости (характеризуется наличием
экстремумов на кривой число пор — тв), так как, с одной сто-
роны, пористость зависит не только от особенностей удаления
пузырьков, но и от условий их образования, а, с другой — при-
менение режима сварки, обеспечивающего повышение тв, способ-
ствует удалению- включений, но в то же время может привести
и к более интенсивному поглощению газа.

3. Наличие или отсутствие внешних препятствий для удале-
ния пузырьков (твердых поверхностей на пути их всплывания).
Другими словами — это фактор пространственного положения
ванны. Опыты, выполненные В. И. Оботуровым при сварке спла-
ва АМг-6, показали, что при сварке горизонтальных швов на вер-
тикальной плоскости пористость тем больше, чем меньше угол 0
скоса верхней кромки, т. е. чем больше препятствует эта кромка
всплыванию пузырьков (рис. 14.21):
fl в градусах

Объем пор. смэ/100 г

0,72

0.43

0.3!

0 16

Установлена также четкая зависимость степени пористости

от угла поворота р и от угла наклона а шва.

С увеличением угла поворота от р = 0 (нижнее положение)
до 180° (потолочное положение) пористость линейно возрастает

Рис. 14.22. Зависимость пористости от
угла поворота р (а) и угла наклона а
(б) сварочного шва:
/ — сварка снизу вверх; 2 — сварка
сверху вниз

(рис. 14.22, а). Увеличение уг-
ла наклона а при сварке в на-
клонном положении от0(ниж-

Рис. 14 23. Зависимость относи-
тельного объема (/) и числа пор
(2) от скорости сварки никеля

нее положение) до 90° (вертикальное положение) также при-
водит к увеличению пористости (рис. 14.22,6), что полностью
соответствует условиям всплывания включений.

Влияние режима сварки на образование пор. Рекомендации
по предупреждению пористости, встречающиеся в литературе,
нередко противоречивы. Это объясняется, с одной стороны,
различиями в методике ее оценки. Так, оценивая пористость по
объему и числу пор можно получить разный ход зависимости,
если при этом изменяются размеры пор. Например, если с уве-
личением скорости сварки поры измельчаются, то несмотря на
увеличение их числа объем пор может значительно уменьшиться
(рис. 14.23) [55].

С другой стороны, и это является основным, один и тот же
фактор в разных условиях, как это видно из предыдущего, мо-
жет по-разному влиять на сложный процесс образования пор.

Если, например, поры образуются вследствие поглощения
газа металлом ванны из окружающей атмосферы, то увеличение
скорости сварки приводит к уменьшению поверхности ванны и
времени ее существования, а это может уменьшить пористость
415
(хотя всплывание газовых пузырьков здесь затрудняется, но
образуется их значительно меньше).

Иная картина, если источником пористости служат поверх-
ностные загрязнения. Количество газов, участвующих в образо-
вании пор, в этом случае мало зависит от скорости сварки, а
удаление (всплывание) газовых пузырьков сильно затрудняется
и пористость возрастает с увеличением скорости. Но пористость
может возрастать с увеличением скорости сварки и в том слу-
чае, когда источником газа является атмосфера в зоне сварки,
если физико-химические условия (концентрационные и кинети-
ческие) способствуют интенсивной абсорбции газа, т. е. если
поглощение газа продолжается несмотря на уменьшение по-
верхности и времени жизни ванны, а условия для удаления
газовых пузырьков резко ухудшаются. Сказанное в той или иной
степени относится и к другим параметрам режима сварки.

Так, удлинение дуги обычно облегчает абсорбцию газа
(особенно при сварке плавящимся электродом вследствие
увеличения т), но если абсорбция исключена (например, при
сварке в камере с контролируемой атмосферой) и поры обра-
зуются за счет поверхностных загрязнений, то удлинение дуги,
увеличивая мощность (при постоянных силе тока и скорости
сварки), может способствовать снижению пористости.

Одинаковые изменения параметров режима в разных физи-
ко-химических условиях могут привести к разным, даже
к противоположным результатам.

Так, при сварке электродами с фтористо-кальциевым покры-
тием (УОНН-13 и др.) удлинение дуги вызывает образование
в металле шва пор за счет а юта вследствие ухудшения защиты
металла от воздуха. При этохм поглощение азота увеличивается
с удлинением дуги и на стадии капли (вследствие увеличения г)
и на стадии ванны (см. п. 36). В то же время при сварке неко-
торыми типами электродов короткой дугой в металле шва
появляются поры, а при сварке длинной Д5Г0Й пор нет, напри-
мер, при сварке электродами К-1 Б*. Причиной пористости
является в этом случае водород (а источником водорода —
крахмал покрытия). С удлинением дуги происходит сильное
разбавление насыщенного водородом электродного металла
(взаимодействие металла с покрытием в основном завершается
на стадии капли i основным металлом, не содержащим
водорода.

При этом снижается концентрация водорода в ванне и
уменьшается опасность образования пор.

Таким образом, рекомендации по выбору режима сварки,
способствующие предупреждению или уменьшению образования
пор должны быть даны с учетом конкретных условий.

* Состав покрытия: 39,2% ферромарганца; 15,6% феррохрома; 36,2% иль-
менита; 12% нолевого шпата и 6% крахмала. Стержень — проволока Св-08А.
ГЛАВА 15

ОБРАЗОВАНИЕ И УДАЛЕНИЕ НЕМЕТАЛЛИЧЕСКИХ
ВКЛЮЧЕНИИ

50. ВИДЫ И ПРОИСХОЖДЕНИЕ НЕМЕТАЛЛИЧЕСКИХ ВКЛЮЧЕНИЙ
В МЕТАЛЛЕ ШВА

Неметаллические включения в металле шва имеют различное
происхождение. Это, во-первых, продукты реакций, протекаю-
щих при сварке; во-вторых, включения, перешедшие в шов из
основного и присадочного металлов и, наконец, в-третьих,
застрявшие частицы шлака или поверхностных окислов.

Включения третьего вида в отличие от первых двух чаще
всего имеют микроскопические размеры. В этом случае будем
называть их шлаковыми включениями или окисными пленами.

Неметаллические включения оказывают заметное влияние
на структуру и свойства металла шва.

Так, например, при сварке под флюсом наблюдается отчет-
ливая связь между загрязненностью металла шва силикатными
включениями и его ударной вязкостью [67]:

Силикатные включения в %
от массы металла

0,110

0,094

0,034

Ударная
кДж/м2

764

952

1215

вязкость

КГС’М см3

12.4

Хорошо известно влияние сульфидных включений на склон-
ность швов к образованию горячих трещин [67, 94].

Степень влияния неметаллических включений на свойства
швов зависит от их формы, размеров и расположения. Наиболее
неблагоприятное воздействие оказывают включения, распола-
гающиеся цепочками или пленками по границам зерен и ослаб-
ляющие связь между ними, а также включения остроугольной
формы, которые, являясь концентраторами напряжений, могут
способствовать зарождению микротрещин.

Весьма опасны крупные шлаковые включения и окисные
плены, значительно уменьшающие сечение шва, что может
вызвать его разрушение при нагрузках, которые значительно
ниже расчетных.

Методы исследования. Анализируя данные о количестве и со-
ставе неметаллических включений и тем более сопоставляя
данные различных исследований, необходимо обращать особое
27 Заказ 1141 417
внимание на методику, по которой эти данные получены,
поскольку от нее зависит точность определения включений.

Основными методами исследования неметаллических вклю-
чений являются оптическая и электронная микроскопия и
электролитическое выделение включений с последующим хими-
ческим, металлографическим (в отраженном и проходящем
свете) и рентгеноструктурным анализом их.

При электролитическом растворении возможно разрушение и
потеря для анализа отдельных групп включений. Поэтому на-
дежность получаемых результатов зависит от тщательности
проработки методики применительно к данному составу металла
и составу включений.

Металлографический анализ позволяет определить вид, раз-
меры, форму и количество включений, а также характер их
расположения относительно кристаллическом структуры ме-
талла.

Оценка степени загрязненности металла включениями по
баллам сравнением с эталоном (ГОСТ 1778—62), применяемая
металлургами, субъективна, дает недостаточно воспроизводи-
мые результаты и пригодна лишь для массового выпуска
серийных марок сталей, для которых накоплен большой стати-
стический материал, позволяющий создать эталоны, характе-
ризующие степень загрязненности металла неметаллическими
включениями.

Достоверную количественную характеристику дает подсчет
числа включении по размерам или по группам размеров (с по-
мощью окулярной шкалы), на основании которого рассчитывают
занимаемую ими площадь на шлифе и объемный процент
включений в металле. При определении для уменьшения отно-
сительной ошибки большое значение имеет правильный выбор
увеличения микроскопа и числа полей зрения. И та и другая
величина должна быть тем больше, чем меньше размер вклю-
чений и загрязнение металла включениями.

Вследствие необходимости подсчета большого числа полей
зрения количественная характеристика включений является
очень трудоемкой операцией. Затраты времени и труда, однако,
могут быть сведены к минимуму при применении телевизионного
микроскопа с компьютером.

Характерным для металла сварных швов является наличие
включений весьма малого (порядка 1 мкм и меньше) размера —
дисперсных включений. Так, А. А. Алов, исследуя силикатные
включения, выделенные методом электролитического разложе-
ния из металла швов, выполненных несколькими типами
электродов, нашел, что дисперсные включения составляют в
отдельных случаях до 75% от массы металла [2].

К. Глоор и другие исследованиями включений в швах, сва-
ренных несколькими марками электродов: .руднокислого (А),
фтористокальциевого (В) и рутилового (С), подтвердили пали-
418
чме большого числа дисперсных включений [153]. Результаты их
исследований приводят к следующим выводам.

1. Наибольшее количество включений малого размера
(с радиусом менее 0,5 мкм, табл. 15.2). Сказанное подтвер-

ждается данными, приведенными
на рис. 15.1, на котором показа-
на интегральная кривая распре-
деления включений по разме-
рам (от максимального радиуса
до радиуса г), построенная по
значениям, приведенным в
табл. 15.1, для электродов типа
A (Mn/Si = 3,5).

2. Общее число включений в
1 см3 4 металла шва (табл. 15.1)
примерно 1010.

Рис. 15.1. Зависимость общего ко-
личества включений от радиуса

Таблица 15.1

Изменение радиуса включений, мкм Число включений в I см3 металла при сварке электродами
А В С
Мп Si - 3,5 Мп Si = 2.7 Мп Si = 1.6 Мп, Si = 1,8
0,11—0,22 21 000 2000 7300 3100
0,22—0,33 15 800 2900 8600 5700
0,33—0,44 4 600 6000 3000 2700
0,44—0,55 1 240 3400 830 700
0,55—0,66 470 555 150 330
0,66—0,77 2b0 165 31 150
0,77—0,88 80 60 8 70
0,88—0,99 35 30 4 24
0,99—1,10 8 20 0,7 12
1,10—1,21 7 10 0,7 11
1,21—2 2 15 0.7 11
2,0—4,0 о 2 —- 2
4,0—6,0 0.1 0,3 -— 0,06
6,0—8,0 0,03 0,04 — 0,03
8,0—10,0 0,006 0,03 — 0,03
10,0—22,0 0,001 0,01 —
Итого . . . 43 500 15 200 19 900 12 800

Примечание. Приведенные числа включений следует умножить на 1 0*.

При пересчете числа включений па их объем по формуле

V=^-nS(r,37Vl

4
где г»— средний радиус включений; Ni — число включений
интервале» получим:

Тип электрода Количество включений, об,%

А 0,52—0,49

В 0,22

С 0,31

в i-м

3. Обычный металлографический анализ (табл. 15.1) не дает
полного представления о количестве включений в металле шва,
так как преобладающая масса включений имеет размер менее
2 мкм, т. е. находится вблизи предела разрешающей способно-
сти оптического микроскопа (или даже за пределами ее).

4. При электролитическом выделении силикатных включе-
ний 1 не попадает в анализ значительная часть включений, о
чем говорит большее содержание кислорода в металле шва (най-
денное методом вакуум-плавления) по сравнению с его содержа-
нием во включениях, выделенных электролизом (табл. 15.2). От-
нося эту разницу в содержании кислорода к FeO, К. Глоор под-
считал количество оксидных включений, потерянных при
электролизе, и нашел, что оно относительно велико у руднокис-
лых и отчасти у рутиловых электродов. При подсчете не учиты-
вался растворенный в металле кислород.

Таблица 15.2

Тип электрода Отно- шение Мп, Si Содержание кислорода, % от массы металла1 Содержание включений, % от массы металла
В об- разце В экстра- гирован- ных из образца включе- ниях Потеряно при экстрак- ции Оксидов Суль- фидов Всего
Найдено при экст- ракции электро- лизом Потеряно при экст- ракции электро- лизом Всего
д 2,2 0,110 0,090 0,020 0,199 0,090 0,289 0,068 0,357
3,7 0,071 0,058 0,013 0,149 0,058 0,207 0,062 0,269
Б 2,4 0,026 0,022 0,04 0,045 0.018 0,063 0,039 0,102
с 2,2 0,076 0,062 0,014 0,131 0 053 0,194 0 044 0,238
2.0 0,066 0,058 0,008 0,119 0,036 0,155 0,049 0,204

1 Методы вакуум-плавления.

В табл. 15.2 приведено также содержание сульфидов (FeS +
4-MnS), подсчитанное по содержанию в металле серы, и общее
содержание включений (оксидов 4-сульфидов). В швах, выпол-
ненных исследованными марками электродов, содержится зна-
чительный процент сульфидов.

1 Методом Клингер — Коха.
Сказанное подтверждает, что количественная характеристика
включений в значительной степени зависит от методики их опре-
деления.

Именно различиями методик (в частности, методик электро-
литического выделения) можно объяснить большие расхожде-
ния в данных, относящихся к одному и тому же процессу, на-
пример к одному типу электродов (табл. 15.3). Однако сравни-
тельная оценка отдельных типов электродов по степени загряз-
ненности металла включениями в разных работах в основном
одинакова, хотя абсолютные значения отличаются друг от друга.

Таблица 15.3

Электрод Количество экстрагированных включений в % по массе по данным работ
[2) [691 [153)
Руднокислый Ц-3 ЦМ-6 ОММ-5 ЦМ-7 разных марок 0,089—0,173 0,044—0,054 0,024—0,045 0,099 0,134—0,203
Фтористокальциевый (основной) УОНИ-13/55 разных марок 0,014 0,026 0,028—0,090
Рутиловый МР-3 разных марок - 0,080 0,109—0,131
Газозатитный ВСЦ-2, Флитвелд 5 и др. — 0,100 ——

Из таблицы видно, что наибольшая загрязненность наплав-
ленного металла у электродов руднокислого типа, наименьшая—
у фтористокальциевых и средняя у рутиловых.

Образовазование эндогенных включений. Такие включения
возникают в металле шва при сварке в результате химических
реакций (в отличие от экзогенных включений, попадающих в
металл извне).

Эндогенные включения составляют основную массу включе-
ний, встречающихся в сварных швах. Доля экзогенных включе-
ний (запутавшихся частиц шлака и различных загрязнений с по-
верхности свариваемого и присадочного металлов) сравнитель-
но невелика I Это подтверждается большой разницей составов
шлака и неметаллических включений, особенно по таким окис-
лам, которые в процессе сварки практически не могут образо-

1 Здесь мы говорим о микроскопических включениях. Крупные шлаковые
и окисные включения рассмотрены ниже.
ваться. Так, при сварке проволокой Св-ЮГС под флюсом АН-30
(19,6% СаО и 16,4% MgO) окиси магния во включениях не бы-
ло, а окиси кальция содержалось 2,1 % [94].

Металлографический анализ показывает, что в металле швов
встречаются различные виды включений: сложные — силикаты,
алюмосиликаты, оксисульфиды, шпинели и другие и реже более
простые — кварцевое стекло, корунд.

Представление об оксидных включениях, наблюдаемых при
сварке простой низкоуглеродистой и нержавеющей стали, дает
средний состав массы включений, выделенных электролизом из
металла шва (табл. 15.4).

Таблица 15.4

Способ сварки Количество выделен- ных нклю- чениП, % от массы металла Состав ъключений. % от выделенной массы Литера- турный источник
8Ю> МпО А1,О, FeO СаО CfjOj TiO2
Под флюсом ОСЦ-45 Сварк; 0,034 1 низкоуглеродистой ст< 68,51 10,51 1,461 15,7 1ЛИ 1.46 | — — [671
Электродами УОНИ-13/55 (крупные включения) 0,014 27,2 28.2 7.1 28,2 — — — [2|
Электродами руднокислого типа фирмы Olcrlikon 0,134 0,199 46.3 72,5 42,1 24,3 4,8 1.4 3,0 1.6 —— 3,8 0.2 [1531
То же, рутилового типа 0,057 0,045 0,109 0,124 66,2 73.1 71,5 55,5 10,1 6,6 10,5 19.0 13.1 11.5 7,2 12,4 5,3 0.9 1.1 1.6 1111 1111 5,3 7,9 9,7 11,5
Ci Под флюсом АНФ-5 зарка мера 0,019 <авею! 22.1 ней х| 10.1 JOMOHI 37,8 1КСЛСВ 6,3 ой ста 17.4 1ЛИ 6,3 — 1 [72|
В аргоне 0,012 27,0 сл. 50.1 14,5 0.4 8,0 —
В углекислом газе 0,026 33,3 3,5 41,5 12.4 0.2 9.1 —

Отметим, что приведенные в табл. 15.4 данные нельзя счи-
тать полными из-за потери некоторой части включений при элек-
тролитическом растворении, на что указывалось выше.
422
Подробнее о различных видах эндогенных неметаллических
включений можно узнать в работе В. В. Подгаецкого [94]. В дан-
ной книге ограничимся основными сведениями о путях их обра-
зования. Механизм образования эндогенных включений подобен
механизму образования газовых пузырьков (см. п. 46).

Нужно отметить, как это следует из уравнения (14.12), что
удельная скорость (интенсивность) образования зародышей, вы-
деляющихся в жидком или твердом состоянии, должна быть
больше скорости выделения газообразных продуктов (при про-
чих одинаковых условиях) вследствие меньшего межфазного на-
тяжения металл — шлак по сравнению с поверхностным натяже-
нием на границе металл — газ.

Представление о влиянии межфазного натяжения о, а также
степени пересыщения с/ср на критический размер 2г* (см) и
скорость образования J (см~3-с~’) зародышей дают расчеты
С. И. Попели, выполненные по уравнениям типа (14.11) и
(14.12)—табл. 15.5 [97]. Конечно, подобные расчеты, как уже
указывалось, не дают количественной характеристики процесса
образования зародышей, а могут лишь показать роль отдельных
факторов в нем.

Обязательным условием для выделения неметаллических
включений из раствора в виде самостоятельной фазы, как и для
любого фазового перехода, является наличие значительного пе-
ресыщения раствора.

Таблица 15.5

Тип включении Межфаз- ное натя- жение о. Дж'м’ Пара- метр Степень пересыщения
1 .5 3 5 10
Fe—МпО—Fc2O3 0,18 2г* 1.6-10—7 0,6 10“7 0,4-10—7 0,3 ю-7
* 4,4-10” 2-Ю35 4,6-1015 4,9-1035
FeO—МпО—SiO2 0,50 2г* 6,10"7 2,2-10—7 1,5-10—7 1,1-10~7
J 2-10-277 7,5-10-6 1.1 • ю'8 1.2-1028
0,70 2г* 8,3-Ю"7 з.ыо-7 • 2,1-10—7 1,5-10“7
J 10“ 820 ЗЮ-79 1,2-10—16 2-Ю10
SiO2—A12O3—СаО 1,00 2г* — 2,6 10-7
J — — * 3-10-84

Примечание. 2г* в см; J в см $*с 1
Пересыщение в условиях сварки может возникнуть в резуль-
тате: окисления металла газом или шлаком; раскисления его
ферросплавами или другими компонентами покрытий, флюсов
и т. п.; перехода в металл серы или фосфора из шлака или взаи-
модействия их с компонентами сплава; изменения условий рав-

новесия при снижении температуры и переохлаждении распла-
ва; ликвационных явлений при кристаллизации металла.

Проиллюстрируем сказанное несколькими примерами. Рас-
смотрим прежде всего образование включений в результате оки-

Рис. 15 2. Равновесие кислород —
кремний в расплавах железа при
разных температурах

сления металла. Пусть металли-
ческий расплав, например рас-
твор марганца, кремния или ка-
кого-либо другого элемента в
железе, окисляется потоком кис-
лорода из газовой или шлаковой
фазы. Реакция будет протекать
на межфазной границе (см. п. 28),
одновременно кислород будет
растворяться и диффундировать
в глубь металла, где также мо-
гут возникнуть условия для окис-
ления. Для этого прежде всего
необходимо, чтобы концентрация
кислорода была больше равно-
весной при данной температуре
Т[ (например, отвечала бы точ-
ке Л на рис. 15.2). Со снижением

температуры растворимость кис-
лорода уменьшается. Поэтому при охлаждении металла рас-
стояние точки А от равновесия, а значит, степень пересыщения
увеличиваются и вероятность протекания реакции и образова-
ния продуктов окисления возрастает. При этом создаются ус-
ловия для развития реакции и на тех участках, где содержание
кислорода до этого было ниже равновесного, как, например, в
точке Б при понижении температуры до Т2 или ниже.

Важным условием для выделения продуктов окисления (фа-
зового перехода) должно быть наличие твердых поверхностей,
облегчающих образование зародышей критического размера (см.
п. 46). Такими поверхностями могут быть не только кромки сва-
риваемых элементов, но и взвешенные в объеме расплава туго-

плавкие частицы, перешедшие из основного и присадочного ме-
таллов или образовавшиеся в результате реакций на более ран-
ней стадии процесса.

Примером образования неметаллических включений в резуль-
тате восстановительных реакций может быть раскисление ме-
талла ферросплавными или другими раскислителями, поступа-
ющими в капли или в ванну из покрытий, керамического флюса
и т. п. Раскислитель, растворяясь в металле, конвективными по-
токами разносится по объему металла и, реагируя с растворен-
ным в металле кислородом, образует неметаллические включе-
ния, например по реакциям:

[Si] + 2 [О]-> (SiO2);

[Мп] + [О](МпО);

[Ti]+ 2[О]—>(TiO2).

Частично реакции протекают на поверхности взвешенных не-
успевших раствориться частиц раскислителя, что облегчает их
развитие I

Аналогично марганец и кремний, восстановленные в процес-
се сварки из шлака, реагируя с кислородом, растворенным в
металле (при понижении его температуры), приводят к загряз-
нению металла шва оксидными включениями. Поэтому, напри-
мер, марганце- и кремпиевосстановитсльный процессы при свар-
ке под флюсом одновременно с увеличением содержания мар-
ганца и кремния в металле шва вызывают повышение в нем со-
держания кислорода (в форме неметаллических включений).

Включения могут быть продуктами не только окислительно-
восстановительных, но и других реакций. Например, абсорбция
азота металлом из атмосферы дуги может привести к образова-
нию не только газовых пузырьков (пор), но и нитридных вклю-
чений, если в расплаве есть элементы, способные образовывать
прочные при температуре жидкого металла нитриды (например,
цирконий, титан и др.).

Вероятность образования нитридов, так же как и оксидов,
увеличивается с попижениехМ температуры металла. А нитриды
железа выпадают из пересыщенного раствора лишь в твердом
состоянии, вызывая старение низкоуглеродистого металла шва.

Образование нитридных включений возможно, естественно,
лишь при недостаточной защите металла в процессе сварки от
азота воздуха или в особых случаях, например при сварке в сме-
сях аргона с азотом.

Благоприятные условия для выпадения неметаллических
включений создаются при кристаллизации металла, когда ма-
точный раствор обогащается легкоплавкими компонентами, что
создает значительное пересыщение ими порций расплава, кри-
сталлизующихся последними, и приводит к выделению их из рас-
плава в самостоятельную фазу.

Сварочная ванна представляет собой сложную многокомпо-
нентную систему, в которой рассмотренные выше реакции могут
протекать одновременно или последовательно. Продукты этих
реакций, выделяясь из раствора, взаимодействуют между со-

1 Окисление частиц присадки начинается обычно еще на стадии нагрева
и плавления покрытия и фтроса (см. гл. 7) и продолжается в каплях или
ванне.
бой — образуют растворы, химические соединения, расслаива-
ются и т. п. Поэтому неметаллические включения в металле шва
имеют часто сложный состав и структуру, которые зависят от
условий протекания реакций образования и взаимодействия
включений, ликвационных явлений и др.

Поясним сказанное на примере образования сульфидных
включений. В сварочной ванне обычно содержится немного серы
и в жидком металле она находится в виде раствора FeS и ча-
стично MnS. Однако при кристаллизации металла раствори-
мость серы резко снижается и она почти вся выделяется в виде
сульфидных включений. Состав и форма этих включений зави-
сят от состава расплава и наличия в нем взвешенных неметал-
лических частиц, а также от состава этих частиц. В. В. Подга-
ецкий и другие показали, что при наличии частиц оксидов, глав-
ным образом окислов марганца и железа, сера интенсивно раст-
воряется в них, образуя включения оксисульфидов до начала
затвердевания металла ванны, благодаря чему включения по-
лучают глобулярную форму. С понижением температуры умень-
шается взаимная растворимость окислов и сульфидов. Это при-
водит к расслоению раствора и образованию включений слож-
ной структуры. На поверхности оксисульфидов иногда наблюда-
ются сульфидные оболочки. Такие включения являются резуль-
татом выделения серы на более поздней стадии — при затверде-
вании металла [95].

•В высококремнистых силикатах и алюмосиликатах раствори-
мость серы значительно меньше, чем в железомарганцевых вклю-
чениях, и лишь небольшая часть серы адсорбируется на таких
силикатах. Поэтому раскисление металла сварочной ванны алю-
минием, отчасти кремнием, уменьшая количество железомарган-
цевых оксидных включений, приводит к загрязнению серой ма-
точного раствора и выделению сульфидов в конце процесса за-
твердевания металла ванны в виде цепочек или плен. Аналогич-
но действуют небольшие добавки титана в ванну. Однако при
содержании титана более 0,5% появляются сложные включения,
состоящие из сульфидов и карбидов титана.

О характере образующихся включений и некоторых их свой-
ствах можно судить по диаграммам состояния соответствующих
систем. Например, если при сварке стали преобладающими яв-
ляются реакции окисления — восстановления марганца и крем-
ния, то, оценив возможное соотношение между образующимися
окислами с помощью известных закономерностей протекания ре-
акций при сварке (раздел 2) и используя диаграммы состав —
свойства тройной системы SiOs — МпО — FeO, можно составить
представление о взаимной растворимости окислов, вероятности
образования соединений между ними и о их физических свойст-
вах (температуре плавления, вязкости и др.) и, таким образом,
прогнозировать возможный характер и поведение неметалличе-
ских включений. При этом нужно иметь в виду, что равновес-
426
- ные диаграммы не учитывают кинетики процессов и показывают
лишь к чему система стремится, не давая никаких сведений о
действительном состоянии, которое она может достигнуть в дан-
ных условиях.

В качестве простейшего показателя для оценки порядка вы-
падения продуктов реакции и их агрегатного состояния можно
использовать температуру плавления (табл. 15.6). Очевидно, что
вероятность выпадения из раствора па ранней стадии процесса
высокотемпературных соединений больше, чем низкотемператур-
ных.

Таблица 15.6

Продукты реакций раскисления

Температура плавления, °C

FeO
МпО

SiO2
Л12О3
Сг2О3
тю2
ZrO2

Силикаты железа (SiO2<40%)
Силикаты марганца (SiO2 = 15 ч-50%)

1369

1785

1710

2050

2280

1825

2700

Ц80—1380

1210—1600

Переход включений из основного и присадочного металлов.
Неметаллические включения в том или ином количестве неиз-
бежно присутствуют в основном и присадочном металлах. Одна-
ко нельзя думать, что они переходят в ванну и в металл шва в
неизменном виде. При плавлении металла, с одной стороны, про-
исходит растворение включений вследствие увеличения их раст-
воримости с повышением температуры металла, а с другой, уда-
ление их из металла на его поверхность (в шлаковую или газо-
вую фазу). Полнота протекания этих процессов определяется их
кинетикой.

Реакция растворения протекает в диффузионном режиме
(126] и описывается кинетическим уравнением (6.22); при этом
следует помнить, что ср = g/p^:

—LY

dt A pV /

Для сферического включения радиусом г поверхность реак-
ции F = 41Ir2, а изменение количества растворяемого элемента
в расплаве, выраженное через изменение радиуса,
После подстановки dt в предыдущее выражение получим

—=-₽-^-('Ср—Ч.

dt р„л \ р eV )

Принимая, что в процессе растворения включений разность
(ср------ ) = Ас остается постоянной (Ас = const), и учитывая

что коэффициент массопереноса р, согласно выражению (6.15),
является функцией критерия Нуссельта (Шервуда),
о NuD
Р =-------------------------------,

получим [164]

dr _ Nu D
dt г

-Р-Дс.

PbkjA)

Критерий Nu зависит от режима течения, т. е. от критериев
Re и Рг.

При данной гидродинамической обстановке (обтекания ша-
ра) Рг ~ 1, Re = const, следовательно, Nu = const (при малых
значениях Re, что видимо, имеет место для включений, взвешен-
ных в сварочной ванне Nu ~ 2).

Интегрирование от rG до г (за время от 0 до /) при постоян-
ном Ас дает параболическую зависимость радиуса частицы от
времени растворения:

Г2=Г2№£дс/ = г2_ДДс/ (14.1)

РвкЛ^О

По данным работы Ф. Отерса и др. при растворении чистой
SiO2 в расплаве железа, содержащего 0,1% Si и 0,010% О (рав-
новесное содержание кислорода составляет 0,017%), А = 2050,
и частицы с радиусом 10 мкм должны полностью раствориться
за 6,5 с (рис. 15.3) [164]. Для радиуса г = 1 мкм время полного
растворения составит менее 1 с. Отсюда можно сделать вывод
о том, что часть включений при сварке может раствориться.

Растворившиеся включения теряют свою «индивидуальность».
Компоненты их, например кислород и кремний, суммируются с
кислородом и кремнием, поступающими в металл (или частич-
но уходят из него) в результате протекающих при сварке реак-
ций, и в дальнейшем при охлаждении металла могут при соот-
ветствующих условиях явиться материалом для создания новых
включений.

Лишь при отсутствии таких реакции, например при электрон-
нолучевой сварке или при сварке в инертной атмосфере, раство-
рившиеся включения из переплавляемого металла будут вновь
выделяться преимущественно в том же виде, но при этом форма
их изменится, так как большим скоростном охлаждения, харак-
терным для сварки, соответствуют более мелкие включения.
Одновременно с растворением включений происходит и их
удаление из ванны. Механизм этого процесса будет рассмотрен
в следующем параграфе.

Образование шлаковых включений и окисных плен. Наряду
с микроскопическими включениями в металле шва встречаются
крупные, макроскопические включения (или даже прослойки)
шлаков и окислов.

Основными причинами образования крупных шлаковых вклю-
чений являются:

неполное удаление шлаковой
корки с поверхности валика
(шва) и захват шлака металлом
при выполнении последующего
слоя;

захват расплавленным метал-
лом жидкого шлака в процессе
выполнения одного шва.

Неполное удаление шлаковой
корки с поверхности шва являет-

Рис. 15.3. Зависимость изменения
радиуса частицы SiO2 от времени
ее растворения

ся результатом либо плохой от-
делимости шлака от металла,
либо заклиниванием его вслед-
ствие неблагоприятной геомет-
рии шва. Так, в случае выпуклой
формы валика, особенно при

первом проходе, в узкой раз-

делке между металлом шва и кромками изделия образуются

острые углы, из которых удаление шлака затруднено.

Отделимость шлаковой корки зависит от силы сцепления
шлака с металлом. Сила сцепления тем больше, чем больше хи-
мическое взаимодействие металл—шлак, а также чем ближе па-
раметры кристаллической решетки металла и шлака. Поэтому
большую роль играют различные, в основном окисные, промежу-
точные прослойки на границе металл—шлак. Например, при
окислительных условиях сварки слой шлака у поверхности ме-
талла шва при сварке стали или железа может быть обогащен
вюститом (FeO) и по мере обеднения шлака кислородом—маг-
нетитом (РезО4). Так как вюстит способен достраивать решетку
альфа-железа, а магнетит — решетку вюстита, то весьма вероят-
но образование прочного сцепления металла с прилежащими
слоями шлака.

Сила сцепления двух контактирующих фаз характеризуется
величиной адгезии. Очевидно, чтобы разделить эти фазы по по-
верхности их контакта, нужно затратить энергию, равную сумме
поверхностных энергий (натяжений) каждой из фаз минус меж-
фазное натяжение между ними. Эта энергия называется рабо-
той адгезии, иногда просто адгезией, и равна

^ = 0! +о2 — о12.
Опытные данные показывают наличие известной корреляции
между работой адгезии и отделимостью шлаковой корки.

Во многих случаях удовлетворительная отделимость шлака
наблюдается при 1Га < 600 -4- 800 кДж/м2 [139], хотя нередко
встречаются отклонения от этого положения.

Так, при сварке под флюсом стали 15Х12ГНМВФ при при-
мерно одинаковом значении U7a отделимость шлака оказалась
различной (табл. 15.7). К этому надо добавить, что во втором
случае нет оснований подозревать образования окисных пленок
при сварке (флюс 48-ОФ6 — безокислительный).

Таблица 15.7

Флюс мДж м2 Отделимость шлака
• АН-17 48-0Ф6 560 500 Удовлетворительная Неудовлетворительная

Попытка объяснить этот факт неровной поверхностью шва и
заклиниванием шлаковой корки [139] не вполне убедительна, так
как не всегда неровная поверхность шва приводит к неудовлет-

Рис. 15.4. Соединение:

а — конструкция, способствующая
образованию шлаковых включе-
ний; 6 — рациональная конструк-
ция

ворителиному удалению шлака. Сказанное свидетельствует
о сложности и недостаточной изученности явления.

Образование шлаковых включений при многослойной сварке,
вызванное неполным удалением шлаковой корки с поверхности
предыдущих слоев, зависит также от режима сварки. Чем мень-
ше мощность и больше скорость сварки тем вероятнее захват
шлака. При достаточно большой погонной энергии возможна
сварка и без удаления шлаковой корки с предыдущего слоя
(сварка по шлаку), когда весь шлак расплавляется и оттесня-
ется на поверхность ванны. Однако такой процесс далеко не
всегда осуществим и, главное, крайне ненадежен.

В случае захвата жидкого шлака металлом включения обра-
зуются, если шлак не успевает или не может всплыть на поверх-
ность. Это наблюдается при весьма жидкотекучем шлаке, нате-
кающем в зону перед дугой, при нестабильной («бегающей») ду-
ге или (при ручной сварке) в условиях, при которых опериро-
вание дугой (электродом) затруднено (при сварке в узкой раз-
делке, при неудобном подходе к соединению и т. п.).
Например, шлаковые включения легко образуются при при-
варке фланца по схеме, показанной на рис. 15.4, а, и практически
не образуются при другой конструкции соединения (рис. 15.4,6).

Захлестывание шлака металлом в результате турбулентного
движения последнего под действием магнитогидродинамических
сил (см. п. 20) является причиной образования крупных шлако-
вых включений при сварке на флюсовой подкладке (рис. 15.5)
[26]. По данным В. Ф. Донченко число и расположение таких
включений и интенсивность турбулентных потоков в ванне взаи-

Рис. 15.5. Крупные шлаковые включения в корне металла шва при сварке
под флюсом на флюсовой подушке

мосвязаны и зависят от величины и направления собственного
или наложенного внешнего магнитного поля.

При сварке алюминиевых сплавов в металле шва часто встре-
чаются крупные окисные включения в виде плен. Причина их
появления — окисные пленки, образующиеся на свариваемых
кромках при нагреве их в процессе сварки [76]. Чем больше тол-
щина и прочность таких пленок, тем труднее они разрушаются
и тем вероятнее их застревание в металле шва.

Если с поверхности металла окислы удаляются в результате
эрозии поверхности под действием ионной бомбардировки (в ре-
зультате так называемого катодного распыления), то на тор-
цах свариваемых элементов, которые не подвергаются непосред-
ственному воздействию катодной области дуги, окислы сохраня-
ются. Толщина образующейся пленки зависит от условий окисле-
ния кромок. Окисление металла и рост пленки протекают тем
интенсивнее, чем больше зазор между кромками (чем легче до-
ступ воздуха к ним) и чем хуже защита.

Разрушение и удаление пленки при сварке, очевидно, тем
легче, чем она тоньше. Это объясняет отмеченный многими ис-
следователями факт уменьшения или даже полного устранения
окисных включений в швах с уменьшением зазора между свари-
ваемыми кромками или при применении специальной защиты
стыка аргоном с обратной стороны шва.

Свойства окисных пленок, образующихся на алюминиевых
сплавах, хорошо изучены. Известно, что пленка при наличии вла-
ги в процессе ее образования содержит весьма пористую гидра-
тированную окись алюминия; это придаст ей высокую адсорбци-
онную способность. Прочность и твердость такой пленки и сила
ее сцепления с металлом значительно увеличиваются при ад-
сорбции различных веществ, в том числе масел, что широко ис-
пользуют при оксидировании алюминиевых изделий.

Поэтому можно ожидать, что при наличии на свариваемых
кромках элементов влаги, водородсодержащих веществ, жи-
ров и других подобных загрязнений в процессе сварки будет об-
разовываться более прочная пленка, крепко связанная с метал-
лом. Разрушение и удаление такой пленки конвективными пото-
ками в ванне будет затруднено и опасность образования окис-
ных включений возрастет. Поэтому требования к чистоте поверх-
ности, отсутствию на ней влаги и других загрязнений перед на-
чалом сварки должны всегда строго соблюдаться.

Разрушение и удаление окисной пленки в процессе сварки за-
висит, естественно, также и от интенсивности конвективных по-
токов в ванне и, следовательно, поддается магнитогидродинами-
ческому воздействию. Подвижность металла в ванне наименьшая
у корня шва, где металл наиболее сильно охлаждается. Значит,
наиболее вероятно, что в этой зоне окисные пленки сохранятся и
останутся в металле шва. Действительно, рядом исследователей
показано, что окисные включения устраняются при углублении
сварочной ванны, при применении специальной разделки с обрат-
ной стороны шва и других средств, обеспечивающих наибольшее
проплавление металла.

51. УДАЛЕНИЕ НЕМЕТАЛЛИЧЕСКИХ ВКЛЮЧЕНИЙ
ИЗ СВАРОЧНОЙ ВАННЫ

Процессы образования и удаления неметаллических включе-
ний протекают параллельно и конечное содержание включений
в металле шва зависит от соотношения их скоростей и от интер-
вала времени, на протяжении которого эти процессы могут идти.

Каков же механизм удаления включений из ванны?

Многие авторы принимают, что включения всплывают под
действием архимедовой силы вследствие своей меньшей плотнос-
ти по сравнению с плотностью металла, и рассчитывают скорость
всплывания по формуле Стокса, описывающей всплывание сфе-
рических частиц в спокойной среде.

Но в ванне, было отмечено, существует интенсивная конвек-
ция, под действием которой включения должны совершать слож-
ные движения, в известной степени подобные циркуляции. К то-
му же нс все включения имеют сферическую форму. Поэтому
формула Стокса не может описать процесс удаления включений.
Если бы всплывание включений являлось основным способом их
удаления, то должна быть большая разница в засоренности не-
металлическими включениями металла шва при сварке в нижнем
и потолочном положениях, чего не наблюдается па практике.

При наличии конвекции и относительно небольшой глубины
ванны, что характерно для сварочных процессов, гораздо боль-
432
шую роль, чем простое всплывание, играет вынос включении на
поверхность раздела фаз конвективными потоками.

Включение, подошедшее к поверхности металла оказывается

в условиях, при которых вы-
ход его из металла и пере-
ход в шлаковую фазу при-
водит к уменьшению сво-
бодной энергии системы и,
следовательно, может осу-

ществляться
вольно.

самопроиз-

Рис. 15.6. Схема выхода включения на
поверхность раздела металл — шлак

Поясним это следующи-
ми соображениями. Пред-
ставим себе два состояния
системы металл — включение

— шлак (рис. 15.6). В состоя-

нии /, когда сферическое включение радиуса г полностью нахо-

дится в металле, поверхностная энергия системы

— 4лг2ом в 4- рм шим ш,

где ам.в и ам.ш — межфазные натяжения на границе металл —
включение и металл — шлак; FM.m — поверхность контакта метал-
ла и шлака.

В состоянии //, когда включение оказалось на границе раз-
дела и наполовину находится в металле, а наполовину в шлаке:

^2 = 2jv2(7м.в + 2лг2Ов ш 4" (FM ш лг2) ОМ Ц|.

Изменение поверхностной энергии при переходе системы из
состояния / в состояние //

ДС = Е2 — Е} — 2лг2 овш

м .в

Величина Д£ отрицательная, так как мало вероятно, чтобы
(aM.n Н—т- ам.ш) было больше или даже равно ов ш. То же самое

можно ожидать и на границе металл — газ.

Таким образом, переход включения в шлак приводит к умень-
шению поверхностей энергии (и термодинамического потенциа-
ла) системы и может совершаться самопроизвольно, в то время
как самопроизвольный уход включения с поверхности в глубь ме-
талла связан с увеличением потенциала и, значит, термодинами-
чески маловероятен. В результате включения, достигшие поверх-
ности, останутся на ней.

Процесс удаления включений путем выноса их конвективны-
ми потоками может идти в каплях и в ванне. Количество удален-
ных включений будет тем больше, чем больше включений в ме-
талле, чем интенсивнее в нем конвекция, чем больше размер
включений (чем толще слой, из которого включения захватыва-
ются поверхностью) и, наконец, чем больше время существова-
ния в жидком состоянии.

28 Заказ 1141
Удалению включений будет способствовать их укрупнение в
результате коагуляции (коалесценции). Интенсивная конвекция
в ванне, увеличивая вероятность встречи (столкновения) вклю-
чений, облегчает процесс укрупнения.

Роль фактора времени в процессе удаления включений на-
глядно иллюстрируется сравнением загрязненности металла шва

неметаллическими включе-

ние. 15.7. Количество включений в зави-
симости от максимального времени пре-
бывания металла в жидком состоянии

Опыт показал весьма большую

ниями при сварке электро-
дами ЦМ-7 с развой погон-
ной энергией (от 600 до
2850 кДж/м2) и, значит, с
разным временем существо-
вания ванны. Металло-
графически определяли пло-
щадь, занятую включения-
ми (в 25 полях зрения при
увеличении в 100 раз, что
позволило оценить лишь
сравнительно крупные вклю-
чения), по ней приближенно
оценивали объемный про-
цент включений и сопостав-
ляли эти данные с макси-
мальным временем сущест-
вования ванны т Втах =
= LB/vC3 (рис. 15.7).

загрязненность металла шва

включениями при сварке на режиме, которому соответствует не-
большое время существования ванны (тВтах — 2,6 с). Включения
в этом случае распределены по сечению шлифа относительно рав-
номерно. С увеличением максимального времени существования
ванны (примерно до тв ’ == 6 с) происходит быстрое уменьше-
ние объемного процента включений. При этом наблюдается сос-
редоточение крупных включений в верхней части шва, что говорит

о развитии процесса коагуляции и направленного выноса вклю-
чений. С дальнейшим увеличением тВгпах процент включений из-
меняется незначительно. Однако количество включений в верхней
половине шва немного уменьшается, а наиболее крупные вклю-
чения сосредоточиваются в приповерхностном слое.

Полнота удаления включений за счет их выноса из металла
зависит от того, в какой момент времени они образуются. Вклю-
чения, выпадающие при кристаллизации, практически не удаля-
ются. Возможно удаление включений, перешедших в ванну из
расплавляемого металла, либо образовавшихся в результате хи-
мических реакций на относительно ранних стадиях процесса.

Немаловажное значение имеет состав продуктов реакций.
Многочисленные экспериментальные исследования и практика
сталеварения показывают, что из стальной ванны лучше удаля-
ются включения сложного состава, получающиеся при одновре-
менном раскислении марганцем, кремнием и алюминием (с по*
мощью так называемых комплексных раскислителей), что объяс-
няют лучшей способностью таких включений к укрупнению вслед-
ствие низкой температуры плавления (и выделения поэтому в
жидком состоянии), низкой вязкости и относительно высокого
межфазного натяжения на границе с металлом — факторов, спо-
собствующих так называемой быстрой коагуляции.

Удаление включений, однако, нельзя во всех случаях сводить
к чисто физическим процессам их всплывания и выноса на по-
верхность раздела фаз^ где они удерживаются силами поверхно-
стного натяжения. «Вытягиванию» включений на поверхность и
удержанию их там может содействовать также сила химического
взаимодействия между включениями и шлаком.

Об этом говорит опыт по электрошлаковому переплаву, пока-
зывающий, что степень рафинирования (очистки) металла от
включений находится в четко выраженной зависимости от соста-
ва шлака, вернее, от соотношения химических свойств шлака и
включений. Оказывается, что при переплаве под основным шла-
ком включения удаляются тем полнее, чем выше их кислотность,
а под кислым, наоборот, чем выше их основность, независимо от
их поверхностных свойств.

По всей вероятности, это связано не только с лучшей ассими-
ляцией включений активным по отношению к ним шлаком, но
и с химическим взаимодействием шлака с компонентами рас-
плава. Так, частичный переход, например кремния из металла
в основной шлак, может привести к диссоциации и растворению
в металле некоторой части кремнезема, а значит, и к уменьше-
нию силикатных включений.

Другим примером может служить десульфурация металла при
переплаве под шлаком с высоким содержанием СаО. В резуль-
тате реакции

[Sl-(S)

часть серы перейдет из металла в шлак, стремясь к равновесному
распределению между металлом и шлаком. В результате содер-
жание серы и, следовательно, сульфидных включений в металле
понизится.

Примеры из области рафинирующего переплава взяты не слу-
чайно. В этих процессах образование новых включений за счет
химических реакций исключено или сведено к минимуму и все
изменения в количестве включений могут быть отнесены только
за счет процесса их удаления. При сварке эндогенные включения
образуются во многих случаях и разделить процессы их образо-
вания и удаления можно лишь ориентировочно. В тех случаях,
когда нс происходит образования новых включений, содержание
их в металле шва может оказаться ниже, чем в исходных мате-
риалах, за счет удаления включений из ванны.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Адам Н. К. Физика и химия поверхностных явлений. М., Гостехиз-
дат, 1947, 424 с.

2. Алов А. А. Основы теории металлургии дуговой сварки малоуглеро-
дистых сталей. — Сб. № 14 ЦНИИТМАШа «Вопросы теории сварочных про-
цессов». М., Машгиз, 1948, с. 5—85.

3. Бабаков А. А., Свистунова Т. В., Черменская Н. Ф. Влияние крем-
ния на механические свойства и склонность к межкристаллитной коррозии
хромоникельмолибденовых сплавов. — «Металловедение и термическая обра-
ботка металлов», 1965, № 12, с. 6—10.

4. Багрянский К. В., Лаврик П. Ф. О механизме легирования металла
капель при сварке под керамическим флюсом. — «Сварочное производство»,
1963, № 10, с. 5—7.

5. Багрянский К. В., Роянов В. А. Использование элемента индикатора
для оценки физических условий взаимодействия металла и шлака при свар-
ке.— «Автоматическая сварка», 1969, № 1, 23 с.

6. Барышников А. П., Петров Г. Л. Об особенностях окислительно-
восстановительных процессов при сварке под флюсом высоколегированной
марганцовой и марганцевоалюминиевой проволокой. — «Сварочное производ-
ство», 1968, № 10, с. 5—8.

7. Бесхлебный В. А., Лещинский Л. К. Потери легирующих элементов
при наплавке (сварке) под керамическим флюсом. — «Сварочное производ-
ство», 1971, № 9. с. 12—14.

8. Бесхлебный В. А,, Лещинский Л. К. Процессы легирования металла
шва через флюс на стадиях капли и сварочной ванночки. — «Сварочное про-
изводстве», 1972, № 4, с. 11—13.

9. Бреховских В. Ф., Кокора А. Н., Углов А. А. Определение вида про-
странственного распределения мощности теплового источника при действии
луча лазера на сталь. — «Физика и химия обработки материалов», 1967, Ня 6.
с. 3—9.

10. Бринберг И. Л., Мельбард С. Н. Рымкевич А. И. Электрошлаковая
сварка. Справочник по сварке. Т. 2. М., Машгиз, 1961, 255 с.

И. Брусницин Ю. Д. О гидратации сварочных плавленых флюсов. Сб.
«Сварка». М., Судпромгиз, 1958, 215 с.

12. Брусницин Ю. Д. К вопросу о физико-химических процессах в кера-
мических сварочных флюсах и электродных покрытий иа шлаковой основе
мрамор — плавиковый шпат. — Сб. «Сварка». М, Судпрсмгиз, 1959, с. 95—109.

13. Будник Н. М,, Евченко В. М. и др. Особенности переноса металла
при сварке активированной проволокой в углекислом газе током прямой по-
лярности.— «Сварочное производство», 1971, № 7, с. 28—31.

14. Буки А. А. Об окислительных процессах при автоматической наплав-
ке сталей с охлаждающей жидкостью. — «Сварочное производство», 1966,
№6, с. 16—18.

15. Бунинский В. Н., Потапьевский А. Г. Влияние режима импульсно-
дуговой сварки на металлургические реакции в дуговом промежутке.— «Ав-
томатическая сварка», 1970, № 12, 1 с.

16. Быков А. Н., Ерохин А. А. Металлургические процессы окисления
ферромарганца в электродных покрытиях при их нагреве. — «Автоматическая
сварка», 1961, № 9, 10 с.

17. Быковская Ю. И., Ерохин А .А. и др. Распределение в металле азота,
поглощаемого из газовой фазы при дуговом плавлении.— «Физика и химия
обработки материалов», 1970, № 2, 146 с.

18. Вагнер К. Термодинамика сплавов. М , Металлургиздат, 1957, 180 с.

19. Вейно В. П., Имас Я- И. Разрушение феррита под действием излуче-
ния ОКТ.— «Физика и химия обработки материалов», 1967, № 2, с. 120—123.

20. Вертман А. А., Самарин А. М. Свойства расплавов железа. М., «Нау-
ка», 1969. 280 с.
21. Ворновнцкий И. Н., Вагапов И. М. Высокопроизводительные элек-
троды для дуговой сварки. М., Машгиз, 1963, 104 с.

22. Воропай Н. М., Гвоздецкий В. С. и др. Микроплазменная сварка лег-
ких металлов с катодным распылением окисных пленок.— «Автоматическая
сварка», 1969, № 7, 28 с.

23. Галинич В. И., Подгаецкий В. В. Влияние азота на пористость швов
при сварке стали в аргоне и углекислом газе.— «Автоматическая сварка»,
1961, № 2, с. 24—32.

24. Горячев А. П., Зеленин В. А. Механизированная сварка иеплавящим-
ся электродом углубленной дугой.— «Автоматическая сварка», 1964, № 12,
с. 24—29.

25. Гревцев Н. В., Макаров Н. И. и др. О влиянии длительности импуль-
са лазерного излучения на глубину проплавления металлов.— «Физика и хи-
мия обработки материалов», 1967, № 2, с. 116—120.

26. Донченко В. Ф. К вопросу образования шлаковых полостей в стыко-
вых швах при сварке под флюсом.— «Сварочное производство», 1971, № 7,
с. 11—13.

27. Дудко Д. А., Рублевский И. Н., Тягун-Белоус Г. С. Влияние режима
электрошлакового процесса на скорость плавления электродов большого сече-
ния.— «Автоматическая сварка», 1958, № 12, с. 57—62.

28. Дудко Д. А., Волошкевич Г. 3., Сущук Слюсаренко И. И., Лыч-
ко И. И. Исследование электрошлакового процесса с помощью кино и фото-
съемки через прозрачную среду.— «Автоматическая сварка», 1971, № 2,
с. 15—17.

29. Дульнев Г. Н., Ярышев Н. А. Тепломассообмен при взаимодействии
мощного импульса энергии с непрозрачным веществом. Вып. 31. «Тепломассо-
обмен при взаимодействии потоков энергии с твердым телом». Труды Ленин-
градского института точной механики и оптики, 1967, с. 35—42.

30. Дьяченко В. В., Иванов В. К.» Морозов Б. П„ Савов Е. Н. Порис-
тость в металле шва при сварке плавлением ниобиевых сплавов.— «Сварочное
производство», 1967, № 7, с. 10—13.

31. Дьяченко В. В., Ольшанский А. Н. Влияние давления контролируе-
мой атмосферы на основные параметры процесса сварки «Сварочное производ-
ство», 1968, № 11, с. 3—6.

32. Дятлов В. И. Элементы теории переноса электродного металла при
электродуговой сварке.— Сб. «Новые проблемы сварочной техники». Киев,
«Тсхшка», 1964, с. 167—182.

33. Ерохин А. А. Кинетика металлургических процессов дуговой сварки.
М., «Машиностроение», 1964, 254 с.

34. Ерохин А. А., Букаров В. А., Ищенко Ю. С. Расчет основных пара-
метров ванны при сварке пластин.— «Сварочное производство», 1970, №42,
с. 1—3.

35. Ерохин А. А., Букаров В. А., Ищенко Ю. С. Расчет режимов автома-
тической сварки стыковых соединений с заданной величиной проплавления.—
«Сварочное производство», 1971, № 2, с. 22—25.

36. Есин О. А., Гельд П. В. Физическая химия пирометаллургических про-
цессов. Ч. II. М.» «Металлургия», 1966, 704 с.

37. Заморуев В. М. О процессах испарения в производстве стали.— «Сб.
«Физико-химические основы производства стали». Йзд-во АН СССР, 1960,
с. 177—187.

38. Заруба И. И. Некоторые особенности автоматической сварки под
флюсом постоянным током.— «Автоматическая сварка», 1950, № 1, с. 10—14.

39. Зворонко Я. П., Катлер С. М. Дуговая сварка с электромагнитным
удержанием сварочной ванны.— «Сварочное производство», 1970, № 5, с. 3—5.

40. Земзин В. Н. Сварные соединения разнородных сталей. М.. «Маши-
ностроение», 1966, 232 с.

41. Зуев И. В., Рыкалин Н. Н., Углов А. А. О кинжальном проплавлении
металлов электронным лучом.— «Физика и химия обработки материалов»,
1968, № 5, с. 7—11

42. Иванникова А. Д., Ерохин А. А. Роль веществ, адсорбированных на
поверхности титана, в образовании пористости при сварке.— «Сварочное про-
изводство», 1968, № 2, с. 9—11.

43. Иванов Е. Г., Стомахин А. Я. и др. Исследование растворимости азо-
та в жидких сплавах никеля с церием.— «Известия вузов. Черная металлур-
гия», 1966, № 5, с. 69—72.

44. Иоффе И. С., Ерохин А. А. Коэффициент расплавления проволоки
с железным порошком в шихте. —«Автоматическая сварка», 1970, № 9,
с. 64—65.

45. Ищенко Ю. С., Гречишкин В. И. Об оценке веса сварочной ванны
и геометрических размеров зоны проплавления.— «Автоматическая сварка»,
№ 11, с. 30—31.

46. Кабанов А. Н., Чернова-Столярова Е. Е. Исследование процессов,
возникающих при воздействии интенсивного электронного пучка на
жидкость.— «Физика и химия обработки материалов», 1971, № 6, с. 97—98.

47. Квирикадзе Т. Г., Новожилов Н. М. Исследование перемешивания
защитного газа с воздухом при сварке в углекислом газе.— «Автоматическая
сварка», 1969, № 4, с. 20—22.

48. Кесаев И. Г. Катодные процессы электрической дуги. М., «Наука»,
1968. 244 с.

49. Ковалев И. М., Акулов А. И. и др. Скоростные и тепловые характе-
ристики потоков. «Физика и химия обработки материалов», 1971, № 5,
с. 27—34.

50. Кожеуров В. А. Термодинамика. М, Мегаллургиздат, 1955. 164 с.

51. Конищев Б. П, Восстановление титана Из окислов шлака при сварке
стали под флюсом.— «Сварочное производство», 1971, № 12, с. 21—23.

52. Корицкий Г. Г., Походня И. К. О некоторых силах, действующих на
каплю электродного металла при сварке. «Автоматическая сварка», 1971, № 3,
с. 11—14.

53. Котов Г. Н., Ерохин А. А. и др. Влияние дисперсности легирующей
присадки в покрытии на однородность металла шва.— «Сварочное производ-
ство», 1970, № 2, с. 6—7.

54. Кривошея В. Е. Влияние легирующих элементов па пористость швов
на никеле, вызываемую азотом.-— «Автоматическая сварка», 1968, № 6,
с. 18—22.

55. Кузмин Г. С., Лазарсон Э. В. Влияние технологических факторов иа
пористость сварных швов никеля.— «Сварочное производство», 1971, Аз 11,
с. 32—34

56. Кулагин И. Д., Николаев А. В. Тепловой баланс сварочной дуги по-
стоянного тока в газах в период формирования капли.— «Известия АН СССР.
ОТН», 1958, №11, с. 89 91.

57. Куликов И. С. Десульфурация чугуна. М., /Мсталлургиздат, 1962,
306 с,

58. Куликов И. С. Метод расчета активности компонента в разбавленных
растворах. Сб. «Физико-химические основы металлургических процессов». М.,
«Наука», 1967, с. 202—204.

59. Лакомский В. И. Растворимость водорода в жидком железе до тем-
пературы кипения. ДАН СССР, 1962 (147), № 3, 628 с.

60. Лакомский В. И., Торхов Г. Ф. О поглощении азота из плазмы
жидким металлом. ДАН СССР. 1968 (183), № 1, с. 87—89.

61. Латаш Ю. В., Тягун-Белоус Г. С. Влияние состава шлака на плавле-
ние электродов большого сечения при электрошлаковом процессе.— «Автома-
тическая сварка», 1968, №12, с. 17—27.

62. Леб Л. Основные процессы электрических разрядов в газах. ГИТТЛ.
1950. 340 с

63 Левич В. Г. Введение в статистическую физику. М., Гостсхиздат,
1954. 424 с.

64. Левич В Г. Физико-химическая гидродинамика. М., Физматгиз, 1959
696 с.

65. Лесков Г. И. Электрическая сварочная дуга. М, «^Машиностроение»,
1970, 336 с.
66. Лещинский Л. К., Лаврик П. Ф. и др. Автоматическая износостой-
кая наплавка листов электродной лентой.— «Сварочное производство», 1969,
№ 10, с. 22-24

67. Люблвский К. В. Металлургия автоматической сварки малоуглероди-
стой стали под флюсом.— «С6. «Вопросы теории сварочных процессов». М.,
Машгиз, 1948, с. 86 214

68. Л кубанский К. В. Металлургия сварки стали плавлением. Справочник
по сварке. Т. 1. М., Мшпгиз, 1960, 51 с.

69. Мазель А. I., Тарлинский В. Д., Сбарская Н. П. Неметаллические
включения при сварке газозащнтпыми электродами.— «Сварочное производст-
во», 1967, № 9, с. 39—10.

70. Мазель А. Г. Технологические свойства электросварочной дуги. М.,
«Машиностроение», 1969, 178 с.

71. Медовар Б. И., Дудко Д. А., Рублевский И. Н. Окисление элементов
при сварке в углекислом газе аустенитной <лекгродной проволокой.— «Авто-
матическая сварка», 1957, № 3, с. 64—69.

72. Медовар Б. И. Сварка жаропрочных аустенитных сталей и сплавов
М.» «Машиностроение», 1966, 430 с.

73. Морозов А. Н. Водород и азот в стали. М., «Металлургия -, 1968,
280 с.

74. Назаренко О. К., Истомин Е. И., Локшин В. Е. Электроннолучевая
сварка. М., «Машиностроение», 1966» 128 с.

75. Никифоров Г. Д., Дьяченко В. В. и др. Использование сфокусирован-
ной лучистой энергии мощных ксеноновых ламп для сварки и пайки метал-
лов. —«Сварочное производство», 1969, № 9, с. 1.

76. Никифоров Г. Д. Металлургия сварки плавлением алюминиевых
сплавов. М.» «Машиностроение», 1972, 264 с.

77. Новожилов Н. М., Суслов В. Н. Сварка плавящимся электродом в
углекислом газе. М , Машгиз, 1958, 194 с.

78. Ольшанский А. Н., Никифоров Г. Д., Дьяченко В. В. Влияние дав-
ления аргона на пористость металла шва.— «Сварочное производство», 1971,
№ 2, с. 25—27.

79. Опарин Л. И., Фрумин И. И. Исследование распределения легирую-
щих элементов в наплавленном металле.— «Автоматическая сварка», 1969,
№ 5, с. 21—23.

80. Опарин Л. И. Некоторые особенности нагрева и плавления метал-
локерамической электродной ленты.— «Автоматическая сварка», 1970, № 3,
с. 19—23

81. Пановко В. М., Блошкин. Е. Г. О коэффициентах перехода и расчете
химического состава металла при наплавке.— «Сварочное производство»,
1970, № 8, с. 33—35.

82. Патон Б. Е. Исследование процесса нагрева электрода при автома-
тической сварке под флюсом Труды по автоматической сварке под флюсом.—
Сб. № 3. Изд-во АН УССР, 1948. 51 с.

83. Патон Б. Е. и др. Особенности аппаратуры н процессов электронно-
лучевой сварки и резки в условиях космоса.— «Автоматическая сварка», 1971,
№ 3, с. 3—8.

84. Патон Е. О. Скоростная автоматическая сварка под слоем флюса.
М.» Машгиз, 1943, 210 с.

85. Перцовский Г. А. Тепловой баланс при электрошлаковой сварке.—
Сб. 3. «Сварка». 2VL, Судиромгиз, 1960, с. 11—26.

86 Петров А. В. Давление дуги на сварочную ванну в среде защитного
газа.— «Автоматическая сварка», 1955, № 4. с. 84—89.

87. Петров А. В., Штрикман М. М. Исследование параметров струи за-
щитного газа при дуговой сварке.— «Сварочное производство», 1961, № 5,
с. 5—8. •

88. Петров А. В. Перенос металла в дуге и проплавление основного ме-
талла при сварке в среде защитных газов.— «Автоматическая сварка», 1957,
№ 4, с. 26 33.

89. Петров А. В. Применение метода источников для расчетов тепловых
процессов при импульсно-дуговой сварке. «Физика и химия обработки мате-'
риалов», 1967, № 5, с. 15—26.

90. Петров А. В. Тепловые характеристики импульсно-дугового процесса
сварки. «Физика и химия обработки материалов», 1967. № 6, с. 11—19.

91. Петров Г. Д. Неоднородность металла сварных соединений. М,
Судпромгиз, 1963. 220 с.

92. Петруничев В. А. Тепловое и механическое воздействие дуги боль-
шой мощности на сварочную ванну. Сб. «Процессы плавления основного ме-
талла при сварке». Изд-во АН СССР, 1960, с. 117—166.

93. Подгаецкий В В., Новикова Т. П. О выделении фтористого кремния
при нагреве флюса в процессе сварки и при сушке — «Автоматическая свар-
ка», I960. № 6, с. 19—22.

94. Подгаецкий В. В. Неметаллические включения в сварочных швах.
М , Машгиз, 1962. 94 с.

95. Подгаецкий В. В., Парфесса Г. И., Лейначук Е. И. Процессы обра-
зования сульфидов в металле шва.— «Автоматическая сварка», 1971, № 1,
с. 5—10.

96. Покровский В. В. и др. Термоэлектронные свойства и поверхностное
натяжение расплавов. Сб. «Поверхностные явления в расплавах». Изд-во
«Паукова Думка», 1968, с. 269-272.

97. Попель С. И. Интенсивность зарождения и укрупнения неметалличе-
ских включений в стали.— «Известия вузов. Черная металлургия», 1962, № 4,
с. 5—13.

98. Попель С. И. Межфазное натяжение железа и его сплавов на гра-
нице с оксидными системами. Сб. научных трудов № 126 Уральского Поли-
технического ин-та «Физическая химия металлургических расплавов». М.,
Металлу ргиздат, 1963, с. 5—17.

99. Потапов Н. Н., «Любавский К. В. Содержание кислорода в наплавлен-
ном металле при сварке под флюсом.— «Сварочное производство», 1971, № 1,
с. 11—13.

100. Потапов Н. Н., Любавский К. В. К вопросу о взаимодействии метал-
ла со шлаком в реакционной золе при сварке под флюсом.— «Сварочное про-
изводство», 1971, № 7, с. 9—11.

101. Потапьевский А. Г., Лапчинский В. Ф., Бучинский В.- Н. Перенос
электродного металла при импульсно-дуговой сварке в аргоне.— «Автоматиче-
ская сварка», 1965, № 6, с. 16—19.

102. Потапьевский А. Г. и др. Перенос электродного металла при сварке
в углекислом газе.— «Автоматическая сварка», 1971, № 6, с 1 4.

103. Походня И. К- Взаимодействие металла с газами при дуговой свар-
ке. М., «Машиностроение», 1972. 256 с.

104. Походня И. К-, Суптель А. М., Шлепаков В. Н. Сварка порошковой
проволокой. Изд-во «Паукова Думка», 1972, 280 с.

105. Прохоров Н. Н. Физические процессы в металлах при сварке. Т. 1.
М.» «Металлургия», 1968, 698 с.

106. Пугин А. И., Перцовский Г. А. Расчеты термического цикла около-
шовной зоны при электрошлаковой сварке стали большой толщины.— «Авто-
матическая сварка», 1963, № 6, с. 14—23.

107. Размышляев А. Д., Багрянский К. В., Нестеренко К. А. Исследование
теплосодержания капель при электродуговой наплавке проволокой и ленточ-
ным электродом.— «Сварочное производство», 1972, № 5, с. 15 — 16.

108. Рыкалин Н. Н. Расчеты тепловых процессов при сварке. М., Машгиз,
1951, 296 с.

109. Рыкалин Н. Н., Кулагин И. Д. Тепловые параметры сварочной дуги.
Тепловые процессы при сварке. Труды Секции по научной разработке проб-
лем электросварки и электротермии. Вып. 2. Изд-во All СССР, 1953,
с. 10—58.

ПО. Рыкалин Н. Н., Кулагин И. Д., Николаев А. В. Тепловые характери-
стики взаимодействия плазменной струи с нагреваемым телом.— «Автомати-
ческая сварка», 1963, № 6, с. 3—13.
111. Рыкалин H. Н., Углов А. А. Нагрев тонких листов при сварке лазе-
ром. Т. 165. ДАН, 1965, N2 2, 319 с

112. Рыкалин Н. Н., Бекетов А. И. Расчет термического цикла околошов-
ной зоны по очертанию плоской сварочной ванны.— «Сварочное производство»,
1967, № 9, с. 22—25.

113. Самарин А. М., Аверин В. В. Физикохимические основы выплавки
жаропрочных сплавов.— Сб. «Физико-химические исследования жаропрочных
сплавов». М„ «Наука», 1968, с. 3—17.

114. Седов Л. И. Методы подобия и размерности в механике. М., Гос-
тсхиздат, 1954, 328 с.

115. Семенченко В. К. Поверхностные явления в металлах и сплавах. М.,
Гостехиздат, 1957, 492 с.

116. Скотников С. Ам Утлинский Г. Г. Спектральный метод оно<деления
азота при исследовании насыщения аустенитной стали под дугой.—«Заводская
лаборатория», 1969, № 11, с. 1346—1347.

117. Славянов Н. Г. Электрическая отливка металлов. М, Машгиз, 1954,
94 с.

118. Слуцкая Т. М. и др. Электродная проволока для механизированной
сварки углеродистых сталей без защитной среды.— «Автоматическая сварка»,
1963, № 8, с. 11 —13.

119. Старченко Е. Г., Любовский К. В- Влияние конструкции сопла горел-
ки на эффективность газовой защиты зоны сварки.— «Сварочное производст-
во», 1968, № 11, с. 13—16.

120. Стомахин А. Я. О взаимодействии металлического расплава с азотом
в электрической дуге. «Известия вузов. Черная металлургия», 1970, № 4,
с. 87—90.

121. Сучильников С. И., Агеев П. Я. Влияние состава шлака на режим
горения электрической дуги. Труды Ленинградского Политехнического инсти-
тута. М., Машгиз, 1956, № 183. с. 5—10.

122. Теоретические основы сварки. Под рсд В. В. Фролова. «Высшая
школа», 1970, 592 с.

123. Тиходеев Г. М. Энергетические свойства электрической сварочной ду-
ги. Изд-во АН СССР, 1961, 354 с.

124. Физические методы органической химии. Под ред. Вайсбергера. Т. 1.
Изд-во иностр, лит., 1950, 540 с.

125. Финкельнбург В., Меккер Г. Электрические дуги и термическая плаз-
ма. Изд-во иностр, лит., 1961, 370 с.

126. Франк-Каменецкий Д. А. Диффузия и теплопередача в химической
кинетике. М.» «Наука», 1967, 491 с.

127. Френкель И. Я. Собрание избранных трудов Кинетическая теория
жидкости. Т. Ill Изд-во АН СССР, 1959, 224 с.

128. Фролов В. В. Поведение водорода при сварке плавлением. М., «Ма-
шиностроение», 1966, 154 с.

129. Фрумин И. И. Автоматическая электродуговая наплавка. М , Метал-
лургиздат, 1961, 422 с

130. Хренов К. К. Электрическая сварочная дуга. М., Машгиз, 1949,
140 с.

131. Чернышов Г. Г., Рыбачук А. М. О толщине жидкой прослойки под
дутой,— «Сб «Технология и автоматизация процессов сварки и пайки». М.,
«Машиностроение». 1969, 73 с.

132. Чернышов Г. Г., Акулов А. И. Воздействие газодинамического удара
на ванну металла при сварке на весу в углекислом газе.— «Сварочное про-
изводство», 1971, №5. 12 с.

133. Чудинов М. С., Таран В. Д. Формирование шва при сварке непово-
ротных стыков труб с полупринудительным удержанием сварочной ванны.—
«Сварочное производство», 1970, № 10, с. 6—7.

134 Чурсин Г. М. и др Измерение растворимости и скорости растворения
азота в жидком железе.— Сб. «Исследование и пути совершенствования про-
цессов производства стали». М., «Металлургия». 1970, 51 с.
135. Шиганов Н. В., Раймонд Э. Д. Измерение давления дуги при сварке
в среде аргона и под флюсом.— «Сварочное производство», 1957, № 12,
с. 13—17.

136. Шоек П. А. Исследование баланса энергии на аноде сильноточных
дуг, горящих в атмосфере аргона.— Сб. «Современные проблемы теплообме-
на». М, «Энергия», 1966, с. ПО—139.

137. Шутов Б. А., Ерохин А. А, Управление составом шва при электронно-
лучевой сварке разнородных металлов.— «Сварочное производство», 1971,
№ 10, с. 10—12.

138. Электрошлаковая сварка. Под редакцией Б. Е. Патона. М., Машгиз,
1956, 168 с.

139. Якобашвили С. Б. Поверхностные свойства сварочных флюсов и шла-
ков. Киев, «TexjiiKa», 1970, 208 с.

140. Явойский В. И. Теория процессов производства стали. М, Метал-
лургиздаг, 1967, 792 с.

141. Явойский В. И., Свяжин А. Г. и др. Термодинамйка и кинетика вза-
имодействия азота с расплавами железа. Доклад на III Советско-Японском
симпозиуме по физико-химическим основам металлургических процессов. Изд-
во АП СССР, 1971, 70 с.

142. Яровинский Л. М., Баженова В. В. Электроды ЦНИИТМАШ для
сварки сталей и наплавки. М., Машгиз, 1954, 82 с.

143. Amson J. Ап analysis of the gas—shielded consumable metal arc
welding system «British Welding Journal», 1962, 9, N 4, p. 232—249

144. Ando K-, Miki J. On the thermal efficiency and specific deposited heat
(or specific heat transfer number) of welding arc. technological Reports. Osaka
university, 1953. 3, N 55—73, p. 143—157,

145. Ando K., Nishiguchi K. Mechanism of formation of pencilpoint—like
wire tip in MIGarc welding. International Institute of Welding Doc. 212—156—
68. 1969, 10 n.

146. Ando K., Nishikawa J. Studies on anode and cathode energy of TIG
arc International Institute of Welding Doc. 212—158—68, 1968, 6 p.

147. Ando K., Nishiguchi K. Average temperature of the molten pool in TIG
arc welding of steel and aluminium. Osaka University, 1969, International In
stitutc of Welding Doc. 212—161—68, 7 p.

148. Ando S., Kugai K- Reduction of silicon from flux into deposited metal.
Journal Japan Welding Society, 1956 (25), N 12, p. 11 —18.

149. Becker G., Riger R. Warmebilanzen eingcr Schweisselektroden typen
in Abhangigkeit vom Electrodendurchmesser. «Schweisstechnik» (DDR),
1958 (8), N 10, s. 37.3—377,

150. Belton G., Moore T., Tanktns Ё. Slag metal reactions in submerged—arc
welding. «Welding Journal», 1963 (42) N 7, p. 289.

151. Duvall D., Owczarski W. Fusion line compostion gradients in an arc—
welded alloy. «Welding Journal», 1968 (47), N 3, s. 115-—120.

152. Eichhorn F., Dilthey U. Rontgen—Hochgeschwindigkeits—photographic
von Lichtbogenbewegung und Werkstoffiibergang beim Unterpulverschweissen
«VDJ», 1971, (113), N 1, s. 33 38.

153 Gloor K., Christensen N., Machle G., Simonsen T. Nonmetallic inclu-
sions in weld metal, «Welding in the World», 1966 (4), N 2, p. 70—87.

154. Howden D. Mass transfer of metal vapour and anod temperatures in
arc melting. «Welding Journal», 1969, (48), N 3, s. 125—132,

155. Inagaki M., Wads T.t Uda M. Nitrogen Absorption in arc melting of
iron. «Journal of the Japan Welding Society», 1965 (34). N 3, p. 124.

156. Ishizaki K., Murai K., Kanbe Y. Penetration in arc welding and con-
vection in molten metal. International Institute of Welding, Doc. 212—77—66,
s. 16

157. Kniippel H., Octers F. Zur Kinetik der Entgasung von Stahlschmelzen
unter Vermindertcm Druck. «Arvhiv fiir Eisenhuttenwescn», 1962 (33), Heft II,
s. 729

158. Kobayashi T., Kuwana T„ Kikuchi Y. Arc atmosphere and nitrogen con-
tent of weld metal. «Welding in the World», 1967 (5), N 2, p. 58—72.
159. Kobayashi T., Kuwana T., Ando M.t Fujita J. The gas—metal—arc
welding of copper. International Institute of Welding Doc. XII—70. p. 20.

160. Lesnewich A. Control of melting rate and metal transfer in gas shielded
metal—arc welding. «Welding Journal», 1958 (37), N 8, 343 p; N 9, p. 418 s.

161. Method of testing lor determining the efficiency, metal recovery and
deposition constant of covered electrodes. «Welding in the World», 1969, (7),
N 4, p. 192—199.

162. Mori N., Horri Y. Molten pool phenomena in submerged arc welding
International Institute Welding Doc. 212—188—70. 1970, p. 44.

163. Needham J., Cooksey C., Milner D. Metal transfer in inertgas shielded—
arc welding «British Welding Journal», 1960 (7), N 2, p. 101—114.

164. Oeters F., Heyer K-, Vordag S. Uber die Auflosung von suspendierten
Oxydteilchen in Fliissigem Eisen. «Archiv fur das Eisenhuttenwessen», 1967 (38),
Heft 2, s. 83—90.

165. Ozawa M., Morita T., Omura K- The consumption characteristics of elec-
trodes of iron—copper and aluminium—arc in air, argon and carbon dioxide.
Bulletin Electrotechnical Laboratory. 1957 (21), N 7, p. 512—518.

166. Pease G., Brien R., Legrand P. The control of porosity in high nickel
alloy welds. «Welding Journal», 1958, N 48. p. 354 s.

167. Pintard J. Characteristiques de la fusion et du transfer dans le precede
MIG de sondage de Lacier sous argon. «Soudage ct techniques», 1967, N 9—10,
p. 310—335.

168. Rothsild G. Carbon dioxide—shireded consumable electrode arc welding
«Welding Journal», 1956 (35), N 1, p. 19—25.

169. Small W., Pehlke R. The effect of alloying elements on the solubility of
nitrogen in liquid Iron—Chromium—Nickel alloys. «Transactions of the Metal-
lurgical Society of AIME», 1968 (242), N 12, p. 2501—2505.

170. Salter G., Milner D. Gas absorption from arc atmospheres. «British
Welding Journal», 1960 (7), N 2, p. 89—100.

171. Salter G. R. Hydrogen absorption in arc welding. «British Welding Jour-
nal», 1963 (10), N 6, p. 316—325.

172. Tong H., Giedth A. A dynamic interpretation of electron beam welding.
«Welding Journal», 1970 (49), N 6, p. 280—288 s.

173 Woods R., Milner D. Motion in the weld pool in arc welding. «Welding
Journal», 1971, N 4, p. 163—173 s.

АЛФАВИТНЫЙ

Абсорбция азота из плазмы

— влияние кислорода 400

— кинетика 395—399

— кипение ванны 391, 392, 393,
394, 396, 412

распределение по объему ме-
талла 391—393

Активная поверхность

292, 299, 390

Время (продолжительность) взаимо-
действия

213, 214, 239, 317. 358

— усредненное 273—275

Время перехода 68, 70, 73, 76, 87, 88,

266, 272, 273

Втулка из покрытия на горце элек-
трода

УКАЗАТЕЛ Ь

— образование 167—169

— роль 169, 226, 364

Выход годного материала 53

Вязкость шлаков 186

Газовое пламя

— концентрация энергии 28

— к. п. д. 11

— мощность 8

Давление дуги—см. сварочная дуга.
Силовое воздействие

Диссоциация карбонатов

— кинетика 250—252

— температурный интервал
252—253

Диффузионный режим

— течение реакции 243, 244, 306
Доля

— основного металла в шве 158—
160, 217, 361

— расплавленного металла

— остающегося на электроде 73,
270

Жесткость режима — см. скважность
режима

Избирательное испарение 110

Изотермическое приближение при рас-

чете

— величины проплава 338

— кинетика реакций 288—290

— равновесие 234, 235

Импульсный процесс

— к. п д. 21

— перенос металла 89, 90

— температурное поле 20

— характеристика режима 19

Источники теплоты

— импульсный 19—21, 353

— линейный 16

— нормально круговой 16, 17

— непрерывно действующий 14

— точечный 16

Калориметрироваппе 41, 96—106, 41

Капельное плавление электрода

— кинетика 75—78

— методы исследования 69—72

— роль поверхностного натяжения
79—84, 91

— характеристики 68, 73

Капли электродного металла

— перегрев 94, 96

— температура 100, 102

— энтальпия 100, 101

— удельная поверхность 92—94

Квазистационарное состояние 245,

269, 286. 317

Кинетический показатель 270

Константа скорости реакции 240, 241,

278, 396

Концентрация

— исходная 159, 216, 217, 362

— конечная 217—220

Коэффициент

— заполнения порошковой прово-
локи 170

— массопереноса 241, 242, 276, 278,
292 293, 295, 395, 396, 400

— массы покрытия — см. относи-
тельная масса покрытия

— наплавки 50. 51

— перехода 189—191. 189, 193—195.

210, 218, 222. 325—329

— потерь 50, 51—53, 108, 109,
218—222

— плавления — см. скорость плав-
ления

К. п. д.

— источника — см. к. п. д. нагрева
изделия

— нагрева изделия 6, 9—13, 117,
122, 123

— нагрева изделия 106

— плазменной струи 10

— процесса проплавления 115—123

-----полный 116, 117, 118, 121

-----термический 116, 118

-----эффективный 117, 118—123

Критические

— масса ванны 340—341

— напряжение дуги 409, 410

— радиус зародыша 386

— сила тока 88

— толщина (масса) покрытия 226,
363, 364

Ленточный электрод

— коэффициент перехода 329

— однородность наплавленного
металла 374

— особенности плавления 114

Легирование через покрытие 320

— влияние грануляции 367, 368

— вклад стадии ванны 363, 367

— микрохимическая неоднород-
ность 368—371

Легирование через флюс 321

Лимитирующее звено реакции 245—

248, 284, 285, 288, 316

Лучевые процессы

— зона проплавления 129—131

— концентрация энергии 22, 27. 28

— к. п. д. 12—13

— мощность 7

— плавление и испарение металла
31, 32

— силовое воздействие 37

— фокусировка луча 131—132

Макрокинетика 240

Метод подобия и размерностей

— основы 135—139

— применение для расчета про-
плавления 139—142

Методика секционированного анода

44. 126

Неметаллические включения

— методы исследования 418—422

— размеры 420

— растворение в расплаве 428

— экзогенные 428, 429

— эндогенные 422—426

Окисление металла

— газовой фазой 177, 188 -190,
246—248, 291—293, 276—278
— компонентами покрытий, флю-
сов 191—200

— шлаками 294, 295

Окисные плены 432, 433

Относительная масса

— покрытия 52, 162, 163, 296, 297,
299, 300, 312, 313, 328

— флюса 328, 329

— шлака 225, 238, 239, 281. 296.
297, 299, 300, 308

Перемешивание металла

— в ванне 358. 359

— в каплях 356, 357

Перенос электродного металла

— капельный 86, 87

— струйный 88

Переход легирующих элементов
— влияние грануляции 327, 328
------ концентрации 325—327
— — относительной массы покры-
тия (флюса) 328, 329

----режима 328

Переходный период 245, 281, 316

Плазменная дуга

— к. п. д. 10

— микроплазмснная сварка 132

— мощность 7

— сосредоточенность потока энер-
гии 26

Поверхностные явления

— при кабельном плавлении элек-
трода 79—83, 91

— при образовании газовых пузы-
рей 385 389

— при отделении шлака 430

— при переходе присадок из шла-
ка 322,323

— при формировании шва 334—338,
348, 349. 350

— при удалении неметаллических
включений 434

Пограничный слой 359, 360

Подрезы, образование 346

Порошковая проволока

— коэффициент заполнения 170

— неоднородность наплавленного
металла 372—374

— плавление сердечника 169

— роль железного порошка
111—113

— сравнение с покрытыми элек-
тродами 209—212

Поры в металле шва

— влияние газонасыщенности ме-
талла 402, 403

— влияние давления 413

— влияние поверхностных загряз-
нений 404—406

— влияние режима 415, 416

— пути предупреждения 408, 411,
413, 414

Потери

— легирующих элементов 111, 189,
193, 277, 305. 306, 312, 313

— металлических присадок 312,
314, 320, 321

— электродного металла 108—НО,
221, 222, 303

Правило Сивертса 379

Проплавление металла

— влияние геометрии вольфрамо-
вого катода 125—128

— влияние жидкой прослойки
118—120

— влияние концентрации источни-
ка 129—132

— влияние погружения дуги 121

— влияние режима 124, 125

— глубина 133, 140, 141

— площадь проплавления 116, 133

— ширина 133, 140. 141

— эффективность 115—123

Процесс

— безванный 227, 228

— безкапельпый 227

— стационарный 294, 315
Р

Равновесие сил, действующих на ван-
ну, 334—338

Равновесие термодинамическое

— расчет в изотермическом при-
ближении 234, 235. 236—239

— реакция марганца 197, 198,
231—233, 294

— реакция кремния 230

— реакция титана 236, 237

— экспериментальная оценка
229—233

Реакции

— необратимые 239. 245, 284—285,
316, 317

— обратимые (обменные) 239» 244,
281,315.316,317

— окислительно-восстановительные
188—196, 201—205, 207, 208,
276—279, 295—301

— при нагреве сварочных материа-
лов — см. твердофазные реак-
ции

— полнота протекания 212—215

— серы 211

— фосфора 212
С

Сварочная ванна

— движение металла 154—157

— динамические эффекты 353

— критическая масса 340, 341

— основные характеристики
143—151
— равновесие сил 334—338

— текучесть 339, 340

— температура 151-—154

— удельная поверхность 397
Сварочная дуга

— концентрация энергии 28

— к. п. д. 9

— мощность 6

— потоки газов 42

— распределение энергии между
электродом и изделием 42—45
Свойства металла шва; зависимость
от физико-химических реакций 175,
200, 204, 206—208, 367, 371, 376,
377, 418

Скважность режима 19

Скорость (коэффициент) плавления

— влияние железного порошка
111—113

— влияние нагрева электрода то-
ком 65—67

— влияние силы тока 89

— влияние состояния поверхности
56—59. 90, 91

— влияние теплового эффекта ре-
акций 164, 165

— влияние толщины покрытия
165—167

— определение 50

Скорость гетерогенной реакции окис-
ления 244—248

Средства защиты 177

— металлургическое и технологи-
ческое реле 184—187

— окислительное действие 190—203
— развитие 178—180

— эффективность 181—184

Твердофазные реакции

— диссоциация карбопатов
250—254

— окисление марганца 255—257,
263, 264

— окисление — восстановление уг-
лерода 261, 262

— разложение фторидов 265

Температура

— ванны 151—154

— капель 100—102

— столба дуги 43

Тепловой баланс

— на изделии (аноде) 43

— на электроде 106—108

Удельная поверхность

— ванны 397

— капель 92—94

Формирование шва

— влияние положения шва в про-
странстве 341, 842, 345

— влияние текучести ванны 340,
341, 343

— влияние техники и режима свар-
ки 351, 353

— ослабление и усиление шва 333 •

— принудительное формирование
352 *

— проплав, расчеты 336, 348—350

Шлаковая ванна — см. элсктрошла-
ковый процесс

Шлаковые включения 430

Электромагнитная сила 42, 84, 85.

87, 89» 91, 155. 157, 158

Элсктрошлаковый процесс

— к. п. д. 7

— мощность 7

— плавление электрода 60—63

— распределение температуры 47

— шлаковая ванна 10, 46—48

— эффективность 122—123

Энтальпия

— металла ванны 152, 154

— капель 100, 101

— плазменной струи 7.
ОГЛАВЛЕНИЕ

Предисловие . ..............................................3

Раздел I

ПЛАВЛЕНИЕ МЕТАЛЛА И СВАРОЧНЫХ МАТЕРИАЛОВ

Глава 1. Источники энергии, применяемые при сварке плавлением 5

1. Полная и эффективная мощности источника...................6

2. К. п. Д. источника........................................8

3. Идеализированные схемы источников теплоты и расчеты тем-
пературных полей п свариваемом металле......................14

4. Концентрация и распределение теплового потока сварочных
источников..................................................21

5. Испарение и унос материала под действием сварочного источ-
ника . ..............................................29

G. Механическое воздействие источника на свариваемый материал 32

7. Энергетические характеристики сварочной дуги.............37

8. Характеристики шлаковой ванны как источника теплоты . 46

Глава 2, Нагрев и плавление электродного металла.................49

9. Макрохарактернстики процесса плавления электрода . . .50

10. Влияние характеристик сварочного источника теплоты на плав-
ление электрода............................................ 34

11. Влияние нагрева электрода током на скорость его плавления . 63

12. Закономерности капельного плавления и переноса электродного
металла......................................................38

13. Энтальпия и температура капель электродного металла ... 94

14. Эффективный к. п. д. нагрева электрода и теплсвой баланс на
торце электрода..............................................Юб

15. Потери на разбрызгивание, испарение и окисление металла . 108

16. Особые случаи плавления электродов......................111

Глава 3. Проплавление основного (свариваемого) металла. Образова-
ние сварочной ванны 115

17. Эффективность процесса проплавления основного (сваривае-
мого) металла................................................115

18. Влияние условий сварки па размеры и форму зоны проплавле-
ния .................................................... ... 123

19. Расчеты размеров золы проплавления......................133

20. Сварочная ванна ........................................143

Г лава 4. Нагрев и плавление сварочных материалов (покрытий, флю-
сов) ...........................................................161

21. Нагрев и плавление электродного покрытия и сердечника по-
рошковой проволоки..........................................161

22. Плавление флюса................................... . .171

Раздел II

ХИМИЧЕСКИЕ РЕАКЦИИ ПРИ СВАРКЕ

Глава 5. Защита металла от воздуха и его металлургическая обра-
ботка при сварке................................................175

23. Защита металла от воздуха...............................177

24. Химические реакции между металлом, средствами защиты и ок-
ружающей средой........................................... 167

25. Изменение состава переплавляемого металла в процессе сварки 215

Глава 6. Основы термодинамических и кинетических расчетов при
сварке..........................................................224

26. Основные стадии процесса и условия протекания на них реак-
ций ........................................................224
27 Термодинамические расчеты равновесий при сварке .... 229
28 Понятие о кинетике реакций и кинетических расчетах при сварке 240

Глава 7. Реакции при нагреве сварочных материалов.............’250

29. Кинетика диссоциации мрамора и окисления марганца углекис-
лым газом.........................•........................251

30. Некоторые другие реакции, протекающие при нагреве сварочных
материалов.................................................262

Глава S. Реакции на стадии капли...............................267

31. Кинетика реакций на стадии капли.......................267

32. Экспериментальное исследование окисления марганца и крем-
ния кислородом воздуха в каплях.........................277

Г лава 9. Реакции в ванне......................................281

33. Кинетика реакций в ванне в переходном периоде .... 282
34. Кинетика реакций в квазистационарном состоянии ванны . . 287

35. Экспериментальное исследование реакций в ванне .... 292

Глава 10. Роль отдельных стадий в процессе взаимодействия металла
с газами и шлаком при сварке...................................303

36 Роль стадий капли и ванны во взаимодействии металла с газо-
вой фазой..................................................305

37. Роль стадий капли и ванны во взаимодействии металла со
шлаком.....................................................309

38. Основные уравнения, описывающие протекание химических
реакций на разных стадиях процесса сварки...............316

Глава 11 Легирование металла при сварке.......................319

39. Материальный баланс процесса легирования через сварочные
материалы..................................................320

40. Перенос легирующих элементов из шлака в металл. Потери на
застревание в шлаке 323

41. Коэффициенты перехода легирующих элементов.............326

Раздел III

ФОРМИРОВАНИЕ МЕТАЛЛА ШВА

Глава 12. Получение заданной формы шва.........................333

42. Основные факторы, определяющие форму шва...............334

43. Приближенные расчеты параметров формы шва..............348

44. Пути управления формой шва.............................350

Глава 13. Образование макрохимической неоднородности в металле
шва.........................................................355

45. Образование неоднородности в металле шва вследствие непол-
ного перемешивания при сплавлении металлов разного состава 356
46. Образование неоднородности в металле шва при легировании
через сварочные материалы..................................362

Глава 14, Поглощение и выделение газов из сварочной ланны и образо-
вание пор в металле шва........................................377

47. Основные закономерности поглощения газов металлическими
расплавами и выделения из расплава.........................378

48. Особенности поглощения газов расплавленным металлом в ус-
ловиях дхгового разряда .................................. 389

49. Образование пор в металле шва и пути их предупреждения . 401

Г лава 15. Образование и удаление неметаллических включений .• .417
50. Виды и происхождение неметаллических включений в металле
шва.......................................................... 417

51. Удаление неметаллических включений из сварочной ванны . . 432

С п и с о к л и т е р а т у р ы................................436

Алфавитный указатель...........................................444