автореферат диссертации по обработке конструкционных материалов в машиностроении, 05.03.06, диссертация на тему:Экспериментальное и расчетное определение оптимальной области параметров режима процесса электронно-лучевой сварки на основе минимума тепловложения

На правах рукописи

а I

РОДЯКИНА Регина Владимировна

Экспериментальное и расчетное определение оптимальной области параметров режима процесса электронно-лучевой сварки на основе минимума тепловложения

05.03.06. Технология и машины сварочного производства

Автореферат на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва - 1996 г.

Работа выполнена.в кос.овсном онергетическоы институте -техническом университете

Научный руководитель - д.т.н., профессор академик АТН РФ

Зуев И.В.

Официальные оппоненты доктор технических наук,

профессор Киселев С.Н.

доктор технических наук,, профессор Гейкин В.А.

Ведуиее предприятие АО Раыенское приборостроительное

конструкторское боро (г. Раменское)

Зашита диссертации состоится 1996 г. на

«аседакки диссертационного Совета К 053.15.03 в Московском государственном техническом университете им. Н.Э.Баумана по адресу: Москва, Б-5, 2-я Бауманская ул., 5.

Баи отзыв на автореферат в 1-м экземпляре, заверенный печатью, просим выслать по указанному адресу.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке государственного технического университета им. Н.Э.Баумана.

Автореферат разослан " ^ 1996 г.

Телефон для справок 267-09-63.

УЧЕНЫЙ СЕКРЕТАРЬ диссертационного совета к.т.н., доцент

¿i

В.И.Гирш

Подписано к печати

Заказ » 15~1 '

1996г. Объем 1,0 п.л. Вирах 100 екз. Типография ЫГТУ им. Н.Э.Баумана

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Эффективность процесса проплавления металла при сварке характеризуется термическим КПД ( tjt), величину которого следует учитывать при определении требуемых параметров режима для конкретных условий осуществления процесса сварки.

Разработанные академиком H.H. Рыкалиным теоретические модели для оценки распространения тепла при сварке плавлением с использованием традиционного источника - сварочной электрической дуги - находят широкое практическое применение и в настоящее время. В последние десятилетия появились новые источники тепла (электронный луч, луч лазера), для которых разработанные ранее модели не отражают ряда физических аспектов взаимодействия этих источников со свариваемым материалом. Это не всегда позволяет адекватно определить требуемые параметры режима процесса электроннолучевой сварки для обеспечения необходимого качества материала в зоне сварки. Создание новых моделей, а следовательно, и новых подходов к определению т|„ учитывающих специфику физической стороны процесса взаимодействия луча с обрабатываемым материалом, является важной практической задачей современной сварочной технологии. В современном производстве очень часто возникают ситуации, когда сварку деталей необходимо проводить в условиях строго дозированного ввода энергии при требуемой величине глубины проплавления или объема расплавленной зоны (например, при сварке легкоплавких, химически активных, тугоплавких и композиционных материалов). В этом случае зребуется проводить процесс в узких рамках выбранных параметров режима с сохранением их высокой точности в течение всего процесса сварки.

Таким образом, настоящая работа, направленная на решение эпгх задач и, в конечном итоге, на повышение качества сварных соединений, имеет большое научно-практическое значение и является актуальной. Знание величин термического КПД для различных материалов и режимов сварки позволит существенно расширить технологические возможности электронно-лучевой сварки и обработки материалов.

Цель работы.

Создание расчетных моделей, позволяющих обоснованно выбрать параметры режимов электронно-лучевой сварки на основе количественного анализа энергетической стороны процесса (знания величины термического КПД) и разработка практических рекомендаций по выбору требуемых параметров режима электронно-лучевой сварки применительно к конкретным конструкционным материалам.

На защиту выносятся: •

а) результаты экспериментального исследования процесса электроннолучевой сварки неподвижным электронным лучом различных материалов (сталь, алюминий, титан);

б) модель неподвижного равномерно распределенного кругового источника на поверхности свариваемого материала и модель подвижного, быстроуглуб-ляющегося в материал плоского источника для случая глубокого проплавления металлов неподвижным электронным лучом;

в) методика определения термического КПД через учет энергетических затрат на плавление металла при электронно-лучевой сварке.

Задачи работы

.1. Обобщение современных представлений о тепловой эффективности процесса электронно-лучевой сварки.

2. Экспериментальное определение термического КПД для нестационарного режима при проплавлении различных материалов (сталь, алюминий, титан) неподвижным электронным лучом и сравнение полученных результатов с уже существующими экспериментальными данными для движущегося источника.

3. Разработка методик расчетного определения 11т для различных видов источников (мгновенный точечный источник; непрерывно действующий неподвижный точечный источник; неподвижный равномерно распределенный круговой источник) и сопоставление полученных расчетных значений г|т с результатами эксперимента.

4. Разработка модели быстроуглубляющегося в материал плоского источника для случая глубокого проплавления металлов неподвижным электронным лучом.

5. Разработка методики определения т), путем определения удельной работы формирования сварного шва.

6. Разработка рекомендаций по оптимизации технологии ЭЛС сталей, алюминиевых и титановых сплавов.

Методы исследований

Получение проплавлении на стали 09Г2С, алюминиевом сплаве типа Д16 и титановом сплаве ВТ1 осуществляли по стыку двух пластин с зазором порядка 0,1 мм на серийной электронно-лучевой установке типа ЭЛА-50/5М. Проплав-ление производилось при одинаковой мощности луча, но различном времени его воздействия (неподвижный электронный луч). Эксперименты проводили при различных значениях мощности луча. После сварки образец разламывали по линии стыка, что позволяло без механической и химической обработки наблюдать макроочертания поперечного сечения сварных точек.

Площадь поперечных сечений определяли классическим методом планиметрирования. Анализ структуры шва и околошовной зоны проводили с помощью оптических микроскопов МИМ-7 и Неофот-2.

Статистическую обработку экспериментальных данных проводили по разработанным программам методами модифицированной полиномиальной регрессии.

Научная новизна.

Научная новизна работы связана с учетом кинетики формирования ванны в процессе электронно-лучевой сварки.

1. С помощью анализа процесса воздействия электронного луча на материал в условиях возрастающей плотности мощности луча (q2) установлено и экспериментально показано, что, начиная с некоторого значения q2, в сварочной ванне формируется глубокий канал проплавления при одновременном увеличении термического КПД (г|т) до своего максимального значения (по-видимому, это связано с тем, что не происходит перекрытия канала жидким металлом и его парами); последующее увеличение q2 сопровождается переходом процесса из режима глубокого проплавления с максимальным значением т]т в теплопроводностный режим вследствие перекрытия канала проплавления жидким металлом сварочной ванны и, как следствие этого, уменьшением величины Г|г.

2. Предложены новые расчетные модели распространения тепла в свариваемом материале с учетом специфических особенностей процесса воздействия на него электронного луча: модель неподзижного равномерно распределенного кругового источника и модель подвижного, быстроуглубляющегося в полубесконечное тело плоского источника (под плоским источником в настоящей работе понимается цилиндр с изотермической поверхностью, диаметр которого равен диаметру луча и который по мере проплавления углубляется в материал). Установлено, что использование предложенных расчетных моделей позволяет определить величину т|т при электронно-лучевой сварке в широком диапазоне изменения плотности мощности источника:

а) при небольших значениях плотности мощности, когда распространение тепла в свариваемом материале контролируется режимом теплопроводности, необходимо пользоваться моделью неподвижного равномерно распределенного кругового источника;

б) при значениях плотности мощности, когда взаимодействие источника с материалом сопровождается формированием глубокого канала проплавления, испарением и выбросом части металла из зоны расплава, для определения т|т следует .использовать модель быстроуглубляющегося в полубесконечное тело плоского источника.

з

Отклонение расчетных-значений от результатов эксперимента для обеих схем составляет примерно 10%.

3. Установлена и экспериментально подтверждена зависимость термического КПД от параметров режима сварки, полученная с учетом специфики физических процессов, протекающих в сварочной ванне, в частности процесса парообразования и условий равновесия расплавленного металла в канале про-плавления.

Практическая ценность.

Расширена база имеющихся экспериментальных данных о зависимости термического КПД от режимов сварки при противлении сталей, алюминиевых и титановых сплавов неподвижным электронным лучом. Предложены новые расчетные модели распространения тепла в свариваемом материале с учетом специфических особенностей воздействия электронного луча на материал. На их основе созданы специальные программы расчета, адаптированные к использованию технологическими службами машиностроительных предприятий.

Реализация результатов работы.

Методики расчетов режимов электронно-лучевой сварки с учетом экспериментальных значений термического КПД для движущегося и неподвижного электронного луча внедрены в Научно-йсследовательском институте двигателей и Раменском приборо-конструкторском бюро.

Апробация работы.

Основные положения работы докладывались на конференции "Электронно-лучевая сварка" в Центральном Российском Доме Знаний 12-13 • октября 1993 г., конференции "Электронно-лучевая сварка-93" стран СНГ, "конференции "Повышение эффективности сварки и упрочнения материалов концентрированными источниками энергии", Казань, 1991 г., конференции "Концентрированные потоки энергии в обработке и соединении материалов", Пенза, 1991 г., 4-ой Международной конференции по электронно-лучевым технологиям, Варна (Болгария), июнь 1994 г., а также на научно-технических семинарах кафедры "Технологии металлов" МЭИ и МГТУ им. Н.Э.Баумана.

Публикации. |

Материалы диссертации опубликованы в 6 печатных работах, содержащих основные результаты исследований.

Объем работы.

Диссертация включает введение, четыре главы, выводы, список литературы и приложение. Работа изложена на 190 страницах, включая 97 страниц текста, 51 рисунков, 14 таблиц, список литературы на 10 страницах из 106 библиографических наименований.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

В первой главе диссертации сделан литературный обзор современных представлений о тепловой эффективности сварки плавлением. В технике сварки плавлением используются различные источники тепла: поверхностная электрическая дуга, сжатая электрическая дуга, электронный луч, лазерный луч и др. Поэтому актуальным становится вопрос об оценке их тепловой эффективности, то есть оценке той доли мощности источника, которая расходуется непосредственно на плавление материала и выражается через величину термического КПД. Так как эффективный КПД не зависит от процесса передачи тепла в металле, а определяется внешними причинами и практически представляет собой константу, то тепловая эффективность процесса прогиавления (полный тепловой К.П.Д) определяется, главным образом, величиной термического КПД.

Примерно полвека назад академиком H.H. Рыкалиным были предложены методы оценки тепловой эффективности сварки плавлением для поверхностной дуги. Из решения уравнения теплопроводности для' двух случаев - случая действия быстродвижущегося линейного источника в пластине и действия бы-стродвижушегося точечного источника на поверхности полубесконечного тела им получены максимальные теоретические значения термического КПД, равные соответственно 0,484 и 0,368. Однако в последние десятилетия появились новые источники (электронный луч, лазерный луч и др.), резко возросла концентрация мощности этих источников (до 103-109 Вт/см2), что привело к реализации эффекта глубокого проплавления и созданию технологий однопроходной сварки металлов больших толщин. Поэтому по-прежнему актуальной является оценка тепловой эффективности процесса сварки плавлением при использовании концентрированных источников тепла и соответственно развитие теории тепловых процессов при сварке.

К анализу термического КПД электронно-лучевой сварки обращались многие авторы. Рассмотрим кратко некоторые результаты, имеющиеся в литературе.

В работах Swift-Hook и Арутюняна приводятся экспериментальные данные, показывающие, что термический КПД может существенно превышать 0,484.

В работе Б.М. Березовского теоретически показана возможность существования максимума г|т в зависимости от параметров дуговой сварки.

Буруисом и Редчиц экспериментально показано для сталей, алюминиевого и титанового сплава, что зависимости т]т = f(q/H) и r|T = f(q/HVc>) имеют максимум, причем иногда значения г|т могут превышать 0,484. Показано, что максимальное значение термического КПД для титанового сплава составляет

r)T = 0,62, что значительно превышает мак'симальное теоретически взможное для линейного источника.

Редчиц A.B. экспериментально установила величину максимума термического КПД от параметров сварки колеблющимся лучом для титанового сплава ВТ20, равную 0,6.

Все это свидетельствует о том, что определение термического КПД электронно-лучевой сварки является сложной задачей. Можно предположить, что тепловая эффективность ЭЛС обеспечивается совокупностью ряда элементов рассмотренных схем, но адекватное определение термического КПД пока представляет существенные трудности. Поэтому необходимо обобщение имеющихся в литературе экспериментальных данных о зависимости термического КПД от параметров режима нагрева и проведение дальнейших экспериментальных и теоретических исследований.

Известно, что традиционные источники тепла для обработки материалов (газовое пламя, свободно горящая электрическая дуга, плазменная струя) обычно обеспечивают концентрацию мощности 10' Вт/см2. При этом'отноше-ние глубины зоны плавления металла к ширине этой зоны для таких источников составляет 0,5-1,0.

Источники тепла типа электронного луча обеспечивают, в отличие от перечисленных, концентрацию мощности более 105 Вт/см2 и за счет автоколебательного процесса испарения материала из зоны обработки углубляются в материал на десятки сантиметров. В этом случае отношение глубины зоны плавления к ее ширине составляет 10-100.

Соответственно тепловая эффективность, представляющая собой отношение теоретически необходимой мощности для плавления материала к подводимой мощности, для неконцентрированных источников энергии (q2^105 Вт/см2) ' составляет 0,05-0,3, для концентрированных источников (электронный луч, лазер и др.), осуществляющих автоколебательный нагрев в объеме материала (q2>105 Вт/см2), КПД составляет 0,5-0,8, т.е. в 2-15 раз больше.

Можно предположить, что, так как переход к глубокому прогтлавлению связан с интенсивным испарением материала и возбуждением автоколебаний температурного поля вследствие периодической экранировки электронного луча веществом (паром), существенное повышение термического КПД в этом случае (в том числе и более 50%) связано с процессами испарения и, по-видимому, более экономичной передачей тепла.

Вторая глава посвящена экспериментальному определению оптимальной области параметров режимов процесса сварки сталей, алюминиевых и титановых сплавов на основе минимума тепловложения (максимума г|т) неподвижным электронным лучом.

t

ГТроплавление пластин из стали 09Г2С, алюминиевого сплава типа Д-16 и титанового сплава ВТ1 для определения термического КПД осуществляли на серийной электронно-лучевой установке типа ЭЛА-50/5М при одинаковой мощности луча, но различном времени его воздействия (неподвижный электронный луч). Эксперимент проводили для трех различных значений мощности.

Проплавление осуществляли по стыку двух пластин с зазором порядка 0,1 мм. Так как большую группу проплавлений осуществляли на одной пластине (для удобства анализа),-то выполняли условие остывания после каждого. проплавления не менее, чем в течение часа. Поэтому начальная температура во всех экспериментах была всегда постоянной и равнялась комнатной. После сварки образец разламывали по стыку, что позволяло без предварительной механической и химической обработки наблюдать макроочертания поперечного сечения сварной точки.

Затем проплавленные пластины из стали, алюминиевого и титанового сплава подвергали послойной механической обработке: шлифовке и полировке с целью получения поперечных макрошлифов проплавления.

Анализ зон проплавления на шлифах производили с помощью микроскопов МБС-2 и МИМ-8М. Геометрические размеры проплавления (глубина и ширина) определяли с помощью микроскопа МБС-2, используя окуляр с размерной сеткой с точностью 0,05 мм. Кроме того, для каждого слоя проводили определение зоны проплавления для всех указанных режимов сварки методом планиметрирования. Суммируя полученные площади зон проплавления для каждого слоя (толщина каждого слоя составляла 0,5 мм), получали объем расплавленного металла. Величину термического КПД в экспериментах определяли по формуле

^распл^т

Лг =--------------------------(1) ,

где Ураспл - объем зоны расплава, см3; Б,,, - теплосодержание расплавленного материала, Дж/ем3; q - мощность электронного луча, Вт; I - время импульса, с.

В результате экспериментального определения величины термического КПД при проплавлении материалов неподвижным электронным лучом установлено, что полученные зависимости термического КПД от параметров ^/Н ) и (Ч1/Н2), как и в случае движущегося электронного луча, имеют максимум (по-видимому, это связано с отсутствием перекрытия канала проплавления металлом расплава и его парами). Для стали максимальное значение термического КПД, полученное в этой серии опытов, равно 0,30 при я = 3 кВт; для алюмини-езого сплава типа Д-16 максимум термического КПД равен 0,16 при ц = 2 кВт; и для титанового сплава ВТ1 максимум термического КПД равен 0,55 при

q = 3 кВт.

Одновременно проводили исследования микроструктуры зоны термического влияния (ЗТВ). При проплавлении металла неподвижным электронным лучом получаемая структура аналогична структуре, получающейся при любом виде сварки электронным лучом. При этом на всех свариваемых материалах различаются характерные зоны: металл шва, зона термического влияния (ЗТВ) и основной металл. Однако изменение режимов сварки оказывает явное влияние на структуру ЗТВ.

. Как и в случае движущегося электронного луча, кристаллизация в металле шва идет на оплавленных зернах основного металла. При проплавлении неподвижным электронным лучом зерна в металле шва растут в направлении к центру шва. В ЗТВ на участке крупного зерна наблюдается рост зерен по сравнению с их исходным размером.

Исследование микроструктуры полученных проплавлении на сталях показало, что по границам зерен в металле шва и ЗТВ наблюдается выделение избыточного феррита, а внутризеренная структура - сорбит, тогда как структура основного металла равновесная - феррит и перлит. В шве из-за вытянутости зерен определение среднего размера зерен затруднено, а в ЗТВ, так как зерна имеют равноосную форму вследствие выделения феррита по границам зерен, имеется возможность определить размер зерна достаточно точно.

Размеры зерна определяли методом средней длины пересекающего зерна отрезка. В ЗТВ на участке крупного зерна по полученным результатам определяли влияние термического КПД на размер зерна на участке перегрева.

С увеличением термического КПД процесс тепловложения в свариваемый материал становится более оптимальным. При значительной глубине проплав-ления ширина ЗТВ остается незначительной. Практически не происходит увеличения размера зерна. Сварное соединение в этом случае формируется в условиях, когда изменения в структуре металла ЗТВ минимальные.

Третья глава данной работы посвящена расчетному определению оптимальной области параметров режимов процесса электронно-лучевой сварки сталей, алюминиевых и титановых сплавов на основе минимума тепловложения. В отличие от предыдущих, в настоящей работе рассматривается проплав-ление различных материалов неподвижным электронным лучом. Поэтому в диссертации разработаны методики расчетного определения термического КПД при проплавлении неподвижным лучом. Рассмотрены различные схемы источников тепла, с помощью которых можно представить реальный источник, действующий в процессе проплавления материала неподвижным электронным лучом. Получено точное аналитическое решение определения величины Т)т для случая действия мгновенного точечного источника на поверхности полубеско-

немного тела. Максимальное теоретическое значение т|т в этом случае равно 0,154. Из решения уравнения теплопроводности

2<3 2

Т(11,0 =-----------------ек-'(<,,) , (2)

ср(4яа03'"

где Т - температура исследуемой точки тела с координатами х,у,2,°С; I - время от момента внесения тепла, с; е - основание натуральных логарифмов; а - температуропроводность материала, см2/с; ср - объемная теплоемкость материала, Дж/(К'см3); Я - расстояние исследуемой точки тела от точки внесения тепла, см (если считать, что начало координат находится в точке внесения тепла, то Я =рс2 + у2 + г2), то путем приравнивания нулю первой производной с1Т(К,1)/ск находится момент времени 1т, соответствующий достижению максимальной температуры Т^:

Я2

1ш =------- ■ (3)

6а

Подставляя (3) в (2), получаем

(} 6 ЛР 3

Тти(Ю =----- |/~ехр(-~). (4)

срЯ3 2тс|! 2л 2 Принимая Ттах = Тщ,, (4) можно переписать в виде Т^сргяЯ3

- = 0,308(2 , (5)

3

где левая часть равенства отражает количество тепла, необходимое для про-плавления объема металла Урасга1.

Тогда термический КПД может быть записан в виде:

0,308(2

Лт= ---------= 0,154. (6)

2(2

Численное решение аналогичной задачи для схемы непрерывно действующего неподвижного точечного источника на поверхности полубесконечного тела дало возможность определения термического КПД с погрешностью до 20%.

Приращение температуры точек тела от действия непрерывного источника мощностью ц(1), Вт в течение времени I в этом случае выражается в виде: I 2qdt 2 Ч о

дТ=(----------е-а'<1м) = -----------Ф(-~), (7)

{ срИлаО3"2 срст2ла3/2 Ы

где о = Я//?- вспомогательная функция для удобства интегрирования. Положив Т = Тпл, получаем *

ТШ1ср2яа3'1 1 о --------= .„ф(.™). (8)

Ч а №

Тогда термический К.П.Д. Т1г выражается соотношением

О^^срТ™ 2я11пл3(1)срТт

- ' Пх-------------=------------------ • (9)

2qt

Так, при мошносги электронного луча, равной 1 кВт, для стали 09Г2С получены следующие результаты

Время I, Сек Лт э.сл. Лт раем.

1 0,09 0,107

3 0,13 0,156

5 0,09 0,106

Для схемы неподвижного равномерно распределенного кругового источника на поверхности по;субесконечного тела погрешность определения термического КПД составляет в среднем 10%. Данная методика может достаточно успешно применяться, если удельная мощность источника при осуществлении проплавления , где - критическая удельная мощность начала проникновения источника вглубь материала, т.е. когда еще не происходит проникновения источника вглубь материала вследствие испарения. В этом случае термический КПД рассчитывается по формуле

рсТа1Уркпл(0

ть=------------(Ю)

41

Для мощности электронного луча кВт расчет по формуле (10) дает следующие результаты

Время 1, сек Лт экса Лт расч.

1 0,09 0,098

3 0,13 0,145

' 5 0,09 0,099

Погрешность определения термического КПД с использованием схемы быстроуглубляюшегося в материал плоского источника для случая глубокого проплавления металлов неподвижным электронным лучом составляет около 10%, как и для случая неподвижного равномерно распределенного кругового источника. Настоящая методика может применяться, если удельная мощность источника ц2 при осуществлении проплавления неподвижным электронным лучом Яг>Я2, т.е. когда луч имеет возможность углубиться внутрь материала. В этом случае КПД рассчитывается также по формуле (10). При я = 3 кВт для стали 09Г2С получены следующие результаты:

Время 1, сек Лт экса Пт расч.

1 0,27 0,296

3 0,29 0,320

5 0,25 0,272

Разработана методика определения термического КПД с учетом работы формирования сварного шва для движущегося источника. В результате анализа экспериментальных данных получены простые формулы для расчета термического КПД и глубины проплавления Н, которые достаточно хорошо согласуются с имеющимися экспериментальными значениями в широком диапазоне я и Ус, (я = 1 -8 кВт, V« = 0,1 -0,8 см/с):

Б^яс! а Ь

Пт=----------(---------+-------+ к) , (и)

4 (я/Ус>)2 а Ч

Н =------- + Ь + к —- , (12)

(чА'с) V«

где а, Ь, к - численные коэффициенты, имеющие соответственно размерности [Дж], [см] и [см2/Дж], (1 - диаметр луча, см.

Для нержавеющей стали 12Х18Н10Т получены следующие значения коэффициентов: а = -5111,4 Дж, Ь = 1,945 см, к = 1,5 Г10'5 см2/Дж.

Из анализа многочисленных экспериментальных данных получен диапазон значений, которому удовлетворяют величины а, Ь и к для стали: а = -5000 + 5200 Дж; Ь= 1,5 + 2,5 см; к = (1+2) "КГ1 см2/Дж, и для алюминия: а = -1400 + -1600 Дж; Ь = 0,9 + 1,0 см и к = (8,5+9,5) 10 5 см2/Дж. .

Отклонение величин Н и т|„ рассчитанных по приведенным выше формулам, от экспериментальных значений составляет при мерно 7%.

Задавая различные значения погонной энергии, можно подобрать такой режим, который будег соответствовать максимуму термического КПД. Изло-

женная методика позволяет достаточно просто и надежно осуществить выбор параметров режимов путем нахождения оптимального режима по минимуму работы формирования шва (максимуму термического КПД).

Также с учетом равновесия сварочной ванны Т|т можно рассчитать по формуле

8дг

/4я \ р о

/(Р8) , (13)

[то! I Б™ г

где о - поверхностное натяжение расплавленного металла, Н/см; г - полуширина шва, см. ■

Например, длд стали 12Х18Н10Т при Я = 5 кВт, \'с, = 0,44 см/с, (1 = 0,103 см; Н = 1,92 см по формуле (13) получаем г|т = 0,36, что хорошо согласуется с имеющимися экспериментальными значениями.

В четвертой главе работы приводятся рекомендации по определению режимов ЭЛС, оптимальных по термическому КПД, статистическим методом. Соответствующая методика разработана для случая сварки однородных материалов неподвижным электронным лучом с несквозным проплавлением и позволяет, задавшись необходимой глубиной проплавления, подобрать параметры оптимального режима (мощность и время сварки). Данная методика разработана применительно к сварке стали 09Г2С, алюминиевого сплава типа Д-16 и титанового сплава ВТ1.

Разработана также "энергетическая" методика определения оптимальных режимов ЭЛС, которая применима для случая сварки однородных материалов с неск'возным проплавлением движущимся электронным лучом. Эта методика позволяет на основании полученных расчетных формул подобрать оптимальный режим сварки (выбрать я и У„), а также определить необходимую величину диаметра луча (1. Методика определяет режимы сварки нержавеющей стали 12Х18Н10Т и алюминиевого сплава типа Д-16 и ограничена следующими толщинами материалов: сплав алюминия - до 10 мм, нержавеющая сталь - до 25 мм.

Даны рекомендации по формированию минимальной зоны термического влияния в процессе проплавления материала. *

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ

1. Термический КПД является наиболее объективным параметром, позволяющим оценивать тепловую эффективность процесса проплавления металла. Существующая схематизация теплового источника (точечный, линейный) не позволяет с достаточно высокой точностью проводить тепловые расчеты при-

менительно к появившимся новым источникам (электронный луч и луч лазера), что может привести, в конечном итоге, к снижению качества изготовляемой продукции. Поэтому необходимо создание новых моделей, а следовательно, и новых подходов в определении туп которые бы более полно отражали кинетику формирования ванны при электронно-лучевой сварке.

2. Экспериментальное определение термического КПД для стали 09Г2С, алюминиевого сплава Д-16 и титанового сплава ВТ1 при их проплавлении неподвижным электронным лучом показало, что зависимости термического КПД от параметров режимов сварки имеют характер кривых с максимумом. При этом максимальное значение Т|т для стали составляет 0,31 при q = 3 кВт, для алюминиевого сплава г)т = 0,16 при я = 2 кВт и для титанового сплавС Т|т = 0,55 при ц = 3 кВт. Максимальное значение г|т, по-видимому, наблюдается в том случае, когда не происходит перекрытия канала сварочной ванны жидким металлом.

3. Предложенные расчетные модели позволяют определить величину г]т при электронно-лучевой сварке в широком диапазоне изменения плотности мощности источника:

а) при небольших значениях плотности мощности, когда распространение тепла в свариваемом материале контролируется режимом теплопроводности, необходимо пользоваться моделью неподвижного равномерно распределенно-' го кругового источника;

б) при значениях плотности мощности, когда взаимодействие источника с материалом сопровождается формированием глубокого канала проплавления, испарением и выбросом части металла из зоны расплава, для определения г)т следует использовать модель быстроуглубляющегося в полубесконечное тело

. плоского источника.

Отклонение расчетных значений т)х от результатов эксперимента для обеих схем составляет примерно 10%. Для схемы непрерывно действующего точечного источника эта разница составляет 20%, а схема мгновенного точечного источника дает т}т = 0,154. ■

4. Полученная зависимость термического КПД с учетом энергетических затрат на плавление металла в зоне сварки позволяет определить величину т), с учетом специфики физических процессов, протекающих в сварочной ванне, в частности процесса парообразования и условий равновесия расплавленного металла в канале проплавления. При'этом отклонение расчетных значений Т|т от результатов эксперимента составляет примерно 7%.

5. Методики определения режимов ЭЛС для сталей, алюминиевых и титановых сплавов с учетом полученных экспериментальных значений термического КПД, представленные в виде рекомендаций по определению оптимальных режимов сварки неподвижным и движущимся источником

тепла, были внедрены в Раменском приборо-конструкторском бюро и Научно-исследовательском институте двигателей и использованы для изготовления сварных швов при ЭЛС сборочных единиц и герметизации прецизионных приборов типа ТВГ-3, а также при изготовлении деталей специального оборудования.

Основное содержание опубликовано в работах:

1. Зуев И.В., Родякина Р.В. Тепловая эффективность процесса электроннолучевого нагрева. //Доклады Академии наук. - 1994. - Т. 339, N 3, - С. 316-318. -I.V. Zuev, R.V. Rodyakina. Thermal Efficiency of Electron Beam Heating //Physics Doclady. - 1994. -Vol. 39, N 11. - P. 784-786.

2. Зуев И.В., Родякина P.B. Тепловая эффективность нагрева металла электронным лучом//Прикладная физика. - 1994. - Вып. 3. - С. 27-32.

3. Зуев И.В., Родякина Р.В. Тепловая эффективность электронно-лучевого нагрева //Сварочное производство. - 1995. - N 3. - С. 14-15.

4. Зуев И.В., Родякина Р.В., Волков Д.Е. Методика расчета режимов электронно-лучевой сварки с учетом экспериментальных значений термического КПД //Сварочное производство. - 1996. - N 2. - С. 27-29.

5. I.V. Zuev, A.V. Redchic, R.V. Rodyakina The Dependence of Thermal Efficiency on Regimes of Electron Beam Welding as Optimisational Condition for Thermal Influence Zone //4-th International conference "EBT-94". - Varna (Bulgaria), 1994. - P. 95-100.

6. Зуев И.В., Буруис Дж., Родякина P.B. Зависимость термического КПД от режимов электронно-лучевой сварки как параметр оптимизации зоны термического влияния //Повышение работоспособности деталей, сварных узлов и инструментов железнодорожной техники: Межвуз. сб. трудов. - М., 1993. - С. 115126. '

Типичный пример зависимости термического К.П.Д. от режимов свирки