автореферат диссертации по обработке конструкционных материалов в машиностроении, 05.03.06, диссертация на тему:Разработка концепции проектирования режимов дуговой сварки металлических конструкций

На правах рукописи

РЫБАКОВ Александр Сергеевич

РАЗРАБОТКА КОНЦЕПЦИИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ РЕЖИМОВ ДУГОВОЙ СВАРКИ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ

05.03.06 - "Технологии и машины сварочного производства"

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва 2004

Работа выполнена в Тульском государственном университете на кафедре оборудования и технологии сварочного и литейного производства

Научные консультанты: доктор технических наук, профессор доктор технических наук, профессор

Фролов Вадим Анатольевич Судник Владислав Александрович

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор доктор технических наук, профессор доктор технических наук, профессор

Ям польский В иктор Модестович Гейкин Валерий Александрович Царьков Андрей Васильевич

Ведущее предприятие: Ракетно-космический завод государственного космического научно-производственного центра им. М. В. Хруничева

Защита диссертации состоится 11 ноября 2004 г. в f */ часов на заседании Совета ДР212.110.05 в «МАТИ» - Российском государственном технологическом университете им. К. Э. Циолковского по адресу: 121552, Москва, ул. Оршанская, 3, кор. А, ауд. $23 А

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке университета.

Ваш отзыв на автореферат в 1-ом экземпляре, заверенный печатью организации, просим направлять по указанному адресу на имя ученого секретаря диссертационного совета.

Автореферат разослан

« /»_ОКТ\ф20Мт.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Научно-технический прогресс в машиностроении неразрывно связан с повышением эффективности фундаментальных наук, автоматизацией исследований и проектирования на ЭВМ. Основной задачей, решаемой при проектировании технологии сборки и сварки, является обеспечение стабильности качества выпускаемой продукции. Под качеством понимается совокупность свойств, которыми должна обладать сварная конструкция, чтобы обеспечить ее функциональную и эксплуатационную надежность. При разработке сварной конструкции ответственного назначения показатели качества показываются на чертежах в виде указаний отсутствия внешних (непроваров, прожогов, подрезов, наплывов и т. д.) и внутренних дефектов (кристаллизационных трещин, пор, несплошностей и т. д.), структуры, уровня механических свойств и химического состава наплавленного и проплавленного металла, уровня остаточных деформаций, формы и размеров поперечного сечения шва и т. д. Показатели качества являются исходным и данными при проектировании технологии сварки конструкции и налагают жесткие требования при выборе способа сварки, сварочных материалов и параметров режима сварки.

Одним из основных этапов разработки технологического процесса, от которого зависит стабильность качества выпускаемых сварных конструкций, является расчет или выбор параметров режима сварки. Определенные по справочной литературе или рассчитанные по приближенным методикам, они требуют экспериментального уточнения с целью определения формы и размеров шва и его соответствия заданным показателям качества. Многократное повторение процедур натурной отработки режимов сварки требует значительных материальных и трудовых затрат.

Алюминиевые сплавы, благодаря своим высоким эксплуатационным и технологическим свойствам кроме традиционных областей - производства авиационной и космической техники, находят все более широкое применение в различных областях промышленности, там, где традиционно использовались сплавы на основе железа (автомобилестроение, производство железнодорожного транспорта и др.). Коррозионно-стойкие стали используются для изготовления ответственных сварных конструкций работающих при высоких температурах в агрессивной среде.

Современный этап развития сварочных технологий характеризуется все большим применением сложных наукоемких процессов, к каким относится, например, роботизированная импульсно-дуговая сварка тонколистовых конструкций из алюминиевых сплавов плавящимся электродом на основе инверторных источников питания дуги с микропроцессорным управлением, а также высокоавтоматизированное производство тонкостенных кабельных оболочек из алюминиевых сплавов и прямошовных труб из коррозионно-стойких сталей и которые при освоении и отработке технологии требуют еще более значительных материальных и трудовых затрат.

Одним из несомненных достоинств инверторных источников питания с микропроцессорным управлением является возможность управляемого переноса электродного металла через дуговой промежуток, уменьшения разбрызгивания и получение устойчивый режим работы в широком диапазоне параметров режима. Соответствующим подбором сварочных параметров удается осуществить режим переноса "одна капля за импульс", что дает возможность обеспечить высокое качество сварных соединений во всех пространственных положениях. Однако подбор параметров экспериментальным путем - долгий и дорогостоящий путь.

Поэтому созданиекомпьютерныхсистем, являющихся аналогами сварочных процессов иустановок и предназначенныхдля использования на стадии освоения иразработки технологии сварки, является актуальнойзадачей.

Создание таких систем возможно только на базе теоретических решений, оформленных в виде физико-математических моделей, являющихся компьютерными прообразами способа сварки, сварочной установки и учитывающих все основные „технологические параметры процесса, например, положение свариваемого соединения в просгражгг»Д-ной горелки, зазор в стыке ит. д. | БИБЛИОТЕКА

Изготовление тонкостенных оболочек и труб из алюминиевых сплавов и коррозионно-стойких сталей в силу специфических условий технологии и применяемого высокоавтоматизированного оборудования выделилось в самостоятельные производства. Кабельные оболочки и трубы производят на непрерывных кабеле- и трубосварочных станах, путем формования оболочки из ленты и последующей сварки. Производительность сварочных станов напрямую зависит от скорости сварки, увеличение которой активизирует образование дефектов (подрезов, прожогов, несплавлений). Поэтому необходимы поиски новых схем введения тепла дуги неплавящегося электрода, способов повышения ее пространственной устойчивости и снижения давления на сварочную ванну.

Несмотря на высокий уровень развития теплофизики сварки, анализ работ по моделирования формирования шва показывает, что они в большинстве своем носят чисто академический характер и не ставят своей целью использования в конструкторско-технологической подготовке сварочного производства. На сегодня разработано большое количество математических моделей (ММ), воспроизводящих отдельные явления, присущие сварке. Однако до сих пор не создано ММ и программного обеспечения (ПО) для моделирования формирования шва и расчета параметров режима импульсно-дуговой сварки плавящимся электродом тонколистовых конструкций из алюминиевых сплавов, а также нет моделей и инженерных разработок, позволяющих повысить качество и производительность в производстве прямо-шовных труб из коррозионно-стойких сталей и оболочек го алюминиевых сплавов.

Цель работы. Разработать концепцию построения физико-математической модели формирования шва и на ее основе создать комплекс моделей и ПО, являющихся компьютерными аналогами сварочных процессов и установок для проектирования технологии на примерах дуговой сварки плавящимся и неплавящимся электродами.

Методы исследования включали в себя разработку и численный анализ ММ процессов на ЭВМ, с учетом допущений, соответствующих современным физическим представлениям о явлениях теплогереноса и гидромеханики течения расплава в сварочной ванне, а также электрических и энергетических процессов, происходящих в сварочном контуре (источник питания - дуга), с использованием аппарата математической физики процесса, численных методов решения на ЭВМ нелинейных задач (метод конечных разностей, интегро-интерполяционный метод численного интегрирования на ортогональных сетках, схемы прогонки и т. д.).

Достоверность решения уравнений ММ проверялась по экспериментальным данным энергетических характеристик импульсной дуги, результатам металлографических исследований, осциллограммам изменения тока и напряжения, а также данным видеосъемки переноса электродного материала с использованием стандартных статистических критериев.

Исследования физики и энергетических характеристик дуги с вольфрамовым катодом проводились с использованием разработанных специальных приборов и устройств. Сварка и отработка технологии проводились в исследовательской лаборатории ТулГУ (ТулПИ), на промышленных станах Московского трубного завода и Куйбышевского завода кабелей свя-за

Научная новизна. 1. Разработаны концептуальные основы построения моделей процессов и установок дуговой сварки металлических конструкций в среде инертных газов плавящимся и неплавящимся электродами, базирующиеся на необходимости учета неоднородности среды, нелинейности, системности и взаимосвязанности физических явлений, технологических условий сварки (зазора, наклонов стыка и горелки и т. д.), установленных математическим моделированием и проверенных натурным и опытам и.

2. Впервые разработана нелинейная трехмерная математическая модель формирования шва, в которой учтены коррекция во времени температурного поля в зоне сварки, эффективного КПД процесса, формы и размеров сварочной ванны и шва за счет учета в модели явлений взаимодействия образующегося кратера с плазмой столба дуги, поступления объема и теплоты наплавленного металла, а также теплообмена его поверхности с окружающей средой. Модель позволяет прогнозировать параметры режима, размеры и форму шва при им-

пульсно-дуговой сварке плавящимся электродом и аргонодуговой сварке неплавящимся электродом тонколистовых конструкций из алюминиевых сплавов и коррозионно-стойких сталей.

Модель отслеживает изменение более 30 исходных параметров, включая тип соединения, положение сварки, наклоны стыка и сварочной горелки, технологический зазор, а также учитывает условия роботизированной сварки и рассчитывает размеры шва с погрешностью не более 7... 10%.

3. Предложена модель объемного источника капель, форма, размеры и положение которого изменяются в процессе развития сварочной ванны в зависимости от толщины жидкой прослойки под дугой. Модель объемного источника капель позволяет воспроизводить «пальцевидную» форму проплавления.

Предложены зависимости напряженности столба дуги, базового напряжения и скорости плавления электродных проволок из алюминиевых сплавов от тока, диаметра проволоки и ее химического состава, а также вида защитного газа.

Показано, что с увеличением скорости подачи проволоки возрастает полная, эффективная мощность и эффективный КПД дуги, а ее длина и мощность, выделяемая в столбе дуги, уменьшаются. Увеличение частоты, базового тока, импульсного напряжения и времени импульса практически одинаково приводит к уменьшению эффективного КПД дуги.

Установлено, что увеличение частоты, импульсного напряжения, времени импульса и базового тока приводит к уменьшению размеров проплавления из-за увеличения длины и снижения эффективного КПД дуги. Показано, что алюминиевые сплавы обладают высокой чувствительностью к отклонению эффективной мощности дуги и смещению сварочной горелки с оси стыка. Эти обстоятельства накладывают повышенные требования по стабильности выходных характеристик источника питания и механизма позиционирования сварочной горелки.

Показана возможность проектирования параметров импульса, обеспечивающих оптимальный перенос электродного металла в режиме «одна капля за импульс».

4. На основе теоретических и экспериментальных исследований дуги с вольфрамовым катодом прямой полярности:

• предложен экспериментально-расчетный метод определения эффективного КПД и коэффициента сосредоточенности от тока, скорости сварки и длины дуги, базирующийся на измерении и математическом моделировании термического цикла сварки;

• установлено, что с увеличением мощности аргоновой дуги эффективный КПД линейно снижается, а коэффициент сосредоточенности при токах выше 150 А возрастает;

• показано, что диаметр катодного пятна дуги в аргоне пропорционален корню квадратному из тока, а изменение формы рабочей части катода в сочетании с воздействие суперпозиции постоянного и переменного поперечных магнитных полей на дугу позволяет повысить ее пространственную устойчивость и эффективно бороться с подрезообразованием при высокоскоростной сварке кабельных оболочек из алюминиевых сплавов и прямошовных труб из коррозионно-стойких сталей.

5. Впервые разработана нелинейная нестационарная модель экспериментальной установки для исследования теплофизических закономерностей формирования капли в течение импульса тока. Показана возможность расчетным путем получить зависимости энтальпии образующихся капель электродных материалов от тока, диаметра и химического состава проволоки, а также вида защитного газа.

Установлено, что повышение содержания легкокипящих элементов в электродной проволоке и частоты импульсов снижает температуру и энтальпию образующихся капель, а изменения базового тока и времени импульса практически не оказывают влияния. Уменьшение диаметра проволоки способствует возрастанию энтальпии капель, а увеличение импульсного напряжения -ее незначительному уменьшению.

Практическая ценность. На основе разработанной концепции построения модели формирования шва предложены новые автоматизированные методы компьютерного проект

тирования параметров режима сварки и размеров шва, апробированные при решении следующих практических технологических задач:

• им пульсно-дуговой сварки плавящимся электродом;

• импульсно-дуговой сварки плавящимся электродом с дополнительной низкочастотной модуляцией параметров;

• высокоскоростной им пульсной тандем сварки плавящим ся электродом;

• однодуговой сварки не плавящимся электродом в аргоне;

• оптимизации двухдуговой сварки неплавящимся электродом в аргоне прямошовных труб из стали 12Х18Н10Т по критерию производительности;

а также для определения:

• взаимосвязей параметров импульса, обеспечивающих оптимальный перенос электродного металла в режиме «одна капля за импульс»;

• рабочих областей существования углового шва таврового соединения в координатах азад-у;

• оптимальных параметров однодуговой импульсной сварки плавящимся электродом, обеспечивающих заданный размер (азад) углового шва таврового соединения (решение обратных задач);

• поисковых исследований, например, разработке и изучению технологических возможностей виртуальной высокоскоростной импульсной тандем сварки плавящимся электродом с дополнительной низкочастотной модуляцией параметров второй дуги, а также в области совместных исследований светолучевой сварки тонколистовых металлических конструкций (МАТИ - РГТУ им. К. Э. Циолковского) и аргонодуговой сварки композиционных материалов системы А1-В (НПО «Композит»,Москва).

Внедрение новых технологий и разработанного оборудования, основанных на новых схемах введения тепла дуги, новых форм катодов в комбинации с воздействием на дугу и сварочную ванну магнитных полей позволило повысить производительность (30...200 %) и качество сварных соединений при сварке неплавящимся электродом в среде инертных газов кабельных оболочек из алюминиевых сплавов и прямошовных труб из стали 12Х18Н10Т и получить суммарный эконом ический эффект порядка 100 000 рублей (в ценах 1984 г).

Разработанное ПО М K3SIM и TSIM используется на стадии технологической подготовки сварочного производства фирмами Closs (Германия) и Fronius (Австрия), а также концерном Daimler-Chrysler AG (Германия-США) для проектирования технологии роботизированной им пульсно-дуговой сварки алюминиевых автомобильных конструкций. Разработанное ПО используется в учебном процессе при подготовке и переподготовке специалистов сварочного производства.

Апробацияработы. Материалы работы доложены на 15 всесоюзных и всероссийских совещаниях и конференциях, а также на 7 международных: "Сварочное программное обеспечение", Dusseldorf (Германия), 1993; 100-тие Киевского политехнического института. Киев (Украина), 1998; Компьютерные технологии в сварке. Copenhagen (Дания), 2000; Технологический коллоквиум концерна DaimlerChrysler «Имитация техники соединения-потенциалы и границы», Штутгарт, 19-20 марта 2001; 7 межд, ахенская сварочная конференция «Высокопроизводительные способы сварки» Ахен, 34 мая 2001; Роботы 2002, 2002, Fellbach (Германия), 1-ая международная электронная конференция "Технологическая системотехника", Тула (Россия ), 2002, а также на научно-технических семинарах г. Москвы и ТулГу (2003)

Публикации. По результатам работы опубликовано 46 работ, в том числе учебное пособие, монография и получено 8 авторских свидетельств на изобретения.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, шести глав, основных выводов и рекомендаций, указателя основных обозначений и аббревиатур, списка литературы и акта внедрения результатов работы. Диссертация содержит 437 стр., 219 ил, 63 табл., список литературы 336 назв.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность решаемой проблемы, сформулированы цель и задачи работы.

Глава 1 Состояние вопроса, цель и задачи работы

Развитие основ теории тепловых процессов при сварке связано с именами отечественных ученых и начинается с работ Н. Рыкалина, Б. Патона, С. Амосова, К. Хренова, и др.. Дальнейшее развитие теплофизики сварки, вызванное появлением новых способов сварки, связано с именами Н. Рыкалина, А. Акулова, А. Болдырева, В. Букарова, Г. Славина, Г.Никифорова, В.Судника, В.Казакова, В.Фролова, А.Петрова, Г.Петрова, Н.Ольшанского, В.Махненко, К. Гатовского, и др. Особо следует отметить работы Г. А. Славина - основоположника техники импульсно-дуговой сварки.

Развитие численных моделей сварочных процессов началось практически одновременно с появлением мощных вычислительных машин для решения сложных нелинейных задач математической физики. Первое численное решение нелинейной двумерной задачи теплопе-реноса при дуговой сварке пластин с учетом поверхностной теплоотдачи, распределенности источника теплоты и поглощения/выделения теплоты кристаллизации было опубликовано Н. Никол. Прохоровым в 1968 г. В этом же году решение аналогичной задачи было опубликовано О. ^'ейЪу. Позднее такую постановку задачи использовали м ногие авторы. В первых моделях формирования шва источник теплоты описывался в основном или упрощенно, или его мощность и коэффициента полезного действия (КПД) задавались в качестве исходных данных. Прогресс в описании энергетических характеристик дуги с плавящимся электродом в зависимости от параметров режима сварки наметился с появлением работ В. Судника и др., которые разработали модели источников для сварки сталей плавящимся электродов в среде С02 сначала на постоянном токе, а затем и импульсным током и которые на сегодня являются наиболее совершенными и полныма Однако для условий импульсно-дуговой сварки алюминиевых сплавов отдельные характеристики процесса, такие как энтальпия капель, анодное, катодное напряжение и падение напряжения в столбе дуги при сварке электродами на основе алюминия, изучены недостаточно полно и данные по ним имеют отрывочный и противоречивый характер. Практически нет данных для импульсного процесса. Поэтому на сегодня модели импульсного источника теплоты для сварки плавящимся электродом алюминиевых сплавов нет. Кроме того, специфика теплофизических свойств проволок из алюминиевых сплавов и технологических свойств импульсной дуги не позволяют использовать известные модели источников теплоты применительно к сварке алюминиевых сплавов. Несмотря на высокий уровень развития теплофизики сварочных процессов и успехи в области разработки ММ формирования шва их анализ показывает, что они представляют зачастую чисто академический интерес и не могут быть использованы в инженерной подготовке сварочного производства.

Известные модели формирования шва при сварке сталей плавящимся электродом (В.Судника, А.Иванова и О.Мокрова) базируются на алгоритме одноразового последовательного решения трех подмоделей: источника теплоты и давления, теплопереноса в зоне сварки и деформации поверхностей сварочной ванны. Такой подход не позволяет учитывать, имеющее место в реальном процессе, взаимодействие образующегося кратера сварочной ванны с плазмой столба дуги, что ведет к появлению скрытой составляющей длины дуги и участию части энергии столба дуги в дополнительном нагреве стенок кратера и увеличению эффективного КПД процесса. При сварке угловых швов таврового и нахлесточного соединений соотношение между площадью наплавленного (электродного металла) и проплавленного металла колеблется от 70 до 80 % в зависимости от режима сварки. Поэтому, для более точного расчета геометрии и размеров проплавления при сварке угловых швов, теплота, накопляемая массой наплавленного металла, а также потери тепла на конвекцию и радиацию,

должны учитываться при решении дифференциальных уравнений модели теплопереноса и полная модель процесса должна строится в связной нестационарной постановке.

ММ в такой постановке неизвестны. Разработка такой модели позволит на ее базе создать широкий спектр ММ и ПО, охватывающего новые виды техники импулъсно-дуговой сварки, например, таких как, например, тандем сварка, сварка с дополнительной низкочастотной модуляцией параметров и др.

На основании вышеизложенного определены следующие основные задачи работы:

1. Обосновать концепцию построения модели формирования шва и на ее основе разработать физико-математическую модель, являющейся компьютерным прообразом сварочной технологии и установки, учитывающую изменение всех технологических условий сварки, а также протекающие в реальном процессе внутренние физические явления и обратные связи между ними.

2. Расчетным путем установить основные закономерности влияния исходных параметров режима сварки на энергетические характеристики импульсной дуги. Провести комплексные исследования влияния параметров и технологических условий сварки на формирование шва с разработкой практических рекомендаций для построения встроенных экспертных систем и установления рабочих областей формирования шва при сварке различных типов соединений.

3. На основе разработанной модели формирования шва разработать алгоритмы и комплексы программ для решения научно-технологических задач:

- определения оптимального сочетания параметров импульсного источника питания, обеспечивающих заданные размеры шва и режим переноса электродного металла «одна капля за им пульс»;

- автоматизированного расчета параметров импульсной сварки плавящимся электродом, обеспечивающих заданные размеры шва;

- анализа и разработки параметров режима импульсно-дуговой сварки с дополнительной низкочастотной модуляцией параметров и импульсно-дуговой тандем сварки;

анализа и установления теплофгаических закономерностей образования капли электродных проволок на основе алюминия.

4. Провести комплекс теоретических и экспериментальных исследований и на их основе разработать расчетно-экспериментальную энергетическую модель дуги с неплавящимся электродом.

5. Исследовать и разработать конструктивно-технологические мероприятия по повышению эффективности ввода тепла дуги с неплавящимся электродом, ее пространственной устойчивости для обеспечения качества сварных соединений.

Глава 2 Модели источников теплоты

Математическая модель импульсного источника теплоты построена на основе известного уравнения баланса падений напряжения в сварочном контуре

=и.-<(<№+К2Ы4 (1)

где L - индуктивность сварочного контура, di/dt - скорость изменения тока, U¡1 - напряжение холостого хода источника питания, () - мгновенное значение тока, Я1, и И2 сопротивление сварочных кабелей на участках от источника питания до сварочной горелки и обратного кабеля, ^^ - мгновенное значение напряжения дуги.

Основные элементы сварочного контура представлены в виде схемы замещения. Схема замещения условно разбита на отдельные участки, которые в модели присутствуют в виде взаимосвязанныхподмоделей: источника питания, электрической дуги, плавленияэлектро-да и отрыва капель (рис. 1).

Подмодель источника питания. Моделировали источник питания с 11/ир-модуляцией. Напряжение холостого хода ^ такого источника находится в определённой зависимости от установленных параметров режима (импульсного напряжения Ul, базового тока 10 и на-

ВАХ). Для импульсной фазы принято U0 = Ut, а

клона вольт - амперной характеристики ■ для фазы паузы - U0=Ub . Обработкой экспериментальных динамических ВАХ импульсной дуги получены зависимости для приближенных расчетов базового напряжения для проволок из сплавов AlSi5 и AMg4,5Mn (отечественные аналоги - свАК5 и свАМг4)

- эффективное значение базового напряжения и коэффициенты, зависящие от диаметра, химического состава электродной проволоки и от вида защитного газа.

Подмодель электрической дуги. Мгновенное значение напряжения дуги u(i) определяется суммой мгновенных значений падений напряжения на аноде и^ катоде иа и в плазме столба дуги EZxe (здесь Е- напряженность поля столба дуги; 2,гС-дпина дуги)

= (2)

На основе анализа литературных данных принят следующий вид зависимости для расчета мгновенных значений анодного и катодного падений напряжения

(<) = И«,,о +*!«', «М (0 = И«.«, + М. (3)

где иЯ1о -эффективноезначение падения напряжения на аноде, равное 5,1 В; Uca,o -эффективное значение катодного падений напряжения, принятое равным 6,1 В; ki и fo - эмпирические коэффициенты, уточняемые при калибровке модели.

С привлечением теории каналовой модели столба дуги и экспериментальных данных предложена система уравнений, описывающих зависимости напряженности £столба дуги от тока, хим ического состава электродной проволоки и вида защитного газа, рис. 2.

Подмодель плавления электрода. Изменение тока в сварочной цепи влияет на скорость плавления электрода. Мгновенную скорость плавления электрода-анода можно определить как

где At, - площадь сечения проволоки; р - плотность материала проволоки, Hi,(i,d„...) - мгновенное значение энтальпии формирующейся капли, зависящее от тока, диаметра и химического состава электрода, вида защитного газа.

Анализ известных экспериментальных данных показывает, что в установившемся процессе, когда v„ = v,,,, зависимость среднего тока от скорости подачи проволоки vw носит практически линейный характер, т.е. отношение скорости подачи проволоки к среднему току постоянно для заданного химического состава и диаметра проволоки, со-

става защитного газа и типа переноса. Вводя понятие средней энтальпии капли /&гш и учитывая слабую зависимость падения напряжения на аноде ит от тока из уравнения (4) получим выражение для расчета мгновенной скорости плавления vm(;') = <vw /Im, или vm(i) = ikй Такой подход в отсутствие экспериментальных данных по Hi,(!) для проволок разного диаметра и химического состава позволяет в первом приближении определить и использовать для расчета мгновенной скорости плавления понятие средней энтальпии капли. Капля формируется под действием сил тяжести Fg,, поверхностного натяжения F„ и электромагнитных сил . Капля отрывается, если . Для расчета брались положительные зна-

чения логарифмического отношения радиуса столба дуги гиь рассчитываемого по формуле Лескова с учетом эффективного потенциала смеси газов и радиуса электрода rw. Лп.=Цо'2/4яЦгСО|(О/'1.),где Ц„ -магнитная проницаемость вакуума.

Радиус столба дуги по Лескову r^ = /

где Uta и а - - эффек-

тивный потенциал газовой смеси и отношение статистических весов ионов и атомов, соответственно; g¡ - сечение столкновения атомов с электронами (рамзауеровские сечения).

Окончание расчета - выполнение условия равенства заданного значения скорости подачи и среднего значения скорости плавления электродной проволоки (± 0,5 %). Выходными параметрами являются: средние значения полной мощности анодной катодной 0 с 4 и мощности плазмы столба @т. эффективного КПД т]', длины дуги а также средние значения сварочного тока /т и напряжения ит. На этапе калибровки и верификации модели источника были использованы материалы 150 натурных экспериментов. Сопоставление экспериментальных и расчетных осциллограмм изменения тока и напряжения за период показывает их достаточно хорошее соответствие, рис. 3.

Параметрические исследования. Исследования проводили с целью оценки адекватности физических и энергетических процессов происходящих в сварочном контуре модели при варьировании параметров источника. Анализ полученных результатов показывает, что при прочих равных условиях с ростом скорости подачи проволоки полная Qxc, эффективная мощность (Qn + Qi*) и /far возрастают, а 2ы и (?ш1 - уменьшаются, т. е. модель правильно отражает динамику процессов, происходящих в реальном сварочном контуре. Увеличение частоты F, базового тока 4, импульсного напряжения Up и времени импульса Л оказывают практически одинаковое влияние на энергетические характеристики дуги - приводят к уменьшению T/fr на фоне соответствующего увеличения ZIC. Несмотря на возрастание Qtt (за счет Qa>i), эффективная мощность остается практически постоянной. Поэтому rjat дуги снижается. Как уже было сказано выше, к одним из перспективных направлений развития импульсно-дуговой сварки относится техника с дополнительным наложением импульсов низкойчастоты (техника AluPlus) и техника импульсной тандем сварки.

1 Импульсный источник с техникой AluPlus. Сущность процесса импульсной сварки с техникой AluPlus заключается в чередовании пачек импульсов высокой частоты, отличающихся величиной импульсного напряжения, временем импульса, а также скважностью.

Чередование пачек импульсов различной мощности за счет периодического динамического воздействия на жидкий металл сварочной ванны позволяет подавить образование пор, уменьшить чувствительность кристаллизующегося металла шва к трещинам, управлять формированием шва и т.д. Отчетливым проявлением эффекта техники AluPlus является наличие видимых чешуек на поверхности шва. На основе разработанной модели импульсного источника теплоты разработана нестационарная модель источника с техникой AluPlus путем введения в модель дополнительных модулей для расчета энергетических характеристик первой и второй пачек импульсов. На рис. 4 представлено сопоставление расчетных и экспериментальных осциллогамм изменения тока и напряжения.

Импульсный тандем источник. Конкуренция с лучевыми технологиями подтолкнула к развитию многодуговых способов импульсной сварки, позволив резко повысить производительность процесса. Фирмой Еготш созданы оборудование и технология тандем сварки. В горелке вместо общего токоподвода имеется два отдельных электрически несвязанных токо-подвода. Специфика технологии и техники двухдуговой сварки потребовала переработки существующего алгоритма модели источника. После ввода исходных данных производится последовательный расчет энергетических характеристик импульса первой, а затем и второй дуги. На рис. 5 представлено сопоставление экспериментальных и расчетных осциллограмм изменения тока и напряжения при тандем сварке.

Создание модели и ПО одно дугового источника теплоты позволило на его базе разработать алгоритмы, модели и ПО, позволяющие имитировать технику импульсной сварки с дополнительной низкочастотной модуляцией параметров, импульсную тандем сварку двумя проволоками, а также*смоделировать гипотетический процесс - тандем сварку с техникой ЛЫР1ш на второй дуге.

Глава 3 Модели формирования шва при импульсной сварке плавящимся электродом

В концепцию построения модели формирования шва положены несколько главных основополагающих принципов:

- структурно полная модель должна состоять как минимум го трех взаимосвязанных моделей: источника теплоты, тетопереноса и деформации поверхности сварочной ванны;

- алгоритм должен предусматривать последовательное решение моделей источника теплоты, теплопереноса и формирования поверхностей сварочной ванны на каждом шаге по времени. Такое построение алгоритма решения полной модели процесса позволяет на каждом шаге по времени учитывать поступление тепла и объема электродного материала в сварочную ванну, корректировать эффективный КПД процесса и температурное поле в зоне сварки и более точно рассчитывать форму и размеры проплавления. Для учета этих факторов модель формирования шва необходимо строить в связной нестационарной постановке;

- требование моделирования разнообразия форм соединений и описание множества пространственных границ осложняет выбор пространственной области и диктует необходимость решения дифференциального уравнения теплопроводности в пространственной области прямоугольной геометрической формы, в которой свариваемое соединение и окружающее пространство (воздух) заданы свойствами среды (температура - теплопроводность) Такой подход позволяет использовать одну сквозную процедуру решения уравнения при моделировании соединений различных форм;

- ФММ и интерфейс пользователя разрабатываемого ПО должны содержать все параметры, которыми оперирует инженер-технолог, когда приступает к разработке технологического процесса или к стадии его экспериментальной отработки. Пределы изменения параметров процесса должны соответствовать паспортным данным сварочного оборудования.

Формализуем конечную цель описания сварочной ванны и шва. Координаты шва можно разделить на три участка, охватывающих поверхности 2\ (х, у) на верхней границе «газ-шов», Д(х, у) на границе сплавления «расплав - ЗТВ» и л(х, у) на нижней границе «шов-газ». Линия пересечения поверхностей 2] (х, у) и 2£ (х, у) определяет контур ванны на верхней плоскости листов и ширину шва Ьи а на нижней плоскости соединения - ширину проплавления Ьь (рис. 6). Координаты 2$ и 2г в плоскости у = 0 соответствуют размерам выпуклостей шва Л, и Ль сверху и снизу (рис. 6). Минимальное значение 2\ (х, у) определяет глубину подреза/г». Основными параметрами процесса, определяющими площадь проплавления соединения, является эффективная мощность источника теплоты распределенная по площади пятна нагрева ж2, и скорость его движения V. Первой задачей описания процесса является нахождение связи поля температур Т\х, у, z)c удельным потоком тепловой энергии, сосредоточенным в пределах пятна нагрева дугового источника. Решение первой термической задачи дает возможность определить контур прошшвления внутри соединения 3(х, УУ

Вторая задача - расчет поверхностей 2\ (х, у) и 71 (х, у\ описывающих внешний контур сварочной ванны и шва на границах «расплав • газ». • •

Для этого необходимо описать взаимодействие сил, действующих на сварочную ванну и вызывающих деформацию ее поверхностей. Образующийся под действием давления дуги кратер сварочной ванны, а также дополнительный приток металла электродной проволоки, за счет которого образуется выпуклость шва снизу и сверху оказывает влияние на температурное поле. Следует учитывать также то обстоятельство, что при сварке тавровых и нахле-сточных соединений доля наплавленного металла, участвующего в образовании шва, в не-

сколько раз превышает количество наплавленного металла при сварке стыкового соединения. Поэтому задача описания процесса формирования шва является замкнутой - связной, а термический контур проплавления £(х, у), полученный из решения первой задачи, является граничным условием. На рис. 7 представлена упрощенная схема взаимодействия трех моделей, входящих в состав полной связной модели процесса сварки плавлением. Q -модель источника тепла, позволяющая рассчитывать мощности Ца и Цт, а также 2КС и 1т, связана одновременно с тепловой Г-моделью и деформационной Э-моделью. Для расчета температурного поля необходимо знание коэффициентов сосредоточенности тепловых потоков катода и анода ки<л икип, которые определяются расчетно-эксперименгальным путем. Значения этих коэффициентов являются, как правило, функциямитока и длины дуги (напряжения).

Величина тока определяет максимальное давление дуги и его распределение, что необходимо для расчета деформации расплава. В результате расчета поля температур Т(*,ух) определяется уравнение поверхности Т(рс,уг) = 7], разграничивающей твердый и жидкий металлы.

Эта поверхность передается в деформационную модель поверхностью Л -%с,у\ представленной в явном виде.

Используя поле температур ванны и координаты ее твердой границы 21, в деформационной модели рассчитывается вторая поверхность 2т/ = 2т1 (¡с,у) раздела жидкий металл-газ. Следует отметить, что 2Л/,пт является глубиной кратера, которая позволяет уточнить КПД процесса. Обратим внимание на различие понятий эффективного КПД дуги и КПД процесса, которое учитывает дополнительный нагрев стенок образующегося кратера за счет плазмы столба. С другой стороны, деформирование поверхности расплава меняет форму тела в зоне сварки и, как уже говорилось выше, поле температур.

Модели теплопереноса. В сварочной практике часто встречаются ситуации, когда локальная область нагрева значительно меньше размеров соединения, а интенсивность нагрева и охлаядения постоянна (дТ1д13 0), тогда можно утверядать, что реализуется квазистационарный процесс. Например, эта ситуация наиболее характерна дая непрерывной сварки прямошовных труб и кабельных оболочек.

С другой стороны возникает необходимость моделирования сварки, когда процесс не доходит до стационарного состояния, т. е. (дТ/д! Ф 0) .К таким ситуациям можно отнести сварку коротких швов, импульсно - дуговую сварку с дополнительной низкочастотной модуляцией парамехров, а также сварку с программируемым началом и окончанием процесса.

Для моделирования таких процессов задачу формирования соединения необходимо строить в нестационарной постановке. Поэтому здесь и далее в последующих разделах (граничные условия, распределение источника теплоты и давления и т. д.) будут рассматриваться одновременно две постановки задачи. В общем случае поступающее на поверхность соединения количество тепловой энергии Ц с интенсивностью q вызывает ее нагрев до температуры Т^с,у, 0), увеличивая энтальпию тела на величину И(рс,у,7.). Термодинамическая связь

между Я и Г устанавливается уравнением Н(т)= /р^^Г^Г+£р(г)як, здесь Як-энгаль-

к

пия к - ого агрегатного превращения.

Характер связи q■a Г устанавливается по механюмам теплопроводности материала соединения, а также теплоотдачи и излучения поверхностей соединения и конвекции жидкого металла сварочной ванны. На границе раздела фаз тепловые потоки изменяются под действием теплоты фазовых и агрегатных переходов. Теплоперенос в материале соединения описывается нелинейным дифференциальным уравнением энергии, учитывающим технологические особенности сварки плавлением

(5)

—+v—+div(pvH) = div[\gradT]+Q, 8t дх

(6)

в котором первый член определяет кингтику процесса, второй - трансляцию вещества со скоростью сварки, третий - дивергенцию конвективного потока, а правая часть - сумма дивергенции молекулярного потока теплоты иисточниковыйчленС}. Уравнение энергии дополняется смешанными граничными условиями

-Х(Т)— = ехр(- 2)- а, (Г)(Г - Г0) при г = 0

& [-а,(Г)(Г-7;) при г = ,

а, (Г) = Е(Г)о0 (Г4 - Г04) - а0 (Г)(Г - Г0), (7)

где - начальная температура, сь - постоянная Стефана-Больимана, <ъ(Т) - эффективный коэффициент теплоотдачи, сь(Т) - коэффициент конвективной теплоотдачи, е(Т) - коэффициент шлучательной способности, .! -толщина соединения.

Упрощение описания теплопереноса в сварочной ванне находили введением понятия

Г,-Г„

эффективной теплопроводности ХсЯ (Г) = 7J

г—

Т-Т.

(Судник В. А.\ учитывающей кон-

векцию, Г;-температура плавления сплава,. Окончательно, с учетом введения, эффективной теплопроводности Л^п и известного понятия эффективной теплоемкости уравнение 5 преобразуется к виду дН 1д1 + \са!дТ = .

Распределение источника теплоты. С образованием кратера появляется скрытая составляющая длины дуги, равная глубине кратера. Но длина дуги вследствие эффекта саморегулирования остается постоянной. При эти* часть мощности плазмы столба дуги Д{?И1 расходуется на нагрев стенок кратера и КПД процесса сварки растет. В модели принята пропорциональность Д2Ю, глубине кратера 2 ^ип.

С учетом заглубления дуги в кратер КПД процесса сварки рассчитывается по

уравнению т]^ =

g„ +Q* +¿gpi

(8)

Qm +вш +0р|

Наклоны горелки вдоль вектора скорости сварки (ось х) вызывают эллиптичность в распределении пятен нагрева анодной и катодной мощностей дуги с расположением больших осей эллипсов в плоскости наклона горелка Отношение радиуса по осиу к радиусу по оси* пропорционально sin ¡i-угла наклош горелки. Радиус по оси)' при этом в модели принимается равным радиусу пятна нормального гауссового распределения.

Для случая сварки таврового или нахлесточного соединений при наклоне горелки углом "вперед (Р * 90°) распределение описывается по соотношениям, принятым для стыкового соединения. При поперечном угле наклона отличном от 45° в модели производится смешение центра распределения катодной мощности дуги на одну из полок стыка: при а > 45° - на нижнюю полку, а при а <45° - на стенку. При смещении электродной проволоки на

одну из полок стыка в модели на ту же величину смешаются соответствующие центры распределений катодной и анодной мощностей дуги.

При наличии технологического зазора в стыковом соединении часть (&2Г) эффективной мощности дуги (Л<2Ш,у + AQm,*>) расходуется на нагрев стенок зазора. (0,9 учитывается в модели как поверхностный распределенный источник. При решении уравнения теплопроводности зазор в области решения рассматривается как зона с нулевой теплопроводностью. Плотности распределений катодной и анодной q''<щ мощностей в зазоре приняты постоянными. Образующаяся ванна расплава и затвердевший шов экранируют проникновение плазмы в зазор, и дуга в модели имеет возможность проникать в зазор только впереди сварочной ванны в пределах тепловых радиусов распределения.

Объемный источник теплоты. Как уже было показано выше, необходимость введения объемного источника теплоты капель вызвана тем, что при сварке проволоками типа Л1315 наблюдается эффект «пальцевидной» формы проплавления, что по-видимому связано со значительным перегревом капель проволок в которых отсутствуют легкокипящие легирующие элементы (например, магний), способствующие снижению средней тем гкратуры.

Для учета этого явления в модель процесса введен объемный источник капель в виде шара с диаметром равным диаметру электродной проволоки. Положение центра объемного источника зависит от угла наклона горелки, а его форма - от толщины жидкой прослойки под дугой и непрерывно изменяется в процессе итерационного расчета.

Численный метод решения. Для численной аппроксимации уравнений математической модели использовали метод конечных разностей. Конечно-разностная схема является сильно нелинейной, так как свойства материала зависят от температуры. Сложность и взаимосвязанность коэффициентов нелинейной трехмерной задачи в неоднородной среде обусловливает необходимость отказа от классических явных и неявных схем и перехода к экономичным аддитивным схемам. Таким является метод, когда процесс отыскания приближенного решения разбивается на несколько этапов, на каждом из которых решается простая задача, например, решение конечно-разностной краевой задачи для трех точечной схемы находится эффективным методом прогонки.

Стационарную задачу решали методом счета на установление. Ставили в соответствие стационарной задаче нестационарную задачу теплопроводности с теми же граничными условиями. Решение дифференциальных уравнений ММ производится в пространственной области прямоугольной формы, в которой свариваемое соединение и окружающее пространство (воздух) заданы свойствам и среды (температура -теплопроводность).

Изменение формы сварочной ванны и шва в процессе решения сводится к изменению свойств среды в соответствующих точках пространства зоны моделирования. При решении использовали трехмерные массивы значений температуры Т(%,у,т) и маркеров свойств среды В(т, п, р). Внутренние нерегулярные граничные поверхности между зонами области моделирования аппроксимировали ступенчато, так чтобы тепловые потоки действовали перпендикулярно площадкам. Поверхности тела пересекали граничные контрольные объемы, выступающие части контрольных объемов компенсируют пустоты, образованные ступенчатой аппроксимацией и интегрально баланс объема соблюдается.

Формирование поверхностей сварочной ванны. Для получения формы шва и прогиба поверхностей сварочной ванны на каждом шаге по времени необходимо описать взаимодействие сил давления дуги, поверхностного натяжения и сил тяжести. Граничными условиями являются координаты контура сварочной ванны Zty, у), полученные из термической задачи.

Координаты сварочной ванны и шва, например, при сварке стыкового соединения рис. 8, а условно разделены на три области, охватывающие поверхности: Zi¡l/gfy,y\ Zi,nt% /у.у) и Z(^c, у) на границе сплавления "твердое - расплав" Координаты свободных поверхностей определяются из следующих уравнений

+ сг(Г)У

= рг*+

рЛх'У)

+ С; -ст(Г)У

VZ,

= р«й + С (9-10)

где о(Т) - поверхностное натяжение, g - ускорение свободного падения ;рс(х, у) распределение давления дуги, V- набла-оператор; h -гидростатическая высота;С - постоянная, имеющая смысл внутреннего давления расплава.

Текущая высота столба расплава ванны Ai„ (рис. 8, б) находится как расстояние отточки поверхности Z.nVgfr у) до плоскости, которая нормальна к вектору силы тяжести и проходит через точку ванны с наибольшей потенциальной энергией P(tp,yp,Zp).

Это расстояние рассчитывается через косинусы углов между вектором силы тяжести и

положительным и направлениям и координатных осей здесь

- углы между вектором силы тяжести и координатными осям и х, у, z.

В модели учитывается суммарное давление дуги, состоящее из электромагнитной и газокинетической составляющих, а таю^е ттяипрния шитр.тп. чттекгродного материала. Распреде-

ление давления дуги определяли как: рт (г) =

а\К

Л

, где щ - эмпирический коэффи-

циент; *.„ =.)/г„ ;г *с - эффективный радиус распределения силового давления дуги. Расчет распределения давления дуги для случаев наклонов и смещения горелки осуществляется по тем же зависимостям, что и для теплового распределения. Постоянная С подбирается итера-

ционна ™ ♦ь ,п

ч" *ььП / ч

(11)

-Ь,/2 -Ьь/2

где Д - поперечная усадка шва; 6Г - шириназазора; Я,, - площадь сечения наплавленного металла.

Поперечную усадку при сварке стыковых соединений рассчитывали по известной формуле В. Винокурова, а при сварке угловых швов - по методике В. Судника и В. Ерофеева.

Принято допущение, что граничные поверхности в области моделирования неподвижны. В связи с тем, что при нагреве (охлаждении) масса металла не меняется, то изменение его объема можно определить по изменению плотноста Объем нагретого основного металла """тности материала и по объему металла У0 при начальной тем-

"лощадеи в выходном поперечном сечении шва

гР(0,

определяет™

пературе То. У = Щ —^с<1х<}у<Ь .Площадь усадки, необходимую для уравнения (И) полу-V Р\у

чим, разделив этот объем на протяженность области моделирования по направлению ох.

Для стационарной постановки задачи граничные условия на фронте плавления задаются координатами верхней и нижней плоскостей листов £ = 2{[х,у) = 0 и Х =

На фронте затвердевания граничные условия отражают параллельность затвердевающей поверхности оси шва- /йг = 0. Для нестационарной постановки задачи количество поступающего металла проволоки может быть различным, например, при программируемом начале и окончании сварки, поэтому необходимо контролировать условие сохранения объёмов в пределах сварочной ванны

г^уУкйу^У^- ^ Х$Хх,у)Ь4у, (12)

где V* - объем сварочной проволоки, поступающий в сварочную ванну; Fj(x,y) и /г(х,у)-области расплава сварочной ванны сверху и снизу, А! (у) и Аг(у) координаты начала и конца расплавленной ванны в каждом поперечном сечении

Объем электродной проволоки, поступающей в сварочную ванну, определяется как -,,/2

У„ = /(4у) , где Ь^ -длина сварочной ванны Для описания процесса образования

выпуклости шва в начальный период использованы граничные условия на фронте затверде-при 5=о

вания

, Результатом решения явтяются уравнения поверхностей

.2, при 1/0

2\/у,у) и 21 (/у), причем 2\Ппп является глубиной кратера

Фиксация образования прожога в модели при сварке стыковых соединений заключается в появлении второй точки перегиба на расчетной поверхности 2г (х, у)

Базовая модель и ПО ИЮБШ Для калибровки и верификации использовались экспериментальные данные по параметрам опытов и макрошлифы поперечных сечений стыковых, тавровых и нахлесточных соединений Верификационные исследования показали, что базовая модель достаточно адекватно воспроизводит форму и размеры поперечных сечений швов, рис. 9. Учет в модели объемного источника капель позволяет воспроизводить эффект "пальцевидной" формы проплавления и приблизить расчетную форму противления к натурной. Погрешность модели формирования шва, оцениваемая по соответствию размеров проплавления оказалась не более 7... 10 %.

Рис 9 Сопоставление натурных и расчетных макрошлифов поперечных сечений швов

Разработанная ММ является компактной количественной теорией формирования шва, а вычислительный эксперимент (ВЭ) над нею - методом теоретического и практического исследования сложных нелинейных процессов. ВЭ позволяет оценить вклад параметров, влияние которых в натурном эксперименте оценить невозможно.

Влияние нелинейностей теплофшических свойств. Проводили ВЭ над ММ процесса при сварке стыковых соединений из сплава А1М^2,7Мп в режиме сквозного и несквозного проплавления Исследования показали, что для повышения точности расчета формы и размеров шва необходим учет нелинейности теплофизических свойств материала и теплоты плавления/кристаллизации, а влиянием конвекции жидкого металла можно пренебречь. Численное решение линейной задачи приводит к ошибке в определении размеров проплавления в десятки процентов, что связано с разным и знакам и вкладов ошибок нелинейных величин X, с и теплоты плавления Н\, в погрешность расчета Неучет первых двух приводит к сужению прошивления, а неучет Н\ - к расширению. При плоскопараллельном проплавлении неучет #1 слабо изменяет ширину шва. При неполном и трапецеидальном проплавлении неучет Н\ приводит к ошибкам в десятки процентов.

Влияние положения сварки, наклона стыка, зазора, смещения и наклона горелки на форму и размеры шва. Проведение исследований продиктовано необходимостью изучения условий формирования шва при роботизированной сварке сложных стыков, в которых швы могут находиться по отношению к друг другу в разных пространственных положениях. Имитация показала, что при сварке на спуск жидкий металл под действием сил гравитации подтекает под дугу, толщина жидкой прослойки растет, а глубина проплавления и глубина кратера уменьшаются по сравнению со сваркой в нижнем положении. При сварке на подъем гравитационные силы, наоборот, способствуют оттоку жидкого металла из-под дуги, уменьшению толщины прослойки, заглублению дуги и увеличению глубины проплавления.

При наклонах тавровых и нахлесточных соединений сохраняются те же тенденции (но менее выраженные), что и для стыковых соединений. Следует отметить, что при сварке тавровых соединений небольших толщин из-за наклона стыка углом «назад» увеличивается вероятность выхода проплавления на внешнюю сторону соединения (прожог) Те же тенденции наблюдается при сварке с наклоном горелки и при изменении стандартных положений сварки.

С увеличением зазора уменьшается высота усиления сверху. Ширина шва изменяется незначительно. Ширина проплавления и высота усиления снизу увеличивается. Эти тенденции не противоречат сложившимся представлениям из практики и известным литературным данным. V

Установлен факт резкого уменьшения площади проплавления при переходе от стыкового соединения к тавровому при постоянстве энергетических характеристик импульсной дуги. Одной из проблем роботизированной сварки является оценка требований к точности позиционирования горелки относительно узловой точки таврового или нахлесточного соединений. Как показали исследования при отклонении электродной проволоки с оси стыка (например, на ± 0,5 мм) происходит смешение теплового и силового потоков импульсной дуги, которое, меняя характер их взаимодействия со стыком, может резко изменить форму и размеры проплавления и приводить к дефектам соединения: прожогом или непроплавлению уз-ловойточки. Эти тенденции еще более проявляются с уменьшением толщины соединения.

Влияние параметров режима сварки на форму иразмеры шва. Результаты моделирования подтверждают тенденцию увеличения размеров поперечного сечения стыкового шва при увеличении V, на фоне логичного снижения высоты усиления шва. При переходе в режим полного проплавления наблюдается уменьшение ширины шва и высоты усиления шва сверху. Изменение размеров шва в зависимости от V, при сварке таврового соединения менее выражено, что объясняется практическим отсутствием кратера сварочной ванны и, вследствие этого, независимостью эффективного КПД процесса, который при сварке стыковых соединений зависит от глубины кратера. Увеличение F, и,, t? и/ь приводит к уменьшению размеров проплавления и увеличению высоты усиления сверху, как при полном, так и неполном режимах проплавления и связано это, прежде всего, с увеличением длины дуги, которое приводит к снижению давления дуги и рассосредоточению ее теплового потока.

Увеличение V при постоянстве энергетических характеристик источника приводит к снижению погонной энергии дуги и эффективного КПД процесса, что выражается в умень-

шении размеров прошгавления. Модель процесса правильно отражает известное из практики положение о влияние погонной энергии на размеры шва. Результаты моделирования позволяют сделать также вывод что при сварке тавровых соединений, вследствие различий в характере образования шва, размеры проплавления менее чувствительны к колебаниям толщины соединения, чем при сварке стыковых соединений.

Установлено, что размеры соединений из алюминиевых сплавов обладают высокой чувствительностью к колебаниям эффективной мощности дуги Q& в процессе сварки. Наибольшей чувствительностью обладают швы стыковых соединений. Отклонение Qcct всего на ± 5 % приводит к качественному изменению характера проплавления. Размеры угловых швов тавровых соединений обладают меньшей чувствительностью. Однако при сварке соединений малыхтолщин уже ± 10 % отклонение Qat приводит к дефектам шва.

Глава 4. Усовершенствование процесса сварки неплавяшимся электродом

Основной причиной, препятствующей повышению производительности трубных и кабельных станов, является повышение дефекгов формирования шва (подрезы, прожоги и т. д.) с ростом тока и скорости сварки. Причиной развития этих дефектов является увеличение давления дуги, ведущее к уменьшению толщины жидкой прослойки под дугой.

Известны технологические методы борьбы с подрезообразованием и прожогами при повышении скорости сварки: отклонение горелки углом "вперед", применение внешних магнитных полей и предварительного подогрева, многодуговые способы сварки. Наиболее простым способом является наклон горелки углом "вперед", уменьшающий давления дуги и расширяющий диапазон бездефектного формирования шва. На практике рабочие углы наклона горелки ограничены значениями 5... 15" из-за ухудшения защиты хвостовой части сварочной ванны.

Катод с отогнутой рабочей частью и поперечное магнитное поле. Разработано техническое решение, в котором заточенный рабочий конец вольфрамового катода методом горячего деформирования отогнут на угол а (рис. 10). Искривление линий тока приводит к асимметрии собственного магнитного поля, отклонению дуги, появлению горизонтальной составляющей Рх и снижению давления дуги Ркс на сварочную ванну.

Практика применения электродов с отогнутой рабочей частью при сварке прямошов-ных труб из стали 12Х18Н10Т и тонкостенных алюминиевых оболочек показала их эффективность и позволила расширить диапазон скоростей сварки с бездефектным формированием шва. Особенно перспективным оказалось применение электрода с отогнутой рабочей частью в сочетании с поперечным магнитным полем. При скорости 12... 14 МЛ1ИИ глубина подреза достигает 15...20%толщины оболочки (рис. 11, а).

Основными силами, движущими металл в ванне, являются давление дуги и пондемоторные силы. Поэтому горизонтальные составляющие этих сил при отклонении дуги вытесняют металл из нее, образуя стационарную "стоячую" волну, рис. 11, в. Чем больше угол отклонения дуги вперед, тем больше высота "стоячей" волны и лучше качество шва, рис. 11, б. Постоянство формы волны являются критериями качества формирования шва.

Изменения же длины дуги, возникающие в результате колебаний оси свариваемой оболочки и вызванные пульсацией тягового устройства стана, приводят к изменению пойдем оторных сил и дефектам шва.

Поэтому целесообразно периодически "сбрасывать" избыток металла с переднего фронта на фронт кристаллизации. Суперпозиция постоянного отклоняющего и знакопере-

Рис. 10. Схема, поясняющая возникновение эффекта отклонения дуги углом «вперед» и перераспределения давления дуги на сварочную ванну

менного магнитных полей позволяет осуществить управляемый "сброс" металла и повысить качество формирования шва. На поверхности шва в этом случае образуются чешуйки, рис. 12,6.

Сочетание двух технических решений, защищенных авторскими свидетельствами на изобретения, позволило резко повысить производительность кабелесварочных станов.

Рис. 12. Схема, поясняющая способ сварки магнитоуправляемой дугой (а) и вид сварного шва (б)

Продольное магнитное поле. На практике часто встречаются случаи сварки горизонтальных швов на вертикальной атоскости. В этих условиях металл ванны под действием гравитационных сил, направленных под углом 90° к плоскости ее симметрии, стекает из верхней половины ванны в нижнюю (рис. 15, а) в результате чего в верхней половине ванны образуется подрез, а в нижней -гребень. Рассмотрим особенности течения металла в ванне при сварке неплавящимся электродом в аргоне в условиях взаимодействия дуги и ванны с постоянным продольным магнитным полем.

В этом случае направление силовых линий магнитной индукции В коллинеарно оси электрода и силам гравитации в сварочной ванне (рис. 13). В дуге и в сварочной ванне вектор плотности тока имеет радиальную составляющую] , взаимодействие магнитного поля которой с продольным управляющим полем индукции создаст пойдем оторную силу, вращающую расплавленный металл вокруг центра ванны 0 по часовой стрелке со средней скоростью Uv.

Вблизи стенок кратера ванны, где вязкость максимальна, а плотность тока радиальной составляющей минимальна, линейная скорость вращения металла стремится к нулю. В центре ванны 0 линейная скорость вращения также равна нулю, поэтому, очевидно, в максимальном сечении сварочной ванны /г, нормальном вектору скорости V, имеет место поле линейных скоростей вращения металла с экстремальными значениями, находящимися в интервалах 0, и 0Г|. Приближенная схема поля скоростей вращения металла приведена на рис. 13. Так как в правой (по направлению вектора скорости сварки) половине ванны направление скорости вращения совпадает с направлением вектора скорости естественного движения металла (штриховая кривая), а в левой половине ванны эти векторы направлены противоположно, результирующее поле скоростей (штрих пунктирная кривая) асимметрично. Максимальное количество металла переносится в правой половине ванны. Поэтому гребень потока металла смещается в правую часть шва, образуя в левой части подрез. Асимметрия поля скоростей жидкого металла в ванне, возникающая в продольном поле, приводит к искажениям

не только очертаний поверхности шва, но и макроструктуры металла поперечного сечения (рис 14)

ннп

Рис 14 Двухслойный характер формирования поперечного сечения шва в условиях вращения металла ванны продольным постоянным магнитным полем (/ = 420 А, V = 0,17 м/мин, = 3 мм, тех индукции -10 А)

Из аналогии формы поверхности швов, полученных в условиях горизонтальной сварки без поля и сварки в нижнем положении дугой, вращающейся в продольном магнитном поле (см. рис. 15, а, 6\ можно сделать следующий вывод: если на асимметричное поле скоростей металла в ванне, образующееся под действием пойдем спорных сил продольного магнитного поля (см. рис. 13, и рис. 15, б), наложить также асимметричное поле скоростей, образующееся под действием гравитационных сил, но направленных противоположно пойдемоторным силам и поэтому смещающих ось потока металла в левую (см. рис. 13) или в нижнюю половину ванны (см. рис. 15, а), можно (при определенной величине магнитной индукции) добиться не только симметричной формы поперечного сечения горизонтального шва (рис. 15, в), но и сместить ось потока против действия гравитационных сил в верхнюю половину сварочной ванны (рис. 15, г) То есть применение продольного магнитного поля позволяет устранить подрези при сварке горизонтальных швов на вертикальной плоскости.

Рис. 13. Поперечные сечения швов со сквозным проплавлением пластин из стали 12Х18Н10Т (у -1,3 м'мин, Л1ГС = 3 мм), сваренных: а - в горизонтальном положении на вертикальной плоскости свободной дугой (/ = 360 А); б - в нижнем положении, дугой, вращающейся в продольном поле (/ = 360 А); в - в горизонтальном положении на вертикальной плоскости, в продольном поле (/„ = 8 А), в условиях взаимно уравновешивающего действия на ванну гравитационных и пондемоторных сил /=300 А); г - то же, но в условиях преобладания пондемоторных сил над гравитационными

Технология двухдуговой сварки прямошовных труб из стали 12Х18Ш0Т. Повышение скорости аргонодуговой сварки труб сопровождается ухудшением формирования шва, которое проявляется в интенсификации образования подрезов, увеличении усиления шва. Перспективным с точки зрения простоты и экономичности является способ сварки с предварительным нагревом кромок дуговым источником тепла. Нормальный режим нагрева кромок предполагает равномерное распределение мощности подогревающей дуги между обеими кромкам а Однако в случае задержки дуги на одной из кромок выделяется вся тепловая энергия. Это приводит в оплавлению кромки, потере пространственной устойчивости обеих дуг и дефектам сварного соединения.

Наиболее логичным решением поставленной задачи - подогрев каждой кромки самостоятельным источником тепла. Был разработан способ двухдуговой сварки и дуговой источник, состоящий из двух близко расположенных дуг, на основе полого составного катода (ПСК), содержащего электрододержатель с установленными в нем тремя прутковыми непла-вящимися электродами, имеющими общую конусную заточку с притуплением и образующими осевой канал для подачи инертного газа (см. рис. 16, а). Для реализации схемы подогрева кромок двумя дугами разряд о ПСК достаточно преобразовать в двухдуговой, путем исключения из работы одной из трех дуг. С этой целью торец одного из электродов утапливали относительно общего торца двух других электродов, составляющих ПСК.

Полное разделение разряда на две самостоятельные дуги1 наступает при определенном оптимальном расходе аргона через осевой канал ПСК, рис.16, б.

Исследованиями было установлено, что необходимым условием существования разряда является равномерное распределение эмиссионной площади привязки разряда по площади ¥т торца ПСК. Причем необходимым условием устойчивости разряда с ПСК следует считать неравенства Бпр £ Fm и /> 1Л. Для диапазона токов 100...300 А экспериментальным путем была установлена зависимость, определяющая условный диаметр катодного пятна (размера привязки разряда в аргоне) в функции тока при сварке вольфрамовым катодом -йк =1,25- 10"2у7. Оптимальные условия устойчивого существования разряда обеспечиваются при 50 % степени перекрытия торца катода.

Для практики величина диаметра притупления (4,р) рабочей части одностержневых и ПС -катодов рекомендуется зависимость ёп1 = (0,75...0,9)10"2у/.

Для снижения давления основной проплавляющей дуги и исключения подрезов в качестве электрода использовали катод с отогнутой рабочей частью и суперпозицию постоянного и переменного магнитных полей. Технологическую апробацию разработанного способа двухдуговой сварки труб проводили на опытно-промышленном стане Московского трубного завода. Типичный макрошлиф поперечного сечения шва трубы из стали 12Х18Н1 ОТ показан на рис. 16, в.

. а) б) в)

Рис 16 Разработанная конструкция ПСК (а), вид дугового разряда при токе 220 А, длине дуги 5 мм и расходе аргона через осевой канал 1,5 л/мин (б) Темная область в центральной области - проявление осевого потока аргона (в) - макрошлиф поперечного сечения шва трубы 38x2 Параметры ток подогревающей дуги 140 150 А, проплавляющей дуги 430 А, длины дуг-подогревающей-2 мм, проплавляющей - 4,5 мм, скорость сварки 3,9 см/с Расход аргона через ПСК 1,5 л/мин

' Под разделением разряда на самостоятельные дуги следует понимать выдечение в разряде с ПСК двух областей, подобных центральной зоне дуги с одностержневым катодом, с одновременным расщеплением катодной и анодной зон разряда

Внедрение разработанной технологии аргонодуговой сварки труб с подогревом кромок дугой с ПСК позволило повысить производительность станов на 30...40 %

Дальнейшим резервом повышения производительности станов явилось использование зазора между сходящимися кромками трубной заготовки, как естественной разделки кромок и улучшающей ввод тепла дуга Для этого проплавляющую дугу с одностержневым катодом располагали в точке 1, обеспечивающей сквозное безударное прохождение плазмы дуги в зазор м ежду кром кам и, рис. 17.

Расстояние /до проплавляющей дуги выбиралось в зависимости от диаметра трубы, толщины стенки ,$, длины сварочной ванны и соответствует зазору (0,2...0,3^. Вторая "декоративная" дуга располагалась в точке 4 на расстоянии 1\ =5 .. 10 мм.

На рис. 18 представлены макрошлифы поперечных сечений швов трубы 38x2,5 при скорости сварки 3 м Лиин.

Глава 5. Проектирование параметров режима работы источника питания импульсной дуги

Практика и моделирование импульсной сварки проволоками из алюминиевых сплавов показывает, что в отдельных случаях при неблагоприятном выборе сочетания параметров им пульсного источника процесс сварки характеризуется нестабильностью. В отличие от сварки на постоянном токе, когда необходимо подобрать всего два параметра (скорость подачи проволоки и напряжение), при импульсной сварке необходимо подобрать и согласовать комбинацию из пяти параметров: ¥, УЧ) Ц Д , {,. Какие либо теоретические разработки о взаимосвязи этих параметров отсутствуют.

Поэтому, как в рамках уже разработанных моделей и алгоритмов для решения прямых задач анализа и, особенно при разработке моделей и алгоритмов решения обратных задач необходима разработка модели взаимосвязи параметров режима импульсного источника.

Такая модель - экспертная система, встроенная в модель процесса, поможет пользователю ПО выбрать сочетание параметров импульсного источника, обеспечивающих получе-

ние качественного шва для выбранного типа соединения, толщины и скорости сварки. В научной литературе изредка публикуются экспериментально полученные номограммы, позволяющие облегчить поиск параметров режима импульсной сварки, например, ЭШЬеу, и. и др. Используя эти данные, можно по выбранной скорости подачи проволоки определить ^ и,, Л, р обеспечивающих получение сварного соединения. Однако этих данных крайне мало, и они носят разрозненный характер.

Анализ данных моделирования и разрозненных экспериментальных данных позволила в первом приближении получить систему регрессионных моделей связывающих значение скорости подачи проволоки с частотой, величиной базового тока и импульсного напряжения и использовать их при разработке модели и алгоритма экспертной системы, а также для решения обратных задач.

Однако оптимальное сочетание параметров режима не гарантирует получение качественного соединения. Второй проблемой является правильность сочетания типа соединения, его толщины, скорости сварки и скорости подачи проволоки. Это означает, что при моделировании процесса с не оптимальным сочетанием этих параметров можно получить или выход проплавления на одну из внешних сторон таврового соединения (прожог) или отсутствие шва (рис. 19). По выбранным толщине соединения и скорости сварки можно рассчитать максимальное (атк) и минимальное (ятю)значения размера а, используя результаты моделирования представленные на рис. 19.

для толщины 3,5 мм: атт = 2,74 - 0,62у, атах = 2,85 - 0,28у; для толщины 2,5 мм: атп = 2,51 - 0,39у, атах = 3,23 - 0,70у. Общая площадь наплавки ¥в = 1,22а2 Размер а (рис. 20) определен как 0,5(<агя + ат,х). По рассчитанной площади наплавки и у определяется скорость подачи проволоки у„ = 1,22а2 /(п&у).

Алгоритм решения прямой задачи, используемый в программном продукте МЮ81М основан на прямой последовательности действий программных модулей: препроцессора, процессора^, главного процессора ТО и постпроцессора. Исходные данные для решения прямой задачи анализа задаются в препроцессоре. Как только введены исходные данные, пользователю предлагаются две альтернативы: воспользоваться услугами подмодели "Эксперт" или ввести параметры режима работы источника самостоятельно.

а) в = 3,5 мм б) э = 2,5 мм

Рис. 19. Область существования углового шва в координатах а^-г. Тавровое соединение, аргон, проволока АШ5, диаметром 1,2 мм

В случае выбора пользователем услуг экспертной системы в подмодели "Эксперт" по веденным исходным данным рассчитываются оппмальные параметры режша импульсного источника и выводятся в диалоговое окно препроцессора.

Пример моделирования сварки таврового соединения. Моделировали сварку таврового соединения толщиной 2,5 мм ю сплава А1М^,7Мп в нижнем положении. Скорость свар-

Глава 6. Эффективность и перспективы применения компьютерных моделей

Импульсная сварка с дополнительной ншкочастотноймодуляцией параметров.

Процесс заключается в чередовании гачек импульсов высокой частоты, отличающихся величинам и С/, tp, а также скважностью.

Основная цель наложения низкочастотных колебаний - получение принудительных перемещения жидкого металла в ванне с фронта плавления на фронт кристаллизации. Подбирая частоту колебаний, можно управлять кристаллизацией, снизить пористость шва и т. д. ММ и ПО создавалось на основе базовой модели MIGSIM. В модели корректировались граничные условия, а также алгоритм и интерфейс пользователя.

Сопоставление расчетных и экспериментальных данных показывают их достаточно удовлетворительное соответствие (см. рис. 22 - 23). Установлено, что образование чешуек на шве связано с разницей в эффективных мощностях дуги для пачек импульсов. Чем больше эта разница, тем рельефнее чешуйки и больше эффект низкочастотного динамического воздействия на сварочную ванну.

Вопрос о разнице мощностей пачек остается сложным. Если разница значительна, то полное проплавление в период следования пачки импульсов большей мощности сменяется неполным проплавлением в период следования пачки с меньшей мощностью.

Разработанная ММ и ПО позволяет расчетным путем выявить внутренние связи и явления процесса, а также ускорить и удешевить стадию отработки технологии и определения оптимальных параметров режима сварки.

Импульсная тандем сварка. Учитывая технологию и конструктивные особенности тандем - горелки фирмы Closs, в модели скорректирована расчетная схема расположения и действия источников тепла. Граничные условия на лицевой и обратной поверхностях стыка определяют распределенные потоки разнесенных по оси* двух тепловых источников - импульсных дуг, а также тепловые стоки радиации и конвекции. Модель и ПО MIGS1M-2 разработаны на базе модели и ПО MIGSIM-1.

Сопоставление расчетного и натурного макрошлифов поперечных сечений швов нахлесточного (рис. 24, а) и таврового соединений (рис. 24, б) показывает их достаточно хорошее соответствие. Результаты моделирования и данные экспериментов показывают, что по сравнению с однодуговой тандем сварка обеспечивает двукратное повышение производительности процесса. Разработанное ПО обеспечение (рис. 25) позволяет ускорить и удешевить стадию отработки технологии тандем сварки.

но га приближенного расчета. Область допустимых изменений параметров режима во время поиска их оптимального сочетания задаются в виде прямых ограничений Х™ <Х,< Лг,тах, устанавливаемых по физическим и технологическим соображениям. Возникает задача выбора параметра Л', для эффективного регулирования каждого размера шва. Чувствительность размеров шва к отклонению параметров режима сварки неодинаково. Предпочтительность выбора того или иного параметра X в качестве регулирования конкретного размера шва У,

определяется по максимальному значению относительного коэффициента чувствительности у

к/ . Корректировку параметров процесса в каждом итерационном цикле/? проводят по формуле где х?'1 и - значения регулирующего параметра режима и размера шва в предыдущем итерационном, у*а -заданный размер шва.

Среди размеров углового шва таврового и нахлесточного соединений наиболее важными, определяющими прочность соединения, является размеры а и е (рис. 20). Размер а, точнее (}, фактически определяет площадь сечения шва - площадь наплавленного металла. Размер е определяет проплавление узловойточки соединения. Поэтому принимаем размеры а и е в качестве основных размеров углового шва. Постановка такой задачи вызвана тем, что расчетный набор параметров режима сварки, обеспечивающий заданный размер а±£а зачастую не гарантирует обеспечение проплавления узловой точки соединения (е - 0). Анализ матрицы относительных коэффициентов чувствительности показал, что наибольшее влияние на размеры а тле оказывает V,. В основу модели и алгоритма для решения обратных задач положена система регрессионных моделей связывающих значения V,», Р, 1/р, ¡ь Щ,, приведенных в главе 5. После задания фиксированных и переменных исходных параметров (у и о3д) рассчитывается = (а1аА,У,</№). Далее по расчетному значению рассчитываются параметры: 4, ир, 1р. В подмодели источника теплоты определяются энергетические характеристики дуги. Производится расчет объемного поля температур Дх, у, г\ координат верхней поверхности сварочной ванны Z(x, у) и размеров поперечного сечения шва а,е,}\...

В блоке сравнения исходный размер шва о,, сравнивается с расчетным Если разница |аац - др1сч| больше заданного допуска £„ производится корректировка скорости подачи проволоки V,. Скорректированное значение передается для расчета новых значений энергетических параметров импульсной дуги. При выполнении условия (озщ-Орас^Е, результаты моделирования передаются в блок сравнения расчетной и заданной глубины проплавления. Если еряя < е3(ц управление переходит в блок, в котором корректируется V,, и цикл расчета повторяется до выполнения условия ерт~2.еж.

Пример расчета. Для проведения имитационных исследований из натурных экспериментов был выбран опыт импульсно-дуговой сварки таврового соединения в нижнем положении из сплава AlMg2,7Mnтолщиной 3,5 мм, V = 1,1 МАНН, проволока из сплава АМ5 диаметром 1,2 мм, А|» = 2,65 ± 0,05 мм (измерен на экспериментальных макрошлифах поперечных сечений шва) В таблицах 2-4 показано сравнение экспериментальных и расчетных данных по размерам поперечных сечений шва таврового соединения (табл. 2), параметрам режима сварки (табл. 3) и энергетическим характеристикам дуги (табл. 4). На рис. 26 представлено сравнение расчетного и экспериментального макрошлифов. Полученные данные показывают достаточно хорошую адекватность разработанной мОдели и ПО.

Автоматизированное проектирование технологии сварки неплавящимся электродом в аргоне. Наличие детерминированной ММ процесса сварки и ПО является необходимым, но недостаточным условием проектирования на ЭВМ операционной технологии. Необходимо знание коэффициента сосредоточенности теплового к, и силового потока аргоновой дуги к, с неплавящимся электродом, ее ВАХ и эффективный КПД в зависимости от параметров процесса, так как проектирование режимов относится к классу обратных задач моделирования и требует создания алгоритма проведения ВЭ. ВАХ устанавливали в рамках прямого эксперимента с использованием известной методики медного водоохлаждаемого анода для диапазона тока 50...340 А, длин дуги 1... 11 мм с последующей статистической обработкой полученных экспериментальных данных в виде полиномов:

• для коротких дуг 1...3мм-[/ = 7,27 + 59,2// + ЯПЕ,^,

• для длин дуг 3...9мм - и= 6,83 + 0,007 • / + 8,637,,..

Раздельное определение ц& и й, принципиально ошибочно, ввиду их сильной взаимосвязи с параметрами V, 1. Поэтому была разработана методика косвенного эксперимента и алгоритм обработки его результатов с использованием нелинейной ММ нагрева. Определены косвенные параметры термического цикла (т. ц.) сварки, тесно связанные с Л и кь С помощью ВЭ показано, что при нагреве листов из стали 12Х18Н10Т чувствительность т. ц. к отклонению 7Д на порядок выше, чем к ки а максимальной температуры Ттж - наоборот. После проведения планируемых натурных экспериментов по измерению термических циклов сварки проводили ВЭ и рассчитывали значения г/еа и ки обеспечивающие совпадения расчетных и натурных термических циклов. После обработки массива данных были получены зависимости 1\ =0,947-1,7.Ю-4/-0,57Ьмс + 0,02у и г, = 0,843-7- 10,,4/-0,043Л.

Учет полученных зависимостей для описания распределения плотности мощности аргоновой дуги в ММ, с помощью которой моделировали процесс получения сквозного про-плавления листов из стали 12Х18Н10Т толщиной 2 и 3,5 мм в диапазоне /= 100...700 А, V =0,5...5 см/с и/,1С = 2...6мм показал, что выбранная форма уравнений обеспечивает адекватное описание реального процесса сварки как при интерполяции, так и при экстраполяции значений /, V. Анализ также показывает, что с увеличением тока, несмотря на снижение /Ц максимальная плотность мощности на оси дуги <£т возрастает из-за повышения кГ В то же время увеличение Ь1С снижает <£т из-за уменьшения Т]аи несмотря на возрастание полной

мощности дуги, что подтверждается на практике снижением глубины проплавления. Для расчетной оценки распределения давления дуги с учетом влияния длины дуги использовали соотношение (Судник В.) г, =а1Л+а21-т, где а\ иаг эмпирические коэффициенты.

Упрощение модели теплопереноса. В аналитической теплофизике используется концепция мощного быстродвижущегося линейного источника теплоты, в основе которого находится положение, что при больших скоростях сварки теплота распространяется преимущественно в направлении, перпендикулярном вектору V. С повышением V вклад молекулярного

потока вдоль оси движения источника ¡}к = оказывается несущественным по отноше-

нию к трансляционному потоку теплоты ^ = сруГ, что позволяет упростить ММ (qx = 0).

На базе разработанной нелинейной нестационарной упрощенной модели тепломассо-переноса разработано ПО WIGSM для моделирования аргонодуговой сварки неплавящимся электродом в аргоне стыковых соединений. На рис. 27 и 28 представлено сопоставление расчетных и натурных продольных (рис. 27) и поперечных (рис. 28) макрошлифов швов стыковых соединений. Модель достаточно реально отражает моделируемый процесс. Из рис. 27 также видно, что обнажение передней стенки ванны практически исключает роль конвекции в процессе теплопереноса в этой зоне. Отмечается резкое удлинение сварочной ванны и кратера, а также сильное отставание от оси электрода точки выхода "обратного валика" шва. Модель хорошо воспроизводит возникновение подреза (рис. 28) и может быть использована для решения прикладных задач подготовки производства.

Оптимизация технологии двухдуговой сварки труб по критерию производительности. Ранее в главе 4 было показано, что применение ПСК в качестве катода подогревающей дуги снимает ограничение по величине тока. Моделирование позволяет проанализировать возможности двухдугового способа и по критерию производительности рассчитать оптимальные параметры режима сварки при наличии ограничений на другие параметры процесса.

К ограничениям при производстве прямошовных труб из стали 12Х18Н10Т относятся: верхний предел токов обеих дуг ограничен 450 А по исключению межкристаллитной коррозии в металле шва; максимальная температура нагрева кромок подогревающей дугой Тй Т,, расстояние между дугами не должно превышать 5 см.

Рис 27 Сопоставление расчетного (сверху) и натурного (внизу) продольных профилей кратера при сварке в Аг листов толщиной 2,2 мм из стали 12Х18Н10Т при / = 480 А, ¿„ = 3 мм, и- 14 В, у = 3,66 см/с

Рис. 28. Сопоставление поперечных натурного (слева) и расчетного (справа) макрошлифов при сварке в Аг листов толщиной 2,2 мм из стали 12Х18Н10Т при / = 410А, = 1 мм, V = 3 см/с

ГОСТ 11068-81 на сварку прямошовных труб регламентирует максимальную высоту проплавления (грата). На практике стремятся обеспечивать минимальное его значение, а о качестве шва судят по ширине проплавления, которая должна находиться в пределах 2... 6 мм.

В качестве начального приближения принимаем для /и V оптимальные значения одно-дугового процесса. Параметром X для регулирования ширины проплавления £ь на основании анализа относительных коэффициентов чувствительности выбираем скорость сварки V

= -2,5 X а принятое значение тока проплавляющей дуги (из однодугового варианта)

стабилизируем. Такой подход исключает варианты расчета режимов сварки, ведущих к снижению технологической прочности сварного соединения.

Математическая модель проектирования технологии двухдуговой сварки труб по заданному размеру ширины проплавления представлена в следующем виде.

Для заданного типоразмера трубы (диаметра Лг, и толщины стенки s) и размера ширины проплавления bt, = 4 ± 1 мм рассчитать режим, который максимизирует скорость сварки при ограничениях: /| <424 +39 v - 291 s + 137 Ins, ¡¡i450 A, I\ ük. Уравнение, связывающее значение тока подогревающей дуги (1\) с s и v было получено моделированием при решении обратной задачи поиска режимов, обеспечивающих выполнения условия минимального поверхностного оплавления комок трубы.

Решение поставленной задачи выполнялось с использованием метода двухмерного поиска, основная идея которого состоит в последовательном приближении к цели bi, - F(f \ О, ЗйЬъ^ 5 мм при помощи итеративной процедуры

,гле у,'"' и ЬЦ

-значения регулирующего параметра режима

и размера шва в предыдущем итерационном цикле, -заданный размер ширины проплав-ления.

Режим сварки трубы типоразмера 42 х 2 из стали 12Х18Н10Т (А = 140 А, к ~ 440 А, у = 3,83 см/с, и\ = 10 В, Щ -14,2 В) обеспечивает ширину проплавления 2 ±0,5 мм. Расчетный размер ширины проплавления составил 2,4 мм. Анализ технологии двухдуговой сварки показал, что частичное снятие ограничения тока подогревающей дуги до уровня проплавляющей дуги позволяет повысить скорость сварки трубы на 30 % или до 5 см/с.

Экспериментальная установка для определения температуры и энтальпии капель новых электродных материалов. В главе 2, несмотря на отсутствие экспериментальных данных по энтальпии электродных проволок из сплавов AlMg4,5Mn и АИ5, косвенным путем, используя имеющиеся литературные данные по зависимостям скорости подачи проволоки от тока, была разработана модель и эффективный алгоритм расчета энергетических характеристик импульсной дуги с плавящимся электродом.

Несомненный практический интерес представляет задача разработки на базе модели импульсного источника теплоты экспериментальной установки для получения расчетных данных по энтальпии капель новых электродных проволок, для которых эти данные отсутствуют. Для этого модель источника теплоты необходимо дополнить ММ нагрева вылета электродной проволоки и ММ учета испарения с поверхности капли.

Математическаямодель нагрева вылетаэлектроднойпроволоки. Дляусловийосевой симметрии тепловое состояние вылета электродной проволоки можно описать нестационарным дифференциальным уравнением энергии в двумерной цилиндрической системе коорди-

rf^-SKKK)

(13)

В виду малой величины сопротивления сплавов на основе алюминия, джоулевым тепловыделением в вылете и нагревом в зоне скользящеготокоподвода пренебрегаем.

Смешанные граничные условия учитывают плотность мощности анодного источника теплоты, потери на конвекцию, радиацию и испарение

"Р« =

dz

при г = 0

-a,(rXr-r0)-9,sp при r = rw

при Г = дг

где <М -мгновенное значение анодной плотности мощности дуги.

Задается начальная температура электродной проволоки Т=Т0 при 1 = 0.

(14-15)

Модель испарения кати. В основу модели положено уравнение Герца-Кнудсена 1 = /(Р„-Р„НУжКТ), где /-удельный шток пара,/- поправочный коэффициент, учитывающий влияние макроскопического движения пара при фазовом переходе, Рн • давление насыщенного пара, Ро • давление на внешней границе кнудсеновского слоя, К - газовая постоянная, М -молярная масса, Г-температура поверхности капли.

Принимая/»/,67 и Р„-Р0" 0,1РК для каждого / - ого компонента, можно записать

/| =0,167/-^М{2%ЯТ) , где / -индекс компонента сплава; Ц - молярная масса компонента; М{ = 10 , а, - относительная атомная масса компонента.

Парциальное давление Р, /ого компонента определяется по известным формулам для расчёта давления насыщенного пара чистого элемента с корректировкой на его активность 0| (С|, Т), как функции его концентрации и температуры. Заменяя ах на мольную долю компонента*4 запишем Р1■ ^¡/^¡(Г^где Р^{Т) - давление насыщенного пара над расплавом чистого компонента.

Давление насыщенного пара отдельного компонента определим как 1(45^ (Г) = -4 П+Вь+С^ . При сварке проволокой с Mg температура на по-

верхности капли и в приповерхностном слое, как правило, превышает 7*» и испарение происходите объёмном источнике.

Для описания испарения компонента сплава в режиме кипения используем уравнение /* = . С учетом объемного источника интенсивность испарения I' можно определить, как 1', = Я.Д1 ///¡5р;+у„ 12а\ где Хд| - теплопроводность алюминия при 7]; #(,,,; -энтальпия испарения компонента сплава, 5 - толщина слоя перегретого выше температуры кипения легкокипящего элемента сплава.

Теплоту парообразования сплава Ь*, определяем по принципу аддитивности

£>р (Т") = (г)^;, где Ц - относительная доля участия компонентов сплава в образовании

давления пара. Тогда потери тепла на испарением в уравнении (14 -15) определяются как - суммарная величина интенсивности парообразования компонентов сплава.

Алгоритм, численное решение и программная реализация. Алгоритм численного решения уравнений модели построен по локально-одномерной схеме методом прогонка После ввода исходных данных, расчета энергетических характеристик дуги и выполнения условия (V, - V,) £ &,т производится повторный запуск модели источника с рассчитанными параметрами, при котором на каждом шаге по времени вызывается модель тешюпереноса в вылете проволоки. Исходными данными для работы модели теплопереноса (подмодель Т) служат диаметр, химический состав итеплофизические свойства исследуемой электродной проволока

Одновременно из модели источника передаются переменные данные: мгновенные значения дп и тока (»). В модели теплопереноса производится расчет температурного поля в вылете исследуемой проволоки с учетом потерь на испарение. Модель теплопереноса в вылете дополнена блоком, в котором производится контроль жидкого объема формирующейся капли и проверяется условие ее отрыва.

Если условие выполняется, то фиксируется текущее время, производится расчет средней температуры и энтальпии капли исследуемого материала. Затем управление передается модели теплопереноса в вылете проволоки и цикл расчета температурного поля продолжается, но без учета отделившейся в виде капли части расплавленного участка проволоки.

Разработанный алгоритм позволяет фиксировать и последовательно рассчитывать температурные поля при образовании нескольких капель за импульс. В связи с отсутствием данных для условий импульсно-дуговой сварки при верификации использовали эксперимен-

тальные данные, полученные при сварке постоянным током (рис. 29). Кроме того, модель верифицировалась по количеству образующихся капель за импульс, путем сопоставления с экспериментальными данными обработки видеосъемки переноса электродного металла. Исследования переноса позволили также установить, что при соблюдении режима «одна капля за импульс» вне зависимости от химического состава проволок и вида защитного газа диаметр образующихся капель практически равен диаметру проволока

Параметрические исследования. Влияние химического состава и диаметра проволоки представлено на рис. 30. Переход с проволоки из сплава AlMg4,5Mn (свАМг4) на проволоку из АШ8 (свАК5) приводит к резкому повышению температуры вылета проволоки (максимальные температуры достигают 1900...2000°С, рис. 30, а). Уменьшение диаметра проволоки с 1,6 мм на 1,2 мм также приводит к повышению общего фона температур, рис. 30, б).

Увеличение /приводит к уменьшению энтальпии капли. Наоборот, изменение ¡¡„ ЦД оказывает слабое влияние на энтальпию капель, что объясняется постоянством ()„ при изменении тех же параметров. Следует отметить, что полученные зависимости (рис. 31) фиксируют конечную стадию - отрыв капли с энтальпией, которая образовалась с учетом потерь на испарение, конвекцию и радиацию.

Возможности экспериментальной установки позволили впервые расчетным путем восстановить зависимость энтальпии плавления электродной проволоки от тока. Сопоставительный анализ расчетных энергетических характеристик импульсной дуги при использовании полученных расчетных зависимостей и экспериментальных данных показал их хорошее соответствие и применимость разработанной модели экспериментальной установки для получения данных по энтальпии капель проволок другого химического состава.

ОБЩИЕВЫВОДЫИ РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ

1. Импульсно-дуговая сварка плавящимся электродом алюминиевых сшивов находит все более широкое применение благодаря высокому качеству сварных соединений в сравнении со сваркой постоянным током. Однако сложность процесса, трудность определения комбинации сварочных параметров, требующих высоких профессиональных навыков и знаний, значительные материальные и трудовые затраты на стадии освоения и отработки технологии является сдерживающими факторами использования импульсных технологий. Эффективным путем ускорения и удешевления решения проектных и исследовательских задач является замена натурных экспериментов на расчетные. Несмотря на достаточное развитие теплофизики сварки и успехи в создании ММ, отсутствуют модели и ПО для инженерного проектирования технологий дуговой сварки тонколистовых металлических конструкций, поэтому разработка компьютерных систем автоматизированного проектирования параметров режима сварки и размеров шва является актуальной задачей.

2. В ряде высокоавтоматизированных производств, к каким относятся изготовление тонкостенных оболочковых конструкций из коррозионно-стойких сталей и алюминиевых сплавов, основанных на вводе тепла дуги вольфрамового катода в инертных газах в сходящиеся кромки заготовки, повышение производительности и качества ограничено увеличением количества дефектов сварного соединения с ростом тока и скорости сварки. Это требует разработки новых более эффективных схем ввода тепла сварочной дуги, повышения ее пространственной устойчивости и снижения давления на сварочную ванну. Однако трудность проведения экспериментальных работ в лабораторных условиях (нужно воспроизвести условия работы кабеле- или трубосварочного стана) требует также разработки компьютерных систем для отработки новых схем введения тепла дуги и технологии сварки на их основе.

3. На основе уравнения баланса падений напряжения в сварочном контуре разработана нелинейная модель источника тепла для моделирования импульсно-дуговой сварки электродами - проволоками из алюминиевых сплавов. Варьированием исходных параметров, модель позволяет рассчитать режим, обеспечивающий процесс переноса электродного материала в режиме «одна капля за импульс».

Установлено, что с увеличением скорости подачи проволоки возрастает полная, эффективные мощность и КПД дуги. Длина дуги и мощность, выделяемая в плазме столба дуги уменьшаются. Увеличение частоты, базового тока, импульсного напряжения и времени импульса практически одинаково приводит к уменьшению эффективного КПД дуги на фоне увеличения ее длины. Падение напряжения на аноде равно ~ 5,6 В, а на катоде - 8,5...9,3 Р

4. Предложены:

• система уравнений, описывающая зависимость напряженности столба дуги с плавящимся электродом от тока, химического состава электродной проволоки и вида защитного газа;

• расчетно-эксперименгальные зависимости мгновенной скорости гсгавления проволоки и базового напряжения от тока, вида защитного газа, сечения и материала электродной проволоки.

5. Сформулированы концептуальные основы построения ФММ для проектирования параметров режима и размеров шва на примере импульсно-дуговой сварки плавящимся электродом тонколистовых конструкций из алюминиевых сплавов. Разработанная модель и ПО является компьютерным прообразом реальной сварочной установки и на каждом шаге по времени учитывает внутренние взаимосвязи между физическими процессами

тегсюмассопереноса и деформации поверхностей сварочной ванны Например, за счет учета поступления тепла и объема электродного материала в сварочную ванну, а также взаимодействия образующегося кратера с плазмой столба дуги на каждом шаге по времени корректируется температурное поле в зоне сварки, форма ванны и шва и эффективный КПД процесса. Модель учитывает термическую усадку в процессе решения деформационной задачи и отслеживает изменение около 30 исходных параметров, включая тип соединения (стыковое, тавровое и нахлесточное), положение сварки, наклоны стыка и сварочной горелки, технологический зазор и т. д. Модель прогнозирует и воспроизводит наиболее распространенные дефекты формирования соединения типа подреза, прожога, несплавления, натеков и рассчитывает размеры шва с погрешностью не более 7... 10 %.

Для воспроизведения «пальцевидной» формы проплавления предложена модель объемного источника, форма, размеры и положение которого изменяются в процессе развития сварочной ванны в зависимости от толщины жидкой прослойки под дугой.

6. Установлено, что увеличение частоты, импульсного напряжения, времени импульса и базового тока приводит к уменьшению размеров проплавления из-за увеличения длины дуги и снижения эффективного КПД. Алюминиевые сплавы обладают высокой чувствительностью к отклонению эффективной мощности дуги и смещениям сварочной горелки с оси стыка. Исследования подтвердили, что с помощью разработанной на основе предложенной концепции, модели формирования шва можно проводить отработку технологии сварки и обоснованно выдвигать требования к точности позиционирования горелки, сборки стыка и стабильности выходных характеристик источников питания

7. На основе теоретических и экспериментальных исследований предложены расчетно-эксперименгальные зависимости напряжения, эффективного КПД и коэффициента сосредо-точеююсти от тока, скорости сварки и длины дуги с вольфрамовым катодом в аргоне. Установлено, что с увеличением мощности аргоновой дуги прямой полярности эффективный КПД линейно снижается, а коэффициент сосредоточенности при токах выше 150 А возрастает. Установлено, что диаметр катодного пятна дуги в аргоне пропорционален корню квадратному го тока. Воздействие суперпозиции постоянного и переменного поперечных магнитных полей на дугу позволяет повысить ее пространственную устойчивость и эффективно бороться с подрез ©образованием при высокоскоростной сварке кабельных оболочек и пря-мошовных труб. Показано, что, управляя полем скоростей движения жидкого металла сварочной ванны, продольное магнитное поле позволяет формировать шов при сварке стыковых горизонтальных швов на вертикальной плоскости.

Показано, что повышение устойчивости горения дуги на кромках трубной заготовки с зазором осуществляется горелкой с ПСК (А. с. 761183), состоящим из трех вольфрамовых прутков и обеспечивающим разделение подогревающей дуги на две составляющие осевым потоком аргона.

Уменьшение давления аргоновой дуги на сварочную ванну для устранения подрезов и прожогов обеспечивается применением вольфрамового катода с отогнутым рабочим концом на угол 30 ±5° (А с. 567573).

Разработана технология сварки алюминиевых кабельных оболочек за счет одновременного воздействия суперпозиции постоянного и переменного поперечных магнитных полей на дугу (А с. 561640, А. с. 546446).

На основе предложенных новых схем ввода тепла дуги с неплавящимся электродом разработаны технологии одно- и двухдуговой сварки труб из коррозионно-стойких сталей (А с. 1281355, А. с. 671959, А с. 574250, А с. 2110564, А с. 671959) и кабельных оболочек из алюминиевых сплавов (А с. 561640, А. с. 546446).

8. На базе разработанной модели импульсного источника теплоты разработана нестационарная нелинейная модель виртуальной экспериментальной установки для расчета энтальпии образующихся капель электродных проволок другого химического состава и исследования теплофизических закономерностей формирования капли в течение импульса тока. Исследованиями установлено, что повышение содержания легкокипяших элементов в элек-

тродной проволоке снижает температуру и энтальпию образующихся капель, а изменение величины базового тока и времени импульса практически не оказывают влияния. Уменьшение диаметра электродной проволоки способствует возрастанию температуры и энтальпии капель. Увеличение частоты импульсов уменьшает энтальпию капель, а увеличение импульсного напряжения приводит к незначительному уменьшению энтальпии.

9. На основе сформулированной концепции построения моделей формирования шва разработаны новые автоматизированные методы проектирования параметров режима и размеров шва при сварки плавящимся и неплавящимся электродами, апробированные при решении следующих практических технологических задач:

• им пульсно-дуговой сварки плавящим ся электродом;

• им пульсно-дуговой сварки плавящимся электродом с дополнительной низкочастотной модуляцией параметров;

• высокоскоростной им пульсной тандем сварки гсшящим ся электродом;

• однодуговой сварки неплавящимся электродом в аргоне;

• оптимизации двухдуговой сварки неплавящимся электродом в аргоне прямошовных труб из стали 12Х18Н10Т по критерию производительности;

а также для определения:

• взаимосвязей параметров импульса, обеспечивающих оптимальный перенос электродного металла в режиме «одна капля за импульс»;

• рабочих областей существования углового шва таврового соединения в координатах Язи-v;

• оптимальных параметров однодуговой импульсной сварки плавящимся электродом, обеспечивающих заданный размер (аJ углового шва таврового соединения (решение обратных задач);

• поисковых исследований, например, разработка и исследование технологических возможностей виртуальной высокоскоростной импульсной тандем сварки плавящимся электродом с дополнительной низкочастотной модуляцией параметров второй дуги, а также в области совместных исследований светолучевой сварки тонколистовых металлических конструкций (МАТИ - РПУ им. К. Э. Циолковского) и аргонодуговой сварки композиционных материалов системы Al-В (НПО «Композит», Москва).

10. Внедрение новых технологий и разработанного оборудования, основанных на новых схемах введения тепла дуги, новых форм катода в комбинации с воздействием на дугу и сварочную ванну магнитных полей позволило повысить производительность (30...200 %) и качество сварных соединений при сварке неплавящимся электродом в среде инертных газов кабельных оболочек из алюминиевых сплавов и прямошовных труб из стали 12Х18Н10Т и получить суммарный экономический эффект 100 000 рублей (в ценах 1984 г).

11. Разработанное ПО MKJSM И TSM используется на стадии технологической подготовки сварочного производства фирмами CIoss (Германия) и Fronius (Австрия), а также концерном Daimler-Chrysler AG (Германия-США) для проектирования технологии роботизированной им пульсно-дуговой сварки тонколистовых конструкций из алюминиевых сплавов. Разработанные модели и ПО используется в учебном процессе при подготовке и переподготовке специалистов сварочного производства.

ОСНОВНОЕСОДЕРЖАНИЕДИССЕРТАЦИИ ОПУБЛИКОВАНО В СЛЕДУЮЩИХ РАБОТАХ:

1. Ковалев И М, Рыбаков А. С, Искзков А. С, Ягодин И. С. Дуговая сварка кабельных оболочек в поперечном магнитном поле. Свар, пр-во. № 9,1977, С. 37-38.

2. Ковалев И. М, Рыбаков А С, Львов В. Н. и др. Аргонодуговая сварка труб из стали 12Х18Н10Т сжатой магнитоуправляемой дугой Автомат, сварка № 1,1978, С. 46-47.

3. А С. Рыбаков Повышение стабильности параметров дугового разряда при сварке труб из нержавеющей стали. В кн.: Управление сварочными процессами. Тула, ТПИ, 1980, С. 77-84.

4 Судник В А, Рыбаков А С Аргонод>говая сварка полым неплавящимся электродом с осевой подачей газа -Автомат сварка, 1981, № 10, С 72-73

5 Судник В А, Рыбаков А С Развитие процессов дуговой сварки полым электродом В кн Развитие электродуговой сварки и резки металлов в СССР Киев, Наукова Думка, 1982, С 147-153

6 Судник В А, Рыбаков А С Расчетно-экспериментальные модели движущейся дуги неплавяще-гося электрода в аргоне//Свар пр-во 1990 №11 С 34-36

7 Рыбаков А. С Автоматизированный синтез технологии дуговой сварки прямошовных труб "Математические методы САПР в сварочном производстве" Материалы семинара, Свердловск УПИ, 1990, С 68

9 Судник В А, Рыбаков А С Критерии и пределы упрощения теоретических компьютерных моделей аргонодуговой сварки тонколистовых соединений Компьютерные модели технологии сварки Тула,ТулПИ11990,С 76-85

10 W Sudnik, A Rybakov Calculation and experiment of a non-consumable electrode in argon Weling Int 1992, Vol 6, № 4, p 15-17

11 W Sudnik, A Rybakov, A. Nesterov KOMPOSIT Numensche Simulation der Nahtausbidung und Schweissbarkeit von faserstarkten Werkstoffen (B-Al-Kompositplatten) "Schweibtechnische Software", Dusseldorf, DVS-Verlag, 156,1993, s 138-139

12 Денисов В Н.Нестеров А Ф, Судник В А, Рыбаков А С Математическое модели формирования шва при аргонодуговой сварке стыковых соединений тонколистового волокнистого композиционного материала системы алюминий-бор Свар пр-во №11, 1994, С 14-17

13 Судник В А, Рыбаков А С Программное обеспечение для оптимизации проектирования ар-гонодуговой сварки композиционных материалов с металлической матрицей // Тез докл Всерос науч-техн конф "Компьютерные технологии в соединении материалов Тула ТулГУ, 1995, С 1314

14 Судник В А, Рыбаков А С Программное обеспечение для проектирования процессов аргоно-дуговой сварки на базе модели формирования шва "САПР и экспертные системы в сварке Изв Тул-ГТУ, 1995.С 31-38

15 V Sudnik, A. Rybakov, A Nesterov, V Denisov Mathematical modelling of weld formation in argon- arc welding butt joints m a thin sheet fibrous composite ofthe aluminium-boron system Welding Int, 1995 №9,p 23-26

16 Судник В А, Рыбаков А С Программное обеспечение для проектирования процессов аргоно-дуговой сварки на базе модели формирования шва. "САПР и экспертные системы в сварке Изв Тул-ГТУ Тула ТулГТУ, 1995, С 60-76

17 Судник В А, Рыбаков А С, Зайцев О И, Радаи Д Численная имитация импульсной двухдуговой сварки алюминиевого профиля Тез докл 2-ой Всерос науч -техн конф «Компьютерные технологии в соединении материаюв» Тула, 1998, С 3840

18 Судник В А, Рыбаков А С Проектирование аргонодуговой сварки на базе математических моделей формирования шва Прогрессивная техника и технология машиностроения, приборостроения и сварочного производства Труды междунар науч-технич конф посвященной 100-летию Киевского политех института Киев, 1998, С 298-303

19 Судник В А, Рыбаков А С.КураковС В Численное решение связной задачи полей температур и деформаций сварочной ванны при дуговой сварке Компьютерные техночогии в соединении материалов Известия Тульского государственного университета / Под ред В А Судника. Сб избранных научных трудов 2-ой Всерос научн-конф Тула ТулГУ, 1999, С 97-109

20 Судник В А, Рыбаков А С, Кураков С В Численная имитация МИГ-сварки стыковых швов из алюминиевых сплавов в связной постановке в разных пространственных положениях. Компьютерные технологии в соединении материалов Сб докл М МЭИ (ТУ), 2000, С 404408

21 W Sudnik, A. Rybakov, D Radaj, H Lurttke, R. Class Application software for simulation ofthe pulsed tandem GMA welding of aluminium alloys Computer Technology in Welding Int. Conf Kopengagen, 2000 Paper 21

22 Ерофеев В А., Иванов А. В , Протопопов А. А, Рыбаков А С САПР в сварке Учебное пособие, Тула, ТулГУ, 2001 77 с

23 W Sudnik, A Rybakow, D Radaj, H Luttke, R Class Simulation des MIG- Impulshcht-bogenschweissens von Aluminium Iegierungen Simulation der Fugetechniken Potentiale und Grenzen Beitrage zum DaimlerChrysler-Technologiekolloquiurn / Hrsg W Polman, D Radaj - Diisseldorf DVS-Verl,2001,s 101-107

24 W Sudnik, A Rybakov, D Radaj, H Lurttke, R. Class Simulation des MIG- Impu'shcht-bogenschweissens von Alummiumlegierungen 7-Int Aachener Schweisstechnik Kolloquium Aachen Shaker, 2001 s 431-446

25 Фролов В А, Шорников Ю В, Судник В А, Рыбаков А С Математическое моделирование процесса светолучевой сварки Свар пр-во, 2001, №3, С 7-10

26 Рыбаков А С, Зайцев О И, Судник В А Модель источника теплоты при имитации импульсной МИГ-сварки алюминиевых сплавов Компьтерные технологии в соединении материалов Сб избр научн трудов 3-ей Всерос научн-техн конф Тула ТулГУ, 2001, С 47-62

27 Рыбаков А С, Кураков С В, Судник В А Моделирование эффекта проплавления "пальцевидной" формы проплавления Сб избр научн трудов 3-ей Всерос научн -техн конф Тула ТулГУ, 2001, С 89-95

28 Рыбаков А С, Забиров А Ф Исследования процесса импульсной МИГ сварки алюминиевых сплавов //Тамже -С 133-137

29 Судник В А, Рыбаков А С, Зайцев О И, Кураков С В и др Моделирование и чисченная имитация импульсно-дуговой сварки алюминиевых сплавов Свар про-во, 2002, № 3, С 9-14

30 Sudnik V A., Rybakov A. S Kurakov S V, Zaitsev О I Modelling and numerically simulating pulsed-arc welding of aluminium alloys Welding Int 2002, vol 16, Ke 8, p 644-649

31 Рыбаков А С, Протопопов А. А, Зайцев О И Виртуальная экспериментальная установка для определения температуры и энтальпии электродных материалов Известия Тульского государственного университета 2002, Серия 2 Металчургия, экология, физика, С 224-228

32 U Dilthey, J Gollnick, О Mokrov, V Pavlyk, W Sudnik, A Rybakov, R. Class Simulation des MIG - ImpulslichtbogenschweiBens von Alummumlegierungen Roboter 2002, 12 u 13 Juni 02 Fellbach DVS Verlag, 2002

33 Рыбаков А С Физико-математическая модель импульсно-дуговой сварки алюминиевых сплавов Монография / Под общ. ред В А Судника, В А Фролова. - Тула ТулГУ, 2002,160 с

34 Рыбаков А С, Зайцев О И Модель испарения с поверхности капли при импульсно-дуговой сварке плавящимся электродом // «Технологическая системотехника» Избранные труды 1-ой межд электронной конф, Тула 2003, С 91-98

35 Рыбаков А С, Кураков С В Исследование импульсно-дуговой сварки стыковых швов из алюминиевых спчавов на базе физико-математической модели процесса//там же - С 82-91

36 Зайцев О И, Протопопов А А, Рыбаков А. С Компьютерная модель испарения с поверхности плавящегося электрода на основе алюминия Компьютерные технологии в соединении материа-лов//4-ая Всероссийская научно-техническая конференция (с международным участием) Сб тез докл -Тула ТулГУ,2003, С 95-96

37 Рыбаков А С, Забиров А Ф Перенос электродного металла при импучьсной МИГ - сварке //Тамже -С 97-98

38 Зайцев О И, Рыбаков А. С Потери тепла на испарение с поверхности плавящегося электрода. // Доклады Всероссийской научно-технической конференции Сб докл М «МАТИ»-РГТУ

им К Э Циолковского, 2003, С 264 - 268

а также в перечисленных ниже авторских свидетельствах на способы и устройства для дуговой сварки 546446, 567573,561640, 574250,616075,671959,761183,1281355

Изд. лиц. ЛР № 020300 от 12.02.97 . Подписано в печатъО/./О Оф Формат бумаги 60х84'/16. Бумага офсетная. Усл. печ. л.(2,2 . Уч.-изд. л. . Тираж 0 экз. Заказ 8Ы

Тульский государственный университет. 300600, г. Тула, пр. Ленина, 92.

Отпечатано в Издательстве ТулГУ 300600, г. Тула, ул. Болдина, 151.

№18848

РНБ Русский фонд

2005-4 15497

V

ПЕРЕЧЕНЬ УСЛОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИИ И АББРЕВИАТУР

ВВЕДЕНИЕ

Глава 1 СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ЗАДАЧИ РАБОТЫ

1.1 Сварка алюминиевых сплавов и коррозионно - стойких сталей

1.2 Импульсные источники питания

1.2.1 Типы модуляции импульсных источников питания

1.2.2 Математическое моделирование источника теплоты

1.2.2.1 Энергетические и тепловые процессы в импульсной дуге

1.2.2.2 Анодное и катодное падения напряжения

1.2.2.3 Столб дуги

1.2.2.4 Нагрев и плавление электродной проволоки. Температура и энтальпия капель

1.2.2.5 Эффективный КПД дуги

1.3 Моделирование формирования шва

1.3.1 Развитие теории тепловых процессов

1.3.2 Деформация поверхности ванны

1.3.3 Тепловое и силовое распределение дуги 56 Выводы по главе 1 65 Основные задачи работы

Глава 2 МОДЕЛИ ИСТОЧНИКОВ ТЕПЛОТЫ

2.1 Импульсная дуга с плавящимся электродом

2.1.1 Исходные параметры для моделирования

2.1.2 Схема замещения

2.1.3 Подмодель источника питания

2.1.3.1 Регулятор базового напряжения

2.1.3.2 Динамическая В АХ импульсной дуги

2.1.4 Подмодель электрической дуги 77 2.1.4.1 Анодное и катодное падения напряжения, столб дуги

2.1.5 Подмодель плавления электрода и отрыва капли

2.1.6 Алгоритм и численная реализация модели

2.1.7 Калибровка и верификация модели

2.1.8 Программное обеспечение

2.1.9 Параметрические исследования

2.2 Импульсная дуга с плавящимся электродом и дополнительной низкочастотной модуляцией параметров

2.2.1 Сущность процесса

2.2.2 Корректировка модели источника и интерфейса пользователя

2.2.3 Верификация модели

2.3 Импульсный тандем источник

2.3.1 Сущность процесса

2.3.2 Корректировка модели и программного обеспечения

2.3.3 Верификация модели 118 Выводы по главе

Глава 3 МОДЕЛИ ФОРМИРОВАНИЯ ШВА ПРИ ИМПУЛЬСНОЙ

СВАРКЕ ПЛАВЯЩИМСЯ ЭЛЕКТРОДОМ

3.1 Концепция построение физико-математических моделей процесса формирования шва в связной постановке

3.1.1 Модели теплопереноса

3.1.3 Распределение источника теплоты

3.2 Свойства материалов

3.3 Численные термические модели

3.4 Модель формирования поверхностей сварочной ванны

3.5 Калибровка и верификация модели формирования шва

3.6 Влияние нелинейностей теплофизических свойств и параметров режима сварки на форму и размеры шва

3.7 Влияние технологических особенностей сварки на форму и размеры шва 3.8 Оценка точности модели формирования шва

3.9 Программное обеспечение

Выводы по главе

Глава 4 УСОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ПРОЦЕССА СВАРКИ

НЕПЛАВЯЩИМСЯ ЭЛЕКТРОДОМ 243 4.1 Конструктивно-технологические мероприятия по повышению производительности дуговой сварки неплавящимся электродом в инертных газах

4.1.1 Катод с отогнутой рабочей частью

4.1.2 Дуга в магнитном поле

4.1.3 Полый составной катод

4.1.4 Технология двухдуговой сварки прямошовных труб из стали 12Х18Н10Т

Выводы по главе

Глава 5 ПРОЕКТИРОВАНИЕМ ПАРАМЕТРОВ РЕЖИМА РАБОТЫ

ИСТОЧНИКА ПИТАНИЯ ИМПУЛЬСНОЙ ДУГИ

5.1 Расчетно-экспериментальные модели оптимального

I сочетания параметров режима работы источника

5.2 Алгоритм и программная реализация

5.3 Примеры моделирования сварки тавровых соединений 303 Выводы по главе

Глава 6 ЭФФЕКТИВНОСТЬ И ПЕРСПЕКТИВЫ ПРИМЕНЕНИЯ

КОМПЬЮТЕРНЫХ МОДЕЛЕЙ

6.1 Импульсная сварка с дополнительной низкочастотной модуляцией параметров

6.1.1 Корректировка граничных условий модели теплопереноса

6.1.2 Корректировка алгоритма и программного обеспечения

6.1.3 Примеры моделирования

6.2 Импульсная тандем сварка

6.2.1 Корректировка математической модели формирования шва

6.2.2 Программное обеспечение и примеры моделирования

6.3 Виртуальная импульсная тандем сварка с дополнительной низкочастотной модуляцией параметров

6.3.1 Сущность процесса 318 jk 6.3.2 Импульсный тандем источник с дополнительной ' модуляцией параметров второй дуги и корректировка граничных условий

6.3.3 Примеры моделирования

6.4 Обратная задача поиска параметров импульсного источника для обеспечения заданных размеров шва

6.4.1 Постановка задачи

6.4.2 Выбор регулирующих параметров, алгоритм решения и расчет начальной величины скорости подачи проволоки

6.4.3 Разработка модуля корректировки скорости подачи проволоки

6.4.4 Программная реализация и примеры расчетов

6.5 Автоматизированное проектирование режимов сварки неплавящимся электродом в аргоне

6.5.1 Математическая постановка задачи

6.5.2 Оптимизация технологии двухдуговой сварки труб по критерию производительности

6.6 Экспериментальная установка для определения температуры и энтальпии капель электродных материалов

6.6.1 Разработка математической модели нагрева вылета проволоки

6.6.2 Численное решение

6.6.3 Модель испарения капли

6.6.4 Алгоритм и программная реализация

6.6.5 Верификация модели и программного обеспечения

6.6.6 Параметрические исследования 387 Выводы по главе 6 410 ЗАКЛЮЧЕНИЕ, ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ 413 СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ

ПЕРЕЧЕНЬ УСЛОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИЙ И АББРЕВИАТУР t/„CT - напряжение источника питания, В

L - индуктивность сварочного контура, Гн z/д, ы„с - напряжение на дуге, В

Е - градиент потенциала в столбе дуги, В/см ит - падение напряжения на аноде, В ыса, - падение напряжения на катоде, В i/COi - падение напряжения в столбе дуги, В

Z„c -длина дуги, см pt - удельное электросопротивление материала электродной проволоки, Ом-см

Aw - площадь сечения электродной проволоки, см

- ток дуги, А i(t) - мгновенное значение тока, А u(t) - мгновенное значение напряжения, В р - плотность материала проволоки г/см р Н - энтальпия, Дж/г

Н& - энтальпия капли, Дж/г i - энтальпия плавления, Дж/г

Яу - энтальпия испарения, Дж/г

Hisр - энтальпия испарения, Дж/г

2агс - полная мощность дуги, Вт

Qcfi - эффективная мощность дуги, Вт

2ап - мощность, выделенная на аноде, Вт

0са, - мощность, выделенная на катоде, Вт

2coi - мощность, выделенная в столбе дуги, Вт

77efr - эффективный КПД дуги, %

Я - коэффициент теплопроводности, Вт/(см град)

Xcff - коэффициент эффективной теплопроводности, Вт/(см-град)

Я, - средне-интегральное значение коэффициента теплопроводности, ВтДсмград) с - удельная теплоемкость, Дж/(г-град) cCff - удельная эффективная теплоемкость, Дж/(г-град) с, - средне-интегральное значение удельной теплоемкости, Дж/(г-град) Т - температура, °С ^ Т0 - температура окружающей среды или начальная температура, °С

T(x,y,z) - трехмерное поле температур, °С

Г| - температура ликвидус сплава, °С

Г, - температура солидус сплава, °С t, т -время, с р - время импульса, с гь - время паузы, с к - коэффициент конвективной составляющей а(Т) • поверхностное натяжение, мН/см • т0 - постоянная Стефана-Больцмана, ст0 = 5,76-10"12 Вт/см К к( - коэффициент сосредоточенности теплового потока дуги, смг, - тепловой радиус дуги, см qlm - максимальная плотность мощности, Вт/см ks - коэффициент сосредоточенности силового потока дуги, смрт - интегральное давление дуги, Па v - скорость сварки, см/с vw - скорость подачи проволоки, см/с л* vm - средняя скорость плавления электродной см/с проволоки, dw - диаметр электродной проволоки, см rw - радиус электродной проволоки, см zw - вылет электродной проволоки, см

F - частота, Гц

U0 - напряжение холостого хода источника питания, В

Up - импульсное напряжение, В

Ub - базовое напряжение, В

Um - среднее значение напряжения за период, В

C/efr —эффективный потенциал ионизации газовой смеси, В ь - базовый ток, А р - амплитудное значение импульсного тока, А т - среднее значение тока за период, А di/dtaр - скорость нарастания тока в начале импульса, А/с di/dtiown - скорость спадания тока в начале паузы, А/с s - толщина соединения, см

Ах, Ау, Az - шаги сетки по направлениям х, у, z соответственно см г - расстояние от центра источника теплоты до см рассматриваемой точки с координатами х, у bt - ширина шва, см

Ьъ - ширина проплавления, см

At - высота усиления шва сверху, см

Ьь - высота усиления шва снизу, см bsp - ширина зазора, см hw - глубина подреза, см е - глубина проплавления, см

2\ - катет углового шва на полке соединения, см

22 - катет углового шва на стенке соединения, см i4n/g,min - глубина кратера сварочной ванны, см £к - коэффициент конвективной составляющей

Оь(Т) - эффективный коэффициент теплоотдачи, Вт/(см2 град)

Оо(Т) - коэффициент конвективной теплоотдачи, Вт/(см2 град) с(Т) - коэффициент излучательной способности нагретой поверхности а - температуропроводность свариваемого материала, см2/с а - коэффициент полной поверхностной теплоотдачи, Вт/(см2 град) g - ускорение свободного падения, см/с

Индексы: i,j, к — для массивов, к — конвективный, s — солидус и силовой, / — ликвидус, t — тепловой.

АББРЕВИАТУРЫ:

ФММ — физико-математическая модель, ММ — математическая мо дель, ВЭ — вычислительный эксперимент, ПО — программное обеспе чение;

КПД - коэффициент полезного действия;

МИГ - сварка плавящимся электродом в инертных гагах;

ПСК - полый составной катод, ПР - промышленные роботы.

Основной задачей, решаемой при проектировании технологии сборки и сварки, является обеспечение стабильности качества выпускаемой продукции. При проектировании сварной конструкции ответственного назначения показатели качества обычно показываются на чертежах в виде прямых указаний отсутствия внешних (непроваров, прожогов, подрезов, наплывов и т. д.) и внутренних дефектов (кристаллизационных трещин, пор, несплошностей и т. д.), структуры, уровня механических свойств и химического состава наплавленного и проплавленного металла, остаточных деформаций, формы и размеров поперечного сечения шва и т. д. Показатели качества являются исходными данными при проектировании технологии сварки и налагают жесткие требования при выборе способа сварки, сварочных материалов и параметров режима сварки.

Одним из главных этапов разработки технологического процесса, от которого зависит стабильность качества сварной конструкции, является проектирование параметров режима сварки и размеров шва. Определенные по справочной литературе или по приближенным методикам, они требуют экспериментального уточнения. Здесь же на этой стадии определяется соответствие показателей качества полученных опытных соединений заданным характеристикам. В случае несоответствия, уточняются режимы сварки, сварочные материалы и т. д. Рост затрат на обеспечение качества при освоении технологии сварки новых изделий связан с низким уровнем экспериментальной отработки процесса и эмпиризмом их анализа. Системы обеспечения качества сварки, основанные на эмпирических производственных знаниях, особенно малоэффективны в условиях мелкосерийного и единичного производства, в которых изготавливаются наиболее ответственные конструкции.

Современный этап развития сварочных технологий характеризуется все большим применением сложных наукоемких процессов, к каким относится, например, роботизированная импульсно-дуговая сварка тонкостенных конструкций из алюминиевых сплавов плавящимся электродом на основе современных инверторных источников питания дуги с микропроцессорным управлением, а также высокоавтоматизированное производство тонкостенных кабельных оболочек из алюминиевых сплавов и прямошовных труб из коррозионно-стойких сталей и которые при освоении и отработке технологии требуют еще более значительных материальных и трудовых затрат.

Несмотря на высокий уровень развития теплофизики сварки и успехи в области разработки ММ формирования шва их анализ показывает, что они представляют зачастую чисто академический интерес и не могут быть использованы на практике в инженерной подготовке сварочного производства. Поэтому назрела необходимость разработки концепции1 построения ФММ формирования шва и создания на ее основе комплекса ММ и ПО, являющихся компьютерными прообраt зами сварочных процессов и установок, для проектирования технологии дуговой сварки плавящимся и неплавящимся электродами.

Создание таких систем возможно только на базе теоретических решений, оформленных в виде физико-математических моделей, являющихся прообразом реальной сварочной технологии и установки и учитывающих все основные технологические параметры процесса, например, положение свариваемого соединения в пространстве, наклоны сварочной горелки, зазор в стыке и т. д. Вторым, не мало важ

1 Концепция - система связанных между собой и вытекающих один из другого взглядов на то или иное явление. Большой толковый словарь русского языка. / Сост. и гл. ред. С. А. Кузнецов. - СПб: «Норинт», 1998.- 1536 с. ным требованием к таким системам, является обеспечение приемлемого времени для инженерных расчетов.

В высокоавтоматизированных производствах прямошовных электросварных труб из коррозионно-стойких сталей и оболочек из алюминиевых сплавов, основанные на вводе тепла дуги неплавящего-ся электрода в инертных, увеличение производительности и качества ограничено резким повышением количества дефектов шва с ростом тока и скорости сварки. Что требует разработки новых более эффективных схем ввода тепла сварочной дуги и повышения ее пространственной устойчивости.

К моменту постановки цели работы основные положения теории о механизме формирования сварочной ванны, шва и его физических дефектов типа подреза прожога и несплавления при сварке тонкостенных конструкций были достаточно проработаны. Накоплен опыт по разработке методик и численных моделей для имитации формирования шва при сварке стальных конструкций на постоянном токе. Модели позволяют оценивать и прогнозировать такие дефекты, как подрез и прожог. В литературе опубликованы первые подходы к созданию численных моделей формирования шва при сварке импульсной t дугой стальных конструкций. Однако модели и ПО для моделирования формирования шва при импульсно-дуговой сварке конструкций из алюминиевых сплавов отсутствуют.

Решение поставленных задач производилась с учетом допущений, соответствующим современным физическим представлениям о явлениях теплопереноса и гидромеханики течения расплава в сварочной ванне, а также электрических и энергетических процессов, происходящих в сварочном контуре (источник питания - дуга), с использованием аппарата математической физики процесса, численных методов решения на ЭВМ нелинейных задач в связной постановке (метод конечных разностей, интегро-интерполяционный метод численного интегрирования на ортогональных сетках, схемы прогонки и т. д.).

Достоверность расчетных данных моделирования проверялась сравнением с экспериментальными макрошлифами продольных и поперечных сечений швов, осциллограмм изменения тока и напряжения, а также с данными видеосъемки процесса переноса электродного металла через дуговой промежуток.

Сварка натурных образцов производилась на сварочном оборудовании фирмы Cloos в комплекте с промышленным роботом фирмы ABB типа «IRB 2400» и импульсным инверторным источником питания типа «QUINTO 503 РгоП»фирмы Cloos. Проводилось также синхронное осциллографирование процесса.

Эксперименты по регистрации переноса электродного металла проводились в лаборатории института сварочных технологий ISF при Рейнско-Вестфальской высшей технической школе RWTH (г. Ахен, Германия). Процесс сварки фиксировался с помощью высокоскоростной цифровой видеокамеры.

Исследования дуги неплавящегося электрода в среде инертных газов, сварка и отработка технологии проводились в исследовательской лаборатории 1улГУ (ТулПИ) и Московского трубного завода.

Измерения основных теплофизических свойств свариваемых материалов и электродных проволок проводились в лаборатории теп-лофизического анализа металлических материалов ВИАМ.

На основе комплексных теоретических и экспериментальных исследований автор защищает следующие научные положения:

1. Разработаны концептуальные основы построения моделей процессов и установок дуговой сварки металлических конструкций в среде инертных газов плавящимся и неплавящимся электродами, базирующиеся на необходимости учета неоднородности среды, нели

1. Разработаны концептуальные основы построения моделей процессов и установок дуговой сварки металлических конструкций в среде инертных газов плавящимся и неплавящимся электродами, базирующиеся на необходимости учета неоднородности среды, нелинейности, системности и взаимосвязанности физических явлений, технологических условий сварки (зазора, наклонов стыка и горелки и т. д.), установленных математическим моделированием и проверенных натурными опытами.

2. Впервые разработана нелинейная трехмерная математическая модель формирования шва, в которой учтены коррекция во времени температурного поля в зоне сварки, эффективного КПД процесса, формы и размеров сварочной ванны и шва за счет учета в модели явлений взаимодействия образующегося кратера с плазмой столба дуги, поступления объема и теплоты наплавленного металла, а также теплообмена его поверхности с окружающей средой. Модель позволяет прогнозировать параметры режима, размеры и форму шва при им-пульсно-дуговой сварке плавящимся электродом и аргонодуговой сварке неплавящимся электродом тонколистовых конструкций из алюминиевых сплавов и коррозионно-стойких сталей.

Модель отслеживает изменение более 30 исходных параметров, включая тип соединения, положение сварки, наклоны стыка и сварочной горелки, технологический зазор, а также учитывает условия роботизированной сварки и рассчитывает размеры шва с погрешностью не более 7. 10%.

3. Предложена модель объемного источника капель, форма, размеры и положение которого изменяются в процессе развития сварочной ванны в зависимости от толщины жидкой прослойки под дугой. Модель объемного источника капель позволяет воспроизводить «пальцевидную» форму проплавления.

Предложены зависимости напряженности столба дуги, базового напряжения и скорости плавления электродных проволок из алюминиевых сплавов от тока, ее диаметра и химического состава, а также вида защитного газа.

Показано, что с увеличением скорости подачи проволоки возрастает полная, эффективная мощность и эффективный КПД дуги, а ее длина и мощность, выделяемая в столбе дуги, уменьшаются. Увеличение частоты, базового тока, импульсного напряжения и времени импульса практически одинаково приводит к уменьшению эффективного КПД дуги.

Установлено, что увеличение частоты, импульсного напряжения, времени импульса и базового тока приводит к уменьшению размеров проплавления из-за увеличения длины и снижения эффективного КПД дуги. Показано, что алюминиевые сплавы обладают высокой чувствительностью к отклонению эффективной мощности дуги и смещению сварочной горелки с оси стыка. Эти обстоятельства накладывают повышенные требования по стабильности выходных характеристик источника питания и механизма позиционирования сварочной горелки.

Показана возможность проектирования параметров импульса, обеспечивающих оптимальный перенос электродного металла в режиме «одна капля за импульс».

4. На основе теоретических и экспериментальных исследований дуги с вольфрамовым катодом прямой полярности:

• предложен экспериментально-расчетный метод определения эффективного КПД и коэффициента сосредоточенности от тока, скорости сварки и длины дуги, базирующийся на измерении и математическом моделировании термического цикла сварки;

• установлено, что с увеличением мощности аргоновой дуги эффективный КПД линейно снижается, а коэффициент сосредоточенности при токах выше 150 А возрастает;

• показано, что диаметр катодного пятна дуги в аргоне пропорционален корню квадратному из тока, а изменение формы рабочей части катода в сочетании с воздействие суперпозиции постоянного и переменного поперечных магнитных полей на дугу позволяет повысить ее пространственную устойчивость и эффективно бороться с подрезооб-разованием при высокоскоростной сварке кабельных оболочек из алюминиевых сплавов и прямошовных труб из коррозионно-стойких сталей.

4. Впервые разработана нелинейная нестационарная модель экспериментальной установки для исследования теплофизических закономерностей формирования капли в течение импульса тока. Показана возможность расчетным путем получить зависимости энтальпии образующихся капель электродных материалов от тока, диаметра и химического состава проволоки, а также вида защитного газа.

Установлено, что повышение содержания легкокипящих элементов в электродной проволоке и частоты импульсов снижает температуру и энтальпию образующихся капель, а изменения базового тока и времени импульса практически не оказывают влияния. Уменьшение диаметра проволоки способствует возрастанию энтальпии капель, а увеличение импульсного напряжения - ее незначительному уменьшению.

На основе выполненных исследований предложены новые автоматизированные методы компьютерного проектирования параметров режима сварки и размеров шва, апробированные при решении следующих практических технологических задач:

• импульсно-дуговой сварки плавящимся электродом;

• импульсно-дуговой сварки плавящимся электродом с дополнительной низкочастотной модуляцией параметров;

• высокоскоростной импульсной тандем сварки плавящимся электродом;

• однодуговой сварки неплавящимся электродом в аргоне;

• оптимизации двухдуговой сварки неплавящимся электродом в аргоне прямошовных труб из стали 12Х18Н10Т по критерию производительности; а также для определения:

• взаимосвязей параметров импульса, обеспечивающих оптимальный перенос электродного металла в режиме «одна капля за импульс»;

• рабочих областей существования углового шва таврового соединения в координатах азм — v;

• оптимальных параметров однодуговой импульсной сварки плавящимся электродом, обеспечивающих заданный размер (<ззад) углового шва таврового соединения (решение обратных задач);

• а также для поисковых исследований, например, разработки и t изучения технологических возможностей виртуальной высокоскоростной импульсной тандем сварки плавящимся электродом с дополнительной низкочастотной модуляцией параметров второй дуги, а также в области совместных исследований светолучевой сварки тонколистовых металлических конструкций (МАТИ — РГТУ им. К. Э. Циолковского) и аргонодуговой сварки композиционных материалов системы А1-В (НПО «Композит», Москва).

На основе новых схем ввода тепла дуги с вольфрамовым катодом и воздействия магнитных полей на дугу разработаны технологии одно- и двухдуговой сварки труб из коррозионно — стойких сталей и кабельных оболочек из алюминиевых сплавов.

Использование разработанных программного обеспечения и новых технологий позволило:

• за счет внедрения технологий и разработанного оборудования основанных на новых схемах введения тепла дуги, новых форм вольфрамового катода в комбинации с воздействием на дугу и сварочную ванну магнитных полей при сварке кабельных оболочек из алюминиевых сплавов и прямошовных труб из коррозионно-стойких сталей получить на Куйбышевском заводе кабелей связи и Московском трубном заводе суммарный экономический эффект порядка 100 ООО рублей (в ценах 1984 г.);

• использовать ПО MIGSIM и TSIM, доведенные до инженерного уровня, на стадии технологической подготовки производства фирмами Closs (Германия) и Fronius (Австрия), а также концерном Daimler-Chrysler AG (Германия-США).

Материалы работы доложены на 15 всесоюзных и всероссийских конференциях; 7 международных конференциях: "Сварочное программное обеспечение", Dusseldorf (Германия), 1993; 100-тие Киевского политехнического института. Киев (Украина), 1998; Компьютерные технологии в сварке. Copenhagen (Дания), 2000; Вклад в DaimlerChrysler-Технологический коллоквиум, Dusseldorf (Германия), 2001; 7-Int., Сварочная техника Ахена. Коллоквиум. Aachen (Германия), 2001; Роботы 2002, 2002, Fellbach (Германия), 1-ая международная электронная конференция "Технологическая системотехника", Тула (Россия), 2002.

По теме диссертации опубликовано 46 работ в том числе - учебное пособие, монография и получено 8 авторских свидетельств на изобретения. Полученные в работе теоретические положения и результаты вносят значительный вклад в развитие перспективного для сварочной науки и техники направления - автоматизированного проектирования на ЭВМ параметров режима и размеров шва при дуговой сварки плавящимся и неплавящимся электродами для снижения затрат на этапе конструкторско-технологической подготовки сварочного производства.

Кроме того, создание компьютерных прообразов сварочных процессов и установок делает реальным использование их в процессе подготовки высококвалифицированных специалистов в высших и средних учебных заведениях России.

Большое значение для выполнения работы имели творческие дискуссии, полезные советы и замечания специалистов кафедры технологии сварочного производства РГТУ «МАТИ» им. К.Э. Циолковского (Н. С. Пронина, Е. А. Мачнева и др.), а также помощь коллег по работе Протопопова А. А., Ерофеева В. А., Зайцева О. И., Курако-ва С. В., Забирова А. Ф. и др. за что автор выражает им свою глубокую благодарность.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ, ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ

Для дальнейшего развития перспективного для сварочной науки и техники направления компьютерного проектирования параметров режима сварки и размеров шва, поиска путей его обеспечения на этапе проектирования технологии роботизированной импульсно — дуговой сварки плавящимся электродом тонколистовых конструкций и автоматической сварки неплавящимся электродом тонкостенных оболочковых конструкций и труб выполнен комплекс теоретических исследований на базе численного математического моделирования на ЭВМ.

Получены новые теоретические положения, выводы и результаты:

1. Разработаны концептуальные основы построения моделей процессов и установок дуговой сварки металлических конструкций в среде инертных газов плавящимся и неплавящимся электродами, базирующиеся на необходимости учета неоднородности среды, нелинейности, системности и взаимосвязанности физических явлений, технологических условий сварки (зазора, наклонов стыка и горелки и т. д.), установленных математическим моделированием и проверенных натурными опытами.

2. Впервые разработана нелинейная модель источника тепла для моделирования импульсно-дуговой сварки электродами — проволоками из алюминиевых сплавов.

Предложены зависимости напряженности столба дуги, базового напряжения и скорости плавления электродных проволок из алюминиевых сплавов от тока, диаметра проволоки и ее химического состава, а также вида защитного газа.

Показано, что с увеличением скорости подачи проволоки возрастает полная, эффективная мощность и эффективный КПД дуги, а ее длина и мощность, 'выделяемая в столбе дуги, уменьшаются. Увеличение частоты, базового тока, импульсного напряжения и времени импульса практически одинаково приводит к уменьшению эффективного КПД дуги.

Показана возможность проектирования параметров импульса, обеспечивающих оптимальный перенос электродного металла в режиме «одна капля за импульс».

3. Впервые разработана нелинейная трехмерная математическая модель формирования шва, в которой учтены коррекция во времени температурного поля в зоне сварки, эффективного КПД процесса, формы и размеров сварочной ванны и шва за счет учета в модели явлений взаимодействия образующегося кратера с плазмой столба дуги, поступления объема и теплоты наплавленного металла, а также теплообмена его поверхности с окружающей средой.

Модель позволяет прогнозировать параметры режима, размеры и форму шва при импульсно-дуговой сварке плавящимся электродом и аргонодуговой сварке неплавящимся электродом тонколистовых конструкций из алюминиевых сплавов и коррозионно-стойких сталей.

Модель отслеживает изменение более 30 исходных параметров, включая тип соединения, положение сварки, наклоны стыка и сварочной горелки, технологический зазор, а также учитывает условия роботизированной сварки и рассчитывает размеры шва с погрешностью не более 7. 10%.

Предложена модель объемного источника капель, форма, размеры и положение которого изменяются в процессе развития сварочной ванны в зависимости от толщины жидкой прослойки под дугой. Модель объемного источника капель позволяет воспроизводить «пальцевидную» форму проплавления.

Установлено, что увеличение частоты, импульсного напряжения, времени импульса и базового тока приводит к уменьшению размеров проплавления из-за увеличения длины и снижения эффективного КПД дуги. Показано, что алюминиевые сплавы обладают высокой чувствительностью к отклонению эффективной мощности дуги и смещению сварочной горелки с оси стыка. Эти обстоятельства накладывают повышенные требования по стабильности выходных характеристик источника питания и механизма позиционирования сварочной горелки.

4. На основе теоретических и экспериментальных исследований дуги с вольфрамовым катодом прямой полярности предложен экспериментально-расчетный метод определения эффективного КПД и коэффициента сосредоточенности от тока, скорости сварки и длины дуги, базирующийся на измерении и математическом моделировании термического цикла сварки.

Установлено, что с увеличением мощности аргоновой дуги эффективный КПД линейно снижается, а коэффициент сосредоточенности при токах выше 150 А возрастает.

Показано, что диаметр катодного пятна дуги в аргоне пропорционален корню квадратному из тока, а изменение формы рабочей части катода в сочетании с воздействие суперпозиции постоянного и переменного поперечных магнитных полей на дугу позволяет повысить ее пространственную устойчивость и эффективно бороться с подрезообразованием при высокоскоростной сварке кабельных оболочек из алюминиевых сплавов и прямошовных труб из коррозионно-стойких сталей.

5. Впервые разработана нелинейная нестационарная модель экспериментальной установки для исследования теплофизических закономерностей формирования капли в течение импульса тока. Показана возможность расчетным путем получить зависимости энтальпии образующихся капель электродных материалов от тока, диаметра и химического состава проволоки, а также вида защитного газа.

Установлено, что повышение содержания легкокипящих элементов в электродной проволоке и частоты импульсов снижает температуру и энтальпию образующихся капель, а изменения базового тока и времени импульса практически не оказывают влияния. Уменьшение диаметра проволоки способствует возрастанию энтальпии капель, а увеличение импульсного напряжения - ее незначительному уменьшению.

6. На основе разработанной концепции построения моделей формирования шва предложены новые автоматизированные методы компьютерного проектирования параметров режима сварки и размеров шва при сварке плавящимся и неплавящимся электродами, апробированные при решении следующих практических технологических задач:

• импульсно-дуговой сварки плавящимся электродом;

• импульсно-дуговой сварки плавящимся электродом с дополнительной низкочастотной модуляцией параметров;

• высокоскоростной импульсной тандем сварки плавящимся электродом;

• однодуговой сварки неплавящимся электродом в аргоне;

• оптимизации двухдуговой сварки неплавящимся электродом в аргоне прямошовных труб из стали 12Х18Н10Т по критерию производительности; а также для определения:

• взаимосвязей параметров импульса, обеспечивающих оптимальный перенос электродного металла в режиме «одна капля за импульс»; t

• рабочих областей существования углового шва таврового соединения в координатах азад — v;

• оптимальных параметров однодуговой импульсной сварки плавящимся электродом, обеспечивающих заданный размер (язад) углового шва таврового соединения (решение обратных задач);

• а также поисковых исследований, например, разработки и изучения технологических возможностей виртуальной высокоскоростной импульсной тандем сварки плавящимся электродом с дополнительной низкочастотной модуляцией параметров второй дуги.

Материалы работы доложены на 15 всесоюзных и всероссийских конференциях; 7 международных конференциях: "Сварочное программное обеспечение", Dusseldorf (Германия), 1993; 100-тие Киевского политехнического института. Киев (Украина), 1998; Компьютерные технологии в сварке. Copenhagen (Дания), 2000; Технологический коллоквиум концерна DaimlerChrysler «Имитация техники соединения-потенциалы и границы», Штутгарт, 19-20 марта 2001; 7 межд. ахенская сварочная конференция «Высокопроизводительные способы сварки» Ахен, 3-4 мая 2001; Роботы 2002, 2002, Fellbach (Германия), 1-ая международная электронная конференция "Технологическая системотехника", Тула (Россия), 2002, а также на научно-технических семинарах г. Москвы и ТулГУ (2003).

Использование разработанных технологий и программного обеспечения позволило:

• за счет внедрения технологий и разработанного оборудования, основанных на новых схемах введения тепла дуги, новых форм катода в комбинации с воздействием на дугу и сварочную ванну магнитных полей при сварке прямошовных труб из стали 12Х18Н10Т и кабельных оболочек неплавящимся электродом на Куйбышевском заводе кабелей связи и Московском трубном заводе получить суммарный экономический эффект порядка 100 000 рублей (в ценах 1984 г); использовать их при совместном исследовании процессов арго-нодуговой сварки композиционных материалов системы А1-В (НПО «Композит», Москва [197, 301, 302]), светолучевой сварки тонколистовых стальных конструкций («МАТИ» - Российский государственный технологический университет им. К. Э. Циолковского) [195, 198].

• использовать ПО MIGSIM и TSIM, доведенные до инженерного уровня, на стадии технологической подготовки производства фирмами Closs (Германия) и Fronius (Австрия), а также концерном Daimler

Chrysler AG (Германия-США). Разработанное ПО используется в учебном процессе при подготовке и переподготовке специалистов сварочного производства.

По теме диссертации опубликовано 46 работ, в том числе учебное пособие, монография и получено 8 авторских свидетельств на изобретения.

Созданные ММ и алгоритмы ВЭ перспективны в связи с развитием автоматизированных и экспертных систем проектирования и производства и контроля качества.

1. Н. Hackl. Twin POWER High-speed GMA welding with two wire electrodes. IIW SEMINAR: "Trends in Welding of Lightweight Automotive and Railroad Vehicles", February 26-28,1997, S. 136- 145.

2. Firmenschrift der Fa. Carl Cloos SchweiBtechnik GmbH, MIG / MAG HochgeschwindigkeitsschweiBen mit TANDEM Technik, 1996.

3. Firmenschrift der Fa. Carl Cloos SchweiBtechnik GmbH, MIG / MAG HochgeschwindigkeitsschweiBen mit TANDEM Technik, 1996.

4. R. Knoch, A. Netwig. W.E. Schneller MAG-SchweiBen mit mehreren Drahtelektroden. DVS-Bfer. Bd. 162. S. 77-81.

5. R. Knoch. MAG-DoppeldrahtschweiBen. Jahrbuch "SchweiBen '96". S. 119 125.

6. H. Hackl. T.I.M.E. Twin A Novel Double Wire Process for Joining Aluminium. IIW-XII- 1439-96.

7. Lahnsteiner R. T.I.M.E.-TWIN das Hochleistungs-MAG-SchweiBen mit zwei Drahtelektroden. DVS-Ber. Bd. 162. S. 82/84 9. DVS Merkblatt Entwurf 0909.

8. MIG-Schweissen von Aluminium Werkstoffe, Schweissparameter. Merkblatt DVS 0933, 1991.

9. A. c. 238046 СССР, МКИ3 В 23 К 9/08. Способ многоэлектродной сварки / Алексеев Ю.Е., Темкин Б.Я., Зворово Я.П. и др. Опубл. 20.11.69, Бюл. № 9.

10. А. с. 437581 СССР, МКИ3 В 23 К 9/16. Способ сварки плавлением несколькими последовательно расположенными электродами / Г. А. Славин, Е. А. Столп-нер, В. К. Шмелев и др. Опубл. 30.07.74, Бюл. № 28.

11. Мандельберг С.П. и др. Воздействие вспомогательной дуги на формирование швов / Мандельберг С.П., Сидоренко Б.Г., Рыбаков А.А. // Автомат, сварка -1980.-№2. С. 47-48.

12. SchweiBen mit WIGB Mehrkatodenbrenner. Donath Volkmar. „YIS-Mit", 1982, 24, № 6,674 678.

13. Заявка 56-111576, МКИ3 В 23 К 9/09. K.K. Хитачи сейсакусе / Никамэ Ма-саясу, Асида Эйдзи, Тагути Фумио, Окура Кэй (Япония). № 55-12480; Заявлено 06.02.80; Опубл. 03.09.81.

14. Заявка 56-154283, МКИ3 В 23 К 9/00. Синнипон сэйтэцу к.к. / Какимомо Норитаро, Китамура Масаеси (Япония). № 55-57794; Заявлено 02.05.80; Опубл. 28.11.81.

15. Reduction of arc Blow in multi-electrode Welding Breed Nixon B. Alcan Research and Development LTD. Pat. 1106453, Canada.

16. Патон Б.Е. и др. Некоторые особенности формирования швов при сварке с повышенной скоростью / Патон Б.Е., Мандельберг С.П., Сидоренко Б.Г. // Автомат. сварка 1971. - № 8. С. 1 - 6.

17. Заявка 56-121881, МКИ3 В 23 К 9/16. Способ сварки неплавящимся электродом в инертном газе: К.К. Хитачи сейсакусе / Сенда Косаку, Масида Хиромид-зу, Огура Кэй, Накамэ Масаюки (Япония). N° 56-5044; Заявлено 19.01.81; Опубл. 29.07.82.

18. Судник В.А., Рыбаков А.С. Расчетно-экспериментальные модели движущейся дуги неплавящегося электрода в аргоне // Свар. пр-во,1990, № 11 С. 34 36.

19. Судник В.А., Рыбаков А.С. Программное обеспечение для проектирования процессов аргонодуговой сварки на базе модели формирования шва.// "САПР и экспертные системы в сварке. Изв. ТулГУ. Тула: ТулГУ, 1995, С. 31 38.

20. Судник В.А., Иванов А.В. Математическая модель источника теплоты при дуговой сварке плавящимся электродом в смеси защитных газов. Часть первая. Нормальный процесс. // Свар. пр-во,1998, № 9 С. 3 9.

21. Судник В.А., Иванов А.В., Дилтей У. Математическая модель источника теплоты при дуговой сварке плавящимся электродом в смеси защитных газов. Часть 11. Импульсный процесс. // Сварочное производство, 2000, № 9 С. 9 15.

22. Оборудование для дуговой сварки / Под ред. В.В. Смирнова. JL: Энерго-атомиздат, 1986. 656 c.i

23. Рабкин Д.М. Энергетическое исследование при электродных областей мощной сварочной дуги //Автоматическая сварка, 1951. №2.

24. Ando К., Nichiguchi К. Relation between the temperature of molten drop and wire extension, and heat conductivity. Faculty of engineering, Osaka University. Ya-mada-kami, Suta-shi, Osaka-fu, Japan. 1969. P. 1 9.

25. Kiyohara M., Yamomoto H.Y., Harada S. Melting characteristics of a wire electrode in the MIG-Welding of aluminium. Arc Physics and weld pool behaviour, London, 1979, Paper 26, P. 165 175.

26. Lesnewich A. Control of melting rate and metal transfer in gas-shielded metal arc welding, Part 2. Control of metal transfer. Welding Journal 37, № 9, 1958, 418 s -425 s.

27. Коринец И.Ф. Математическая модель плавления электродной проволоки при дуговой сварке // Автоматическая сварка. 1995. № 10 С. 39 43.

28. Кесаев И.Г. Катодные процессы электрической дуги. М.: Наука, 1962,224 с.

29. Граков В.Е. Катодное падение дуги на чистом металле // Журнал физики. Техническая физика, 1967. № 12. С. 286 292.

30. Ленивкин В.А., Дюргеров Н.Г., Сагиров Х.Н. Технологические свойства дуги в защитных газах. М.: Машиностроение, 1989, - 254 с.

31. Вологдин В.П. Исследование скорости плавления электродов при сварке металлической вольтовой дугой. Вестник дальневосточного отделения Академии наук СССР. 1932. С. 1-4.

32. Н.Н. Рыкалин. Расчеты тепловых процессов при сварке. М.: Машгиз. 1951. 296 с.

33. Патон Б.Е. Исследование процесса нагрева электрода при автоматической сварке под флюсом. Труды ин-та электросварки им. Е.О. Патона 1948, №3; 1949, №4.

34. Ерохин А.А. Кинетика металлургических процессов дуговой сварки. М.: Машиностроение, 1964. 256 с.

35. Мазель А.Г. Технологические свойства электросварочной дуги. М.: Машиностроение, 1969.178 с.

36. Походня И.К. Газы в сварных швах. М.: Машиностроение, 1972.256 с.

37. Варуха Е.Н., Ленивкин В.А. Зависимость критического тока при сварке в аргоне от параметров процесса. // Свар, пр-во. -1987 № 9, С. 36 - 37.

38. Походня И.К. Суптель A.M. Шлепаков В.Н. Сварка порошковой проволокой. Киев: Наукова думка, 1972,223 с.

39. Лапчинский В.Ф., Потапьевский А.Г., Бучинский В.И. Плавление электрода при импульсно-дуговой сварке / Автомат, сварка, 1968, №9, С 6 — 8.

40. Allum C.J. Metal transfer in arc welding as a varicose instability: I. Varicose instability in a current-carrying liquid cylinder with surface charge // J. Phys. D: Appl. Phys., 1985. №18. P. 1431 1446.

41. Гетманец C.M., Духно B.M., Машин B.C. Устройство для измерения теплосодержания электродных капель. Автомат, сварка, № 4,1986, С. 72 74.

42. Killing R. Giinstige Strom-/Spannungsbereiche beim MIG-/MAG-Impulslicht-bogenschweiGen von Stahl und Aluminium unter verschiedenen Schutzgasen. DVS Be-richt, 1991. № 131. S. 15-21.

43. Ищенко А.Я., Машин B.C., Довбищенко И.В. и др. Средняя температура электродных капель при сварке алюминиевых сплавов в инертных газах. Автомат, сварка, № 1, 1994, С. 48 49.

44. Лесков. Г.И. Электрическая сварочная дуга. М. Машиностроение, 1970, 335 с.

45. Рыкалин Н.Н. Распределение температуры в элементах конструкций при сварке. Автогенное дело, 1938. № 5. - С. 7 - 9.

46. Амосов С.И. О некоторых задачах теплопроводности, связанных с электросваркой. Изв. Ленингр. инструм. ин-тута. — 1937. 24 с.

47. Хренов К.К. Нагрев металла при точечной контактной сварке // Юбилйн. сб. ИЭС АН УССР. Киев, 1937.

48. Naka Т. Temperature Distribution During Welding. // J. Jap. Weld. Soc. 1941, 11. № l.P.4-6.

49. Naka Т., Masubuchi K. Temperature Distribution of Welding Plates // J. Jap. Weld. Soc. 1946, 16. № 12. P. 281-290, 347 - 378.

50. Процессы плавления основного металла при сварке / Под ред. Рыкалина Н.Н. М.: Изд-во АН СССР, 1960. - 167 с.

51. Махненко В.И. К расчету температурного поля при электродуговой наплавке круговых цилиндров. Автомат, сварка, 1961. № 12. С. 34 39.

52. Гатовский К.М., Черноглаз Ф.А., Свар, пр-во, 1964. № 12.

53. Рыкалин Н.Н., Углов А.А., Анищенко J1.M. Высокотемпературные технологические процессы: Теплофизические процессы. М.: Наука, 1986. 172 с.

54. Махненко В.И. Расчетные методы исследования кинетики сварочных напряжений и деформаций. Киев: Наукова думка, 1976. — 320 с.

55. Т. Eagart, N. Tsai. Temperature fields produced by traveling distribution heat sources // Weld, J., 1983, 62. № 12. - P. 346 - 355.

56. R. Tanbakuchi. Metal Temperatures During Ars Welding / Thes., Univ. Wisconsin, 1967.

57. V. Pavelic. Temperature histories in a thin steel plate welded with tungsten inert process / Ph. D. Thes., Univ. Wise. 1968.

58. Experimental and computed temperature histories in GTA welding of thin plates / V. Pavelic, R. Tanbakuchi, O. Uyhara, P. Meyers // Weld. J. 1969. № 7. P. 295 - 305.

59. Оценка тепловых процессов вблизи движущейся сварочной ванны / Махненко В.И., Петун JI.A., Прилуцкий В.П. и др. // Автомат, сварка. 1989. - № 11.-С. 1 - 6.

60. Прохоров Н.Н. Распределение температуры у поверхности сварочной ванны // ФиХОМ. 1968. - № 3. - С. 23 - 32.

61. О. Westby. Temperature distribution in the workplace by welding / Rept. Technical Univ. Norway. -1968.

62. Углов A.A., Иванов B.B., Тужиков А.И. Расчет температурного поля движущихся источников тепла с учетом температурной зависимости коэффициентов // ФиХОМ 1980. - № 4. — С. 7 - 11.

63. Коновалов А.П. К расчету численным методом температурных полей при сварке // Мет. конструкции. JI. — 1983. — С. 80 86.

64. Судник В.А. Прогнозирование качества сварных соединений на основе численных моделей формирования шва при сварке плавлением тонкостенных конструкций //Дис. д-ра техн. наук. ЛенГТУ. 1991. 348 с.

65. Ерофеев В.А., Иванов А.В., Протопопов А.А., Рыбаков А.С. САПР в сварке. Учебное пособие, Тула, ТулГУ, 2001. 77 с.

66. Фиалко Н.М., Шеренковская Г.П. Влияние температурной зависимости те-плофизических характеристик на тепловое состояние изделий при сварке // Тепло-и массообменные процессы. Киев, 1986. С. 108 -114.

67. Судник В.А. Физико-математические модели процессов кристаллизации сварных швов. Обзор //Автомат, сварка. 1984. - № 2. — С. 16 - 21.

68. Борисов В.Т. Кристаллизация бинарного сплава при сохранении устойчивости // Докл. АН СССР., 1984. 30 с.

69. S. Кои. 3 — dimensional heat flow during fusion welding / Model. Gast. And Weld Processes. Warrendale, 1981. P. 129 - 138.

70. A. Grill. Effect of Current Pulses on Temperature Distribution and Microstruc-ture in TIG Tantalum Welds / Met. Trans. 1981,12. № 3. P. 1981 - 1987.

71. Славин Г.А., Трохинская H.M. О связи тепловых и гидродинамических процессов в ванне при сварке непрерывно горящей дугой тонколистовых материалов // Свар, пр-во. 1983. - № 4. - С. 4 - 6.

72. Sudnik W. A. Digitale und experimentelle Temperaturverteilung in der Schweifizone bei Einwirkung des defokussierten Energiestromes. DVS-Berichte, 99 (1985) DVS-Verlag, S. 158 161.

73. Surface Active Effects ov the Shape of GTA, Laser and Electron beim Welding // Welding J., 1983. 62 - № 3, - P. 72 - 77.

74. Мокров О. А. Моделирование формирования угловых швов и параметрическая оптимизация процесса сварки сталей плавящимся электродом // Дис. . канд. техн. наук. Тула. 2001.115 с.

75. Иванов А.В. Прогнозирование качества формирования однопроходного шва при сварке плавящимся электродом в защитных газах на основе математического моделирования // Дис. канд. техн. наук. Тула. 1996. 150 с.

76. Чернышов Г.Г. Тепловые и металлургические процессы при сварке // Итоги науки техники ВИНИТИ. Сер. Сварка. -М., 1982. Т. 14. С. 70 -116.

77. G. Огерег, J. Szekely, Т. Eagar. The role of transient convection in the melting and solidification in arc weld pools // Met. Trans. 1986, В 17. - № 1-4. - P. 735 - 744.

78. C. Tsao, C. Wu. Fluid flow and heat transfer in GMA weld pools // Weld. J. -1988.-№3.-P. 70-75.

79. G. Oreper, J. Szekely. Heat- and fluid flow phenomena // J. Fluid Mech. 1984, 147.-P. 53 -79.

80. T. DebRoy, J. Szekely, T. Eagar. Mathematical modeling of the temperature profiles and weld dilution in electroslag welding of steel // Model. Gast. and Weld. Processes. Warendale, 1981.-№2.-P. 197-212.

81. Свиридов B.A. Расчет оптимальной геометрии стыковых швов с использованием ЭВМ // Свар, пр-во. 1985. - № 11. - С. 24 - 26.

82. Финн Р. Равновесные капиллярные поверхности. Математическая теория. — М.: Мир, 1989.-312 с.

83. Гидродинамика невесомости. — М.: Наука, 1975. — 504 с.

84. Тюльков М.Д. Роль сил поверхностного натяжения в формирования корня шва // Тр. Ленингр. полит, ин-та. Машгиз. - 1957. - № 189. — С. 63 - 82.

85. Ерохин А.А., Ищенко Ю.С. Особенности расчета кривизны ванны и сил поверхностного натяжения при сварке // ФиХОМ. — 1967. № 1. - С. 39 - 44.

86. B.J. Bradstreet. Effect of surface tension and metal flow on weld bead formation 11 Weld. J. 1968,47. - № 7. - P. 314 - 322.

87. Раров H.H., Углов A.A., Зуев И.В. К оценке влияния параметров источника тепла на форму углубления и величину деформации поверхности жидкой фазы // ДАН СССР. 1972,207. - № 1. С. 83 - 85.

88. Особенности ЭЛС в различных пространственных положениях // Па-тон Б.Е., Назаренко O.K., Лакшин В.В. // Автомат, сварка. — 1972. № 6. — С. 1-4.

89. Емельянов И.Л. Влияние сил поверхностного натяжения и внешнего давления на форму поверхности наплавленного валика // Технол. судостроен. и судоремонта. Вып. 135.-Л.: ЛИВТ, 1972.-С. 135 145.

90. Кудояров В.В. Условия равновесия кратера сварочной ванны при дуговой сварке неплавящимся электродом в инертных газах // Вопр. судостр. Сер. Металлургия и сварка. Л.: Судостроение, 1973, № 2,16.

91. К. Nisiguchi, Т. Ohjo, Н. Matsud. Fundamental researches on bead formation in overlaying and fillet welding processes. Rep. 1. Surface tensional analysis of bead surface profile // J. Japan. Weld. Societu. 1976,45. № 1. P. 82 - 87.

92. K. Nisiguchi. Study on bead surface profile // IIW Joe. 1977. - 212-391 - 77.

93. Березовский Б.М., Стихии B.A. Влияние сил поверхностного натяжения на формирование усиления стыкового шва // Сварочн. пр-во. — 1977. № 1. — С. 51 -53.

94. Березовский Б.М. Расчет формы и величины наплавки при сварке горизонтальных швов на вертикальной плоскости // Свар, пр-во. 1977. - № 9. - С. 31 -34.

95. Трибельский М.И. О форме поверхности жидкой фазы при плавлении сильно поглощающих сред лазерным излучением // Квантовая электроника. 1978, 5. -№4.-С. 804-812.

96. Ищенко Ю.С., Букаров В.А. Методика оценки статического равновесия жидкой ванны при V-образной разделке кромок // Сварочн. пр-во. 1978. - № 10. -С.9-11.

97. A. Matsunama, К. Nisiguchi. Arc behavior , plate welding and pressure balance of the molten pool in narrow grooves // Arc Phys. And Weld Pool Behavior. London. -1979.-P. 301 -310.

98. Березовский Б.М., Стихин В.А., Бакши О.А. Математическая модель формирования горизонтальных швов на вертикальной плоскости // Теория и практика свар, пр-ва. Челябинск. - 1980. - С. 28 - 34

99. J.G. Andrews, D.R. Atthey, J.G. Byatt-Smith. Weldpool sag // J. Fluid Mech. -1980, 100. № 4. - P. 785 - 800.

100. Березовский Б.М. Смачивание и растекание сварочной ванны на поверхности металла // Автомат, сварка. — 1983. № 10. — С. 31 - 34.

101. К. Ishizaki. Interfacial tension theory on the phenomena of arc welding // J. Japan. Weld. Soc. 1964,33. № 2. P. 125 -131.

102. Якобашвили С.Б. Влияние сил поверхностного натяжения на форму наплавленного валика // Сварочн. процессы в металлургии. Тбилиси, 1974. -С. 89 - 99.

103. Березовский Б.М. Математическое моделирование формирования швов при дуговой сварке в различных пространственных положениях // Мат. методы в сварке. Киев. - 1986. - С. 111 - 116.

104. Коган М.Г., Крюковский В.Н. Форма и размеры ванны жидкого металла при сварке //ФиХОМ 1986. - № 4. - С. 76 - 82.

105. Негода Е.Н., Кархин В.А. Расчет температуры при сварке МКЭ // Электросварка. 1977. - № 6. С. 5 - 6.

106. К. Nisiguchi, Т. Ohjo, К. Hirochi. Исследование поведения ванны расплавленного металла при дуговой сварке // Есецу гаккайси = J. Jap. Weld. Soc. — 1979, 48. № Ю. P. 776-780.

107. К. Nisiguchi, Т. Ohjo, К. Hirochi. Изучение поведения ванны расплавленного металла при дуговой сварке. 2. Количественный анализ профиля поверхности ванны // Там же. 1981, 50. № 6. Р. 525 - 530.

108. Изучение параметров сварочной ванны при дуговой сварке. 3. Математическое моделирование сварочной ванны тонких листов / К. Nisiguchi, Т. Ohjo, N. Nakata. е. а. // Там же. 1984,2. № 2. Р. 201 - 207.

109. Нелинейная модель сварочной ванны при дуговой сварке. 4. Изучение характеристик сварочной ванны I К. Nisiguchi, Т. Ohjo, Т. Yochida. е. а. // Quart. J. Jap. Weld. Soc. 1986,4. № 4. P. 673 - 677.

110. T. Ohjo, K. Nisiguchi. Mathematical modeling of a molten pool in arc welding of thin plate // Technol. Repts Osaka Univ. 1983,33. P. 35 - 43.

111. Бутаков Г.А. Численные оценки формы поверхности сварочной ванны // Автоматиз. системы упр. в сварочн. пр-ве. Киев. — 1984. — С. 65 - 67.

112. Кисилевский Ф.Н., Бутаков Г.А. Динамические характеристики температурных полей при сварке // Автомат, сварка. 1982. № 11. - С. 18 - 20.

113. Чернышов Г.Г., Ковтун В.Л. Возможности повышения производительности при дуговой сварке вольфрамовым электродом // Технл., контроль качества и прочность сварных констр. Труды МВТУ. № 34 М.: 1985. С. 31 41.

114. Смирнов В.В., Стрельникова B.JT., Федорова B.C. Определение формы свободной поверхности сварочной ванны при сквозном проплавлении // Сварочн. пр-во. 1988. - № 4. - С. 35 - 36.

115. Смирнов В.В., Стрельникова B.J1., Федорова B.C. Математическое моделирование расплавленной ванны при дуговой сварке как объекта управления // Изв. Ленингр. электротехн. ин-тута. 1988. -№ 401 - С. 77 - 81.

116. Судник В.А., Рыбаков А. С. Критерии и пределы упрощения теоретических компьютерных моделей аргонодуговой сварки тонколистовых соединений // Компьютерные модели технологии сварки. Тула: ТулПИ, 1990. С. 76 85.

117. Ohji Т. Surface Tensional analysis on surface profile of weld bead and self-sustaining of molten pool. PhD. Dissertation. Osaka Univ., 1978 (in Japanese).

118. Pardo E., Weckman D.C. Prediction of Weld Pool and Reinforcement Dimensions of GMA Welds using a Finite-Element Model. Met. Trans., 1989. 20B. No 12. P. 937-946.

119. Kim S.D., Na S.J. A study on heat and mass flow in stationary gas tungsten arc welding using the numerical mapping method // Journal of Engineering Manufacture, Part B, Vol. 203, 1989, S. 233 242.

120. Kim S.D., Na S.J. Effect of Weld Pool Deformation on Weld Penetration in Stationary Gas Tangsten Arc Welding. Welding Research, №5, 1992. S. 179 193.

121. Wu C.L., Dorn L. Numerical simulation of three-dimensional heat and momentum transfer in GMA welding. In: Mathematical Modelling of Weld Phenomena 3, Ceijak ed., pp. 898 916. The Institute of Materials, London, 1997.

122. Z.N. Cao, P. Dong. Modeling of GMA weld pools with consideration of droplet impact // Journal of Engineering Materials and Technology, Part B, Vol. 120, 1998, C. 313-320.

123. Лопатин Н.И. Технология изготовления сварных конструкций из алюминиевых сплавов. — Л.: Судостроение, 1984. 136 с.

124. Рыкалин Н.Н., Кулагин И.Д. Тепловые параметры сварочной дуги // Тепловые процессы при сварке. — М.: АН СССР, 1953. С. 10 — 58.

125. Anderson J.E., Yenn D.M. Multicahtode gas tungsten — arc Welding. Weld. J., 1965,44, №7, pp. 327-331.

126. Tekrival P., Mazumder J. Finite Element Modelling of Arc Welding Processes. Welding Journal. 1988. 67 (7), P. 150 s- 156 s.

127. Barberis U., Rebora A. Finite element analysis of GMA welded joints. Rivista Italiana della Saldatura. 1994. No 6. P.693. (Translation in: Weld. Int. 1996. No 1. P. 44 50). .

128. Kumar S., Bhaduri S.C. Three-Dimensional Finite Element Modelling of gas metal arc welding. Metallurgical and Materials Transactions. 1994, vol. 25B. No 6. P. 435-441.

129. Wu C.L., Dorn L. Comput. Mater. Sci. 1994. Vol. 2, pp. 341 349.

130. Судник В.А., Иванов А.В., Дилтей У. Математическая модель источника теплоты при дуговой сварке плавящимся электродом в среде защитных газов (импульсный процесс). Свар, пр-во. 2000, № 9, С. 9 15.

131. PlatzJ. Beitrag zur Verbesserung eines lichtbogengesteuerten SchweiB-kopffiihrungssystem und Entwicklung eines neuen Verfahrens mit adaptiver Pendelbreite. Dr.-Ing. Dissertation. RWTH Aachen. 1986.

132. Симоник А.Г. и Понгильская Jl.H. Аппроксимация температуры столба дуги через эффективный потенциал ионизации и сварочный ток. Свар, пр-во, 1971, №2, С. 5-7.

133. MackerH. Plasmastromungen in Lichbogen infolge eigenmagnetischen Kompression // Yeitschrifl fur Pzsik. 1955,141. S. 198 В 216.

134. Eichhorn F., Rasche S. Bestimmung der elektrischen Stromdichtverteilung im Plasmastrall und des auf Grund elektrodynamischen Krafte herrschenden Pindruks // Elektrowarme Int. В 1972. № 33 - S. 141.

135. Лебедев B.K., Пентегов И.В. Силовое воздействие сварочной дуги // Автомат. сварка. 1981. -№ 1. - С. 11-15.

136. Temperature transients in gas tungsten arc Weld menst. Glickstein S. S., Friedman E. Weld Rev., 1983,2, № 2, 72 - 74

137. S. Kou, У. Le. «Met. Trans», 1983, A 14, № 7-12,2245-2253

138. Финкельбург В., Меккер Г. Электрические дуги и термическая плазма. — М.: Иностранная литература, 1961. 369 с.

139. Мечев B.C., Ерошенко Л.Е. Влияние угла заточки неплавящегося электрода на параметры электрической дуги при сварке в аргоне // Свар, пр-во. 1981. -№3.-С. 37 -38

140. Тахвананин С.В. и др. Влияние расстояния между электродами и геометрии неплавящегося электрода на ВАХ дуги / С. В. Тахвананин, И. В. Суздалев, Э. И. Явно // Свар, пр-во. 1982. - № 8. - С. 14 - 15.

141. J. В. Welkinson, D. R. Milner. Heat Transfer from Arcs // British Welding J. -1960.-7, №2,-P. 115-128.

142. Arc * efficiencies in TIG welds / H. W. Gehnt, D. W. Roberts, С. E. Hermance. et al. In: «Arc physics and Weld Pool Behavior», hit Conf, London, 8-10 May, Abington, Weld. Inst., 1979, p. 17 - 23.

143. Казимиров А.А. и др. Расчет температурных полей в пластинах при электросварке плавлением; Справочник / Казимиров А.А., Недосека А.Я., Лобанов А.И., Радченко И.С. Киев: Наукова думка, 1968. - 840 с.

144. Бельчук Г.А., Гатовский К.М., Кох Б.А. Сварка судовых конструкций. — Л.: Судостроение, 1980. 450 с.

145. Технология электрической сварки плавление / Под ред. Патона Б.Е. — М.: Машиностроение, 1974. 768 с.

146. Ерохин А.А. Основы сварки плавлением. М.: Машиностроение - 1973. — 448 с.

147. С. М. Гуревич. Справочник по сварке цветных металлов. — К.: Наукова думка, 1981.-608 с.

148. Энгельшт B.C. и др. Математическое моделирование электрической дуги / Энгельшт B.C., Асанов Д.С., Гурович В.Ц. и др. Фрунзе, Илим, 1983. - 364 с.

149. Сварка особотонкостенных труб / Под ред. Дудко Д.А. М.: Машиностроение, 1977.- 128 с.

150. Зражевский В.А., Игнатченко Г.И. Оценка коэффициента сосредоточенности нормально распределенного сварочного источника тепла // Автомат, сварка — 1981.-№11. С. 25 -28.

151. Березовский Б.М., Стихии В.А. Расчет параметров распределенного теплового потока поверхностной сварочной дуги // Свар, пр-во. — 1980. № 2. - С. 1 -4.

152. Бадьянов Б.Н. и др. Некоторые характеристики дуги, горящей в аргоне с добавками галогеносодержащего газа / Б. Н. Бадьянов, В. А. Давыдов, В. А. Иванов // Автомат, сварка 1974. - № 11. С. 67.

153. Т. Ohij, К. Nischiguchi, Yu. Kometahi. Optimization of Welding Parameters bu a Numerical Model. Thin Plate TIG Arc Welding // Technd. Reports of the Osaka Univ. -1986.-№36.-P. 42-53

154. Пентегов И.В. Силовое воздействие сварочной дуги // Автомат, сварка. — 1987.-№ 1.-С. 23 -27.

155. Чернышов Г.Г. Влияние силового воздействия дуги на формирование шва. // Тр. МВТУ им. Н.Э. Баумана. 1981. - № 363. - С. 92 - 101.

156. Мечев B.C. Давление сварочной дуги на расплавленный металл // Сварочное производство. 1983. № 9. - С. 8 -10.

157. Ерохин А.А. Силовое воздействие дуги на свариваемый материал //Автомат, сварка. 1979. - № 7. - С. 21 - 25.

158. Степанов В.В., Нечаев В.И. Давление плазменной дуги // Свар, пр-во. -1974. -№ 11. С. 5 - 8.

159. Шоек П.А. Исследования баланса энергии на аноде сильноточных дуг, горящих в атмосфере аргона // Соврем. Проблемы теплообмена. М.:, JL: Энергия, 1966. С. 110-130.

160. Селяненков В.Н. Методы экспериментального определения силовых характеристик потока плазменной сварочной дуги // Автомат, сварка. 1980. - № 10. -С. 28-30.

161. Селяненков В.Н., Степанов В.В., Сайдиев Р.З. Зависимость давления сварочной дуги от параметров вольфрамового электрода // Свар, пр-во. — 1980. № 5. -С. 5-7.

162. Руссо B.JL, Суздалев И.В., Явно Э.М. Влияние напряжения дуги и геометрии заточки неплавящегося электрода на силовое воздействие дуги // Сварочн. пр-во. 1977. - № 7. - С. 6 - 8.

163. Burleigh T.D., Eager T.W. Measurement of the force exerted by a welding arc // Met. Trans. 1983, 14A. - № 1-6. P. 1223 - 1227.

164. Lin M.L., Eager ,T.W. Influence of arc pressure on weld pool geometry II Weld J. — 1985, 64. №6. P. 163 169.

165. Lin M.L., Eager T.W. Pressure produced by gas tungsten arcs. Metallurgical transaction B. 1986.17B. (9). P. 601 607.

166. Tsai N.S., Eagar T.W. Distribution of the heat and current fluxes in gas tungsten arcs. Metallurgical transaction B. 1986. 16B. (12). P. 841 846.

167. W. Sudnik, A. Rybakov. Calculation and experiment of a non-consumable electrode in argon. Welding International 1992, Vol. 6, N° 4, p. 15 17.

168. Зиновьев B.E. Теплофизические свойства металлов при высоких температурах. Справ, изд., М.: Металлургия, 1989. 384 с.

169. TPRC Data Book Series on Thermophysical Properties. Vol. 1-5: Thermal Conductivity: Plenum Pub. Corp. NY. 1969.

170. Aluminium Standards and Data. 5th ed. The Aluminium Association. New York, NY. 1976, pp. 38.

171. Абдуллаев К.И., Мустафаев P.А., Вертоградский В.А. Экспериментальная установка для исследования тепло- и электропроводностиметаллов и сплавов. Заводская лаборатория. 1980. т. 46. № 9, С. 839 - 840.

172. Вертоградский В.А., Мустафаев Р.А., Абдуллаев К.И. Продольная теплопроводность стержня при наличии боковых потерь тепла. -Промышленная теплотехника, 1980, т. 2, № 5, С. 94 97.

173. Боришанский В.М., Кутателадзе С.С., Новиков И.И. и др. Жидкометалли-ческие теплоносители. Атомиздат, 1976, 328 с.

174. Эмсли Дж. Элементы: Пер. с англ. М.: Мир,1993. - 256 с.

175. Пасконов В.М., Полежаев В.И., Чудов JI.A. Численное моделирование процессов тепломассообмена / М.: Наука, 1984. 288 с.

176. Самарский А.А. Теория разностных схем. Учебное пособие, Главная редакция физико-математической литературы из-ва «Наука», М., 1972, 656 с.

177. Роуч П. Вычислительная гидродинамика. М.: Мир, 1980. 616 с. Пер. с англ.

178. Гидромеханика невесомости / Бабский В.Г., Копачевский Н.Д., Мышкис Ф.Д. и др. М.: Наука, 1976. 504 с.

179. Финн Р. Равновесные капиллярные поверхности. Математическая теория. М.: Мир, 1989. 312 с.

180. Зельдович Я.Б., Райзер Ю.П. Физика ударных волн и высокотемпературных гидродинамических явлений. Наука, 1966. 688 с.

181. Винокуров В.А. Сварочные напряжения и деформации. М.: Машиностроение, 1968. 235 е. •

182. Судник В.А., Ерофеев В.А. Расчеты сварочных процессов на ЭВМ. Тула: ТулПИ, 1986. 100 с.

183. Fisher R. A. The mathematical distribution used in the common tests of significance // Econometrica, 1935. № 3. P. 353 — 365.

184. Fisher R. A. Statistical methods for research workers. Oliver and Boyd. Edinburg, 1954 (12th ed.).

185. Славин Г.А., Солнцева JI.E., Хорошева В.Б. О кинетике затвердевания ванны при импульсно-дуговой сварке тонколистовых материалов. Автомат, сварка, № 1, 1977, С. 3-5.

186. V. Sudnik, A. Rybakov, A. Nesterov, V. Denisov. Mathematical modelling weld formation in argon arc welding butt joints in a thin sheet fibrous composite oflhe aluminium-boron system. Welding International, 1995. № 9, p. 23 - 26.

187. Фролов В.А., Шорников Ю.В., Судник В.А., Рыбаков А.С. Математическое моделирование процесса светолучевой сварки. Свар, пр-во, 2001, № 3, С. 7 -10.

188. Рыбаков А.С., Кураков С.В. Моделирование эффекта проплавления "пальцевидной" формы. Компьтерные тех нологии в соединении материалов. Сб. избранных на учных трудов 3-й Всерос. научно техн. конф. Тула: ТулГУ, 2001. С. 89-95.

189. Рыбаков А.С., Забиров А.Ф. Исследование процесса импульсной МИГ-сварки алюминиевых сплавов. Компьтерные технологии в соединении материалов: Сб. избранных научных трудов 3-й Всерос. науч. техн. конф. Тула: ТулГУ, 2001. С. 133- 137.

190. L. Baum, V. Fichter. Der SchutzgasschweiBer. Teil II: MIG-/MAG-SchweiBen. Die Schweisstechnische Praxis. Bd. 12, DVS-Verl., 1999, pp. 219.

191. Bedienungsanleitung. MIG/MAG-Schweissgeraet. GLC 503 Quinto Version Profi ab V 1.60. Cloos 1998. 126.

192. H. Yamamoto, S. Harada, T. Ueyama and S. Ogawa. Development of low-frequency pulsed MIG welding for aluminum. Welding International 1992, 6 (7) 580 — 583.

193. Черныш В.П., Сыроватка B.A., Гриценко А.Ф., Ржанов Б.П. Структура и свойства металла швов на сплаве АМгб при сварке с электромагнитным перемешиванием. Автомат, сварка, 1972, № 11, С. 15-21.

194. Черныш В.П. Исследование и разработка физико-технологических основ сварки с электромагнитным перемешиванием. Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора техн. наук. Киев, 1978, 31 с.

195. J. Lu and S. Kou. Power Inputs in Gas Metal Arc Welding of Aluminum Part 1.Welding Research Supplement 1989,382 - 388.

196. Kreindl J. MAG HochleistungsschweiBen mit zwei Drahtelektroden. 7. Werkstofftagung an der TU-Graz. «Moderne Trends beim MAG-SchweiBen», 2001, s. 32 43.

197. N.N. Transpuls synergic 2700/4000/5000. Digitale MIG/MAG SchweiBanlagen. Fronius schweiBt besser. Fronius SchweiBmaschinen Vertrieb GmbH & Co KG. Stand 01.2000

198. Ruge Ju. Handbuch der SchweiBtechnik: Band I. Werkstoffe, Verfahren, Fertigung//Berlin: Springer Verlag, 1974. 502 S. (Перевод: Техника сварки. M.: Металлургия, 1984. 550 с.)

199. Ohji Т., Nishiguchi К. Mathematical Modelling of a molten pool in arc welding of thin plate // Technology Reports, Osaka Univ., 33 (1983) No 1668. P. 35 43.

200. Matsutani Т., Miyasaka F., Ohji Т., Hirata Y. Mathematical Modelling of GTA girth welding of pipes // Weld. Intern. 11 (1997), No 8,615 620.

201. Березовский Б.М. Математическое моделирование и оптимизация формирования швов при дуговой сварке в различных пространственных положениях. Дисс.д-ра техн. наук. Челябинск, 1996.

202. Зиновьев В.Е. Кинетические свойства металлов при высоких температурах: Справочник. М.: Металлургия, 1984.-200 с.

203. ГСССД 32-82. Таблицы стандартных справочных данных. Стали 12X18Н9Т и 12Х18Н10Т. Удельная теплоемкость в диапазоне температур 400 — 1380 К при атмосферном давлении.

204. Недумов Н.А. и др. Количественный дифференциальный анализ металлов и сплавов / Н. А. Недумов, В. Б. Бессонов, В. А. Ефимов // Пробл. стал, слитка. — М.: Металлургия, 1969. Вып. 4. - С. 25 - 49.

205. Ефимов В.А. Состояние и перспективы развития исследовательских работ в области усовершенствования процессов разливки стали // Пробл. стал, слитка. — М.: Металлургия, 1969. Вып. 4. - С. 3 - 24.

206. Басин А.С. Модифицированное правило рычага для сталей. Новосибирск, 1984. - 30 с. (Препринт - СО АН СССР. Ин-тут теплофизики; 117 - 184).

207. Амосович Е.С., Полецкий В.Э. Исследование материалов для стандартных образцов теплопроводности. Сталь 12Х18Н10Т, железо-«армко» // Журн. Теплофизика высоких температур. — 1982. № 5. - С. 891 - 895.

208. Станкевич В.Н. Экспериментальное определение и расчет теплофизиче-ских характеристик расплавов на основе железа и никеля: Автореф. дисс. .канд. техн. наук. М.: МИСиС, 1983. - 24 с.

209. Излучательные свойства твердых материалов: Справочник // Под ред. Шейдлина А.Е.-М.: Энергия, 1974.- 171 с.

210. Хренов К.К. Электрическая сварочная дуга. Машгиз, 1949.

211. Райчук Ю.И. Распределение тока по пластинке при дуговой сварке. Автомат. сварка, 1967, № 4.,

212. Мандельберг С.Л., Лопата B.C. Влияние магнитного поля сварочного контура на форму швов, свариваемых внутри трубы. Автомат, сварка, 1962, № 3.

213. А. с. 567573 (СССР). Неплавящийся электрод / Ковалев И.М., Надеинский В.Д, Рыбаков А.С. и др. Опубл. в Б.И., 1977, № 29.

214. Ковалев И.М., Рыбаков А.С., Искаков А.С. и др. Дуговая сварка кабельных оболочек в магнитном поле. Свар, пр-во, 1977, № 11, С. 37 38.

215. Ковалев И.М., Рыбаков А.С., Львов В.Н. и др. Аргонодуговая сварка труб из стали 12Х18Н10Т сжатой магнитоуправляемой дугой. Автомат, сварка, 1978, № 1.-С. 21 -22.

216. Гаген Ю.Г., Таран В.Д. Сварка магнитоуправляемой дугой. М.: машиностроение, 1970. — 159 с.

217. Ковалев И.М., Кричевский Е.М., Львов В.Н. Аргонодуговая сварка труб из стали 12Х18Н10Т неплавящимся электродом с формированием шва в поперечном магнитном поле. Свар, пр-во, 1975, № 5, С. 15-17.

218. Ковалев И.М. Экспериментальная проверка модели деформации и обрыва дуги в поперечном магнитном поле. — Магнитная гидродинамика, 1972, № 5 С. 151 -154.

219. Селяненков В.Н., Блинков В.А., Казаков Ю.В., Баженов В.И. О формировании шва в продольном магнитном поле при аргонодуговой сварке. — Свар, пр-во, 1975, № 11, С. 5-7.

220. Макаров В.Н., Меерсон Н.Г. Влияние электромагнитного поля на прочность и коррозионную стойкость соединений стали Х18Н10Т при аргонодуговой сварке. Автомат, сварка, 1977, № 2. - С. 43 - 44.

221. Шеленков Г.М., Черныш В.П., Гуревич С.М. и др. Сварка титана расщепленным вольфрамовым электродом в продольном магнитном поле. — Свар, пр-во, 1976, № 12, С. 15-17.

222. А. с. 364398 (СССР). Способ электромагнитного перемешивания расплава сварочной ванны / Кузнецов В.Д., Малинкин И.В., Сыроватко В.В. и др. Опубл. в Б.И., 1972, №5.

223. Ковалев И.М., Акулов А.И. Устойчивость сварочной дуги в поперечном магнитном-поле. — Свар, пр-во, 1965, № 10.

224. Ковалев И.М. К отклонению сварочной дуги в поперечном магнитном поле. — Свар, пр-во, 1965, № 10.

225. А. с. 561640 (СССР). Способ сварки магнитоуправляемой дугой / Ковалев И.М., Рыбаков А.С., Надеинский В.Л. и др. Опубл. в Б.И., 1977, № 22.

226. Бродский А.Я. Аргонодуговая сварка вольфрамовым электродом. М., Машгиз. 1956.

227. Колесников К.Д., Забавский В.М. Генератор для электромагнитного управления сварочной дугой. — Свар, пр-во», 1975, № 6.

228. Демянцевич В.П., Матюхин В.И. Особенности движения жидкого металла в сварочной ванне при сварке неплавящимся электродом. — Свар, пр-во, 1972, № 10.

229. Ковалев И.М. К образованию потоков жидкого металла в ванне при сварке неплавящимся электродом в аргоне. Сварочное производство, 1974, N° 9.

230. Романенко П.Н. Тепломассообмен и трение при градиентном течении жидкостей. М., Энергия, 1971.

231. Ковалев И.М. и др. Влияние движения металла в сварочной ванне на устойчивость дуги и формирование шва. — Свар, пр-во, 1974, № 11.

232. Тиходеев Г.М. Энергетические свойства электрической дуги. Изд. АН СССР, 19 61.

233. Ковалев И.М., Львов В.И. и др. Аргонодуговая сварка труб из стали 12Х18Н10Т неплавящимся электродом в поперечном магнитном поле. Сварочное производство», 1975, № 5.

234. Ковалев И.М., Рыбаков А.С. Движение жидкого металла в сварочной ванне при сварке в продольном магнитном поле. Свар, пр-во», 1977, № 9. - С. 41 -43.

235. Ямпольский В.М., Антонов А.А., Богданов С.Ф. Некоторые особенности процесса дуговой сварки в вакууме неплавящимся электродом, Труды МВТУ, 1969, № 132, С. 38-44.

236. Ямпольский В.М. Развитие процессов дуговой сварки и наплавки в вакууме. Свар, пр-во, 1981, № 12, С. 16-17.

237. Ковалев И.М., Акулов А.И., Мартинсон, J1.K. О некоторых закономерностях в течениях дуговых плазменных потоков. Физика и химия обработки материалов, 1972, № 2, С. 9 -14.

238. Рыбаков А. С. О профиле скорости движения металла в сварочной ванне. «Управление сварочными процессами», Тульский политехнический институт, 1977, С. 108-111.

239. Москалев Б.И. Разряд с полым катодом. М.: Наука, 1969. - 184 с.

240. А. с. 593854 (СССР). Многоканальный полый катод к горелкам для дуговой сварки в вакууме / Ходаков В.Д., Славинский B.C., Климов А.С.,. Ямпольский

241. B.М и др. Опубл. в Б.И., 1974, № 3.

242. А. с. 432997 (СССР). Неплавящийся электрод / Грищенко А.Ф.,. Пиджаров А.Ф, Бессонов А.С. и др. Опубл. в Б.И., 1974, № 23.

243. Yamauchi Nobuyuki, Taka Takao/Tig arc Welding Witch hollow tungsten electrode. I.I.W. Doc. № 212 G-452-79. S.I,S.A. 21 pp. III.

244. A. c. 332965 (СССР). Способ дуговой сварки алюминия / Иванова O.H., Стебловский Б.А., Рабкин Д.М. и др. Опубл. в Б.И., 1972, № 11.

245. Пат. 19373 (Япония) Устройство для получения электрической дуги / Арата И.

246. А. с. 761183 (СССР). Электродный узел к головкам и горелкам для дуговой сварки неплавящимся электродом / Рыбаков А.С. Опубл. в Б.И., 1980, № 33.

247. Тимошенко А.Н., Гвоздецкий B.C., Лазовский В.Н. Концентрация энергии на аноде дуги неплавящегося электрода. — Автомат, сварка, 1978, № 5, С. 68 70.

248. Гвоздецкий B.C. О функции распределения плотности тока в анодном пятне дуги. Автомат, сварка, 1973, № 12, С. 20 - 24.

249. Ерохин А.А., Букаров В.А., Ищенко Ю.С. Влияние геометрии вольфрамового электрода на некоторые характеристики сварочной дуги и проплавление металла. Свар, про-во, 1971, № 12, С. 17 - 19.

250. Соснин Н.А., Автореф. дис. канд. техн. наук. Л., 1974. - 18 с.

251. Судник В.А., Рыбаков А.С. Аргонодуговая сварка полым неплавящимся электродом с осевой подачей газа. Автомат, сварка, 1981, № 10, С. 72 - 73.

252. Судник В.А., Рыбаков А.С. Развитие процессов дуговой сварки полым электродом. В кн.: Развитие электродуговой сварки и резки металлов в СССР. Киев, Наукова Думка, 1982, С. 147 153.

253. Львов В.Н., Кричевский Е.М., Войцеленок С.Л. и др. Влияние параметров аргонодуговой сварки неплавящимся электродом на коррозионные свойства и структуру сварных швов труб из стали 18X18HI0T. Сварочное про-во, 1977, № 1,С. 26-28.

254. Жуковский Б.Д, Зильберштейн Л.И. Влияние предварительного подогрева на скорость аргонодуговой сварки труб. — Сварочное производство, 1968. № 9,1. C. 11-13.

255. А. с. 1281355 (СССР). Способ дуговой сварки неплавящимся электродом / Судник В.А., Рыбаков А.С., Мешкова И.К. и др. Опубл. в Б.И., 1987, № 1.

256. Жуков М.Ф., Аньшаков А.С., Дандарон Г. Тепловой режим работы термокатода. В кн.: Приэлектродные процессы и эрозия электродов плазмотронов. Новосибирск, 1977, С. 61 - 84.

257. Приэлектродные процессы в дуговых разрядах / Жуков М.Ф., Козлов Н.П., Пустогаров А.В. и др. Новосибирск, 1982, 157 с.

258. Thnoret W., Weizel W., Gunther P. Lichtbogen mit Brennfleek und ohne Brennfleek. z. Physik, 1951, 130. H. 4. s. 621 - 634.

259. Кулагин И.Д., Николаев А.В. О распределении плотности тока в пятнах сварочной дуги. — М.: Изд-во АН СССР, 1958. — С. 308. (Тр. института им. Байко-ва АН СССР, вып. 3).

260. Елагин В.М., Кислюк Ф.И. О влиянии химического состава вольфрамового электрода на характер его разрушения и блуждание дуги. — Сварочн. про-во. — 1972, №6.-С. 7-9.

261. А. с. 546446 (СССР). Способ сварки магнитоуправляемой дугой и устройство для его осуществления / Ковалев И.М., Судник В.А., Рыбаков А.С. и др. -Опубл. в Б.И., 1976, №6.

262. А. с. 616075 (СССР). Способ дуговой сварки / Ковалев И.М., Рыбаков А.С., Надеинский B.J1. и др. Опубл. в Б.И., 1978, № 27.

263. Ковалев И.М., Рыбаков А.С., Львов В.Н. и др. Горелка для сварки в защитных газах стабилизированной дугой. Сварочн. про-во. — 1977, № 12. — С. 77.

264. Славин Г.А., Ефимов А.А. Температурные условия в ванне при сварке тонколистовых материалов импульсной дугой неплавящимся электродом. Автомат. сварка, № 10, 1983, С. 26 30.

265. А. с. 671959 (СССР). Способ двухдуговой сварки неплавящимися электродами в среде защитных газов/ Ковалев И.М., Рыбаков А.С., Евдокимов В.Ф. и др. -Опубл. в Б.И., 1979, №25.

266. А. с. 574250 (СССР). Способ изготовления прямошовных труб/ Ковалев И.М., Рыбаков А.С., Надеинский В.Л. и др. Опубл. в Б.И., 1977, № 36.

267. Dilthey, U. Reisgen, М. Grave. MIG-ImpulslichtbogenschweiBen von Dunnblechen verschiedener Aluminiumlegierungen. DVS 146, Aachen, s. 227 232.

268. Sankaran Subramaniam. Wire Feed Rate Model for Pulsed Gas Metal Arc Welding of Aluminium. Mechanical and Aerospace Engineering. West Virginia University Morgantown, WV 26505, USA. IIW XII-1440-96, p. 73 83

269. Tsai C.L. Using Computers for the Design of Welded Joints // Weld. J., 1991. № l.P/47-56.

270. Dilthey U., Habedank G., Reichel Т., Sudnik W., Iwanow A. Numerische Simulation des Metal-AktivgasschweiGproyesses. SchweiBen und Schneiden. 1993. H 3.S. 148-153.

271. Dilthey U., Reichel Т., Sudnik W., Iwanow A., Mokrow O., Habedank G. MAGSIM: Anfordernrungsgerechtes MAG-SchweBen von Diinnblechteilen mit Untersttitzung durch Computersimulation. SchweiBtechnische Software. Dusseldorf: DVS-Verlag, 1993. S. 87 91.

272. Sudnik V.A. Analysis, optimisation and diagnosis of weld results from GTA and GMA welding by computer simulation // 5th Int. Conf. "Computer simulation in welding". Paris, France, 15-16 June, 1994. Cambridge: The Welding Institute, 1994. Paper 50.

273. Судник В.А., Мокров О.А. Теоретический расчет оптимальных параметров сварки плавящимся электродом в активных газах. // САПР и экспертные системы в сварке. Изв. ТулГТУ. Тула: ТулГТУ, 1995. С. 20 31.

274. Павлов П.А. Динамика вскипания сильно перегретых жидкостей / АН СССР, Уральское отделение. Свердловск: УФ АН СССР, 1988. 243 с.

275. Анисимов С.И., Рахматулина А.Х. Динамика расширения пара при испарении в вакуум // ЖЭТФ, 1973. Т. 64. Вып. 3. С. 869 876.

276. Sudnik W. Simulation von SchweiBprozessen. DVS-Berichte Band 214. DVS-Verlag, Dusseldorf, 2001.

277. Головкин P.B., Кричевский E.M. Производство прямошовных труб на непрерывных трубосварочныъ станах. М.: Металлургия. — 1969. — 280 с.

278. Судник В.А., Рыбаков А.С. Расчетно-экспериментальная оценка параметров распределенного источника тепла при аргонодуговой сварке неплавящимся электродом // Киев: Редакция журнала "Автоматическая сварка", 1987. 15 с. Деп. в ВИНИТИ 22.07.87, N. 6906-В97.

279. Pardo Е., Villafuerte J.C., Kerr H.W. A finite element studu of the columnar -equixed transition in GTA welding of stainless steel Zst Int. Conf. on Trends in Welding Research // Catlinburg Tennesse USA. 1989. P. 159 164.

280. Теория сварочных процессов / Под ред. В. В. Фролова. М.: - Высшая школа. - 1988. - 599 с.

281. Бадьянов Б.Н., Давыдов В.А., Иванов В.А. Некоторые характеристики ду-V* ги, горящей в аргоне с добавками галогеносодержащего газа. Автоматическаясварка. 1974. - № 11, С. 67.

282. Кривошей Ф.А., Клецкий С.Ф. Определение температурных полей в многослойных рулонированных корпусах теплообменных аппаратов //Многослойные сварные конструкции и трубы. Киев. 1984. - С. 149 — 154.

283. Niles R.W., Jackson С.Т. Welding thermal efficiency of GTAW process // Weld. J. 1975. № 1. - P. 26- 32.

284. Christensen N., Davies V., Gjermindsen K. Distribution of temperatures in arc welding // Britt. Weld. J. 1965. 12. - № 12. - P. 54 - 75.

285. Судник B.A., Рыбаков А.С. Автоматизация проектирования технологии высокоскоростной двухдуговой сварки труб из нержавеющей стали // САПР ТП сварки, пайки, литья и нанесения газотермических покрытий: М.: Материалы семинара.-М., 1985.-С. 56-60.

286. Судник В. А., Рыбаков А.С. Теплофизические расчеты параметров двухдуговой сварки труб // Современные вопросы физики и приложения: Тезисы докладов и сообщений. М., 1984. - С. 66.

287. Нестеров А.Ф., Денисов В.Н., Судник В.А Компьютерное моделирование формирования шва при аргонодуговой сварке волокнистого композиционного материала системы алюминий бор // САПР и микропроц. техника в свароч. пр-ве. М.: МДНТП. 1991. С. 94 - 99.

288. Sudnik W.A., Rybakow A.S., Nesterow A.F. KOMPOSIT Numerische Simulation der Nahtaus-bildung und SchweiBbarkeit von borfaserverstarktem Aluminium // SchweiBtechnische Software. Diisseldorf: 1993. DVS-Berichte. Band 156. S. 138- 139.

289. Махненко В.И., Вакуленко С.А. Расчет тепловых процессов при сварке композиционных материалов // Автоматическая сварка. 1986. № 9.С. 1 4, 17.

290. Шоршоров М.Х., Чернышева Т.А. Условия теплообмена и смачивания в системе борное волокно алюминиевый сплав // Физика и химия обработки материалов, 1984. № 5. С. 7 - 9.

291. Cobine J.D., Burger Е.Е. Analysis of Elektrode Phenomena in the High-Current Arc I I Journal of Applied Physics, 1955. Vol. 27. «7. P. 895 900.

292. Block-Bolten A., Eagar T.W. Metal Vaporization from Weld Pools // Metall. Trans, 1984. Vol. 15B. №9. P. 461 469.

293. Судник B.A., Юдин B.A., Петрухин Н.Ф. Численная модель формирования шва при лазерной точечной сварке // ФиХОМ, 1989. № 6. С. 93 96.

294. Sudnik W.A. Modell des Laserstrahl-PunktschweiBen und SchweiBtechnische Software// Strahltechnologie. Dusseldorf: DVS-Bericht 135, 1991. S. 158 160.

295. Судник B.A., Зайцев О.И., Протопопов A.A. Математическая модель испарения металла при сварке плавлением. САПР и экспертные системы в сварке. Изв. ТулГТУ. Тула: ТулГТУ, 1995, с. 92 99.

296. Ивановский М.М., Сорокин В.П., Субботин В.И. Испарение и конденсация металлов: Теплообмен, массообмен, гидродинамика, технология. М.: Атомиздат, 1976.216 с.

297. Кубашевский О., Олкокк К.Б. Металлургическая термохимия. М.: Металлургия, 1982.392 с.

298. Фролов В.А. Разработка принципов построения технологии сварки металлических материалов световым лучом. // Дис. . д-ра техн. наук. Москва, РГТУ «МАТИ». 1990. 277 с.

299. Смитлз К. Дж. Металлы: Справочное издание. М.: Металлургия, 1980. 447 с.

300. Rapp I., Gluman G., Dausinger F., Hugel H. The Effect of Magnesium Evaporation in Laser Welding of Aluminum Alloys // 5th International Conference on Welding and Melting by Electron and Laser beams. France. La Baule, 1993. P. 23 27.

301. Павлов П.А. Динамика вскипания сильно перегретых жидкостей / АН СССР, Уральское отделение. Свердловск: УФ АН СССР, 1988. 243 с.

302. U. Dilthey, J. Gollnick, О. Mokrov, V. Pavlyk, W. Sudnik, A. Rybakov, R. Class. Simulation des MIG ImpulslichtbogenschweiBens von Aluminiumlegierungen. Roboter 2002,12.u.l3. Juni '02. Fellbach. DVS Verlag, 2002.

303. Ковалев И.М., 1Надеинский В.Л., Рыбаков А.С. Устройство для защиты сварочной ванны при сварке труб из стали 12Х18Н10Т. Сварочное производство. №8,1977, С. 17-18.

304. Судник В.А., Рыбаков А.С. Использование полого неплавящегося электрода для дуговой сварки в инертных газах. Тез. н/техн конференции, посвященной 110- летию изобретения дуговой сварки Н.Н. Бенардосом. Иваново, 1981, С. 20-22.

305. Рыбаков А.С. Автоматизированный синтез технологии дуговой сварки прямошовных труб. "Математические методы САПР в сварочном производстве". Материалы семинара, Свердловск: УПИ, 1990, С. 68.

306. Судник В.А., Рыбаков А.С., Пронин Н.С. и др. Применение ЭВМ при разработке технологических процессов сварки и пайки излучением. Тез. докл. "Сварка и пайка изделий бытовой техники": Респ. семин. г. Пенза, 1993, С. 37 -38.

307. Судник В.А., Рыбаков А.С., Зайцев О.И., Радаи Д. Численная имитация импульсной двухдуговой сварки алюминиевого профиля. Тез. докл. 2-ой Все-рос.:науч.-техн. конф. «Компьютерные технологии в соединении материалов»: Тула, 1998, С. 38-40.

308. W. Sudnik, A. Rybakov, D. Radaj, Н. Lurttke, R. Class. Application software for simulation of the pulsed tandem GMA welding of aluminum alloys. Computer Technology in Welding. International Conference. Kopengagen, 2000. Paper 21.

309. Судник В.А., Рыбаков A.C., Кураков С.В. Численный расчет формирования шва при дуговой сварке в разных пространственных положениях. Сб. научн. трудов ведущих ученых технологического факультета. Тула: ТулГУ, 2000, С. 102-113

310. W. Sudnik, A. Rybakov, D. Radaj, H. Lurttke, R. Class. Simulation des MIG-Impulslichtbogenschweissens von Aluminiumlegierungen. 7-Int. Aachener Schweisstechnik. Kolloquium. Aachen: Shaker, 2001. s. 431 446.

311. Судник B.A, Рыбаков A.C., Зайцев О.И, Кураков С.В. и др. Моделирование и численная имитация импульсно-дуговой сварки алюминиевых сплавов. Сварочное про-во, 2002, № 3, С. 9 14.

312. Sudnik V. A., Rybakov A. S. Kurakov S. V., Zaitsev О. I. Modelling and numerically simulating pulsed-arc welding of aluminium alloys. Welding International, 2002, vol. 16, № 8, p. 644 649.

313. Рыбаков А.С. Физико-математическая модель импульсно-дуговой сварки алюминиевых сплавов: Монография / Под общ. ред. В.А. Судника, В.А. Фролова. -Тула: ТулГУ, 2002, 160 с.

314. Рыбаков А.С., Зайцев О.И. Модель испарения с поверхности капли при импульсно-дуговой сварке плавящимся электродом // «Технологическая системотехника». Избранные труды 1-ой международной конференции, Тула 2003, С. 91 -98.

315. Тульский государственный университет

316. Россия, 300600, Тула, пр. Ленина, 92тел.:(0872)35-34-44, телетайп: 253310 НАУКА Ч, utltI<s/ Факс: (°872) 31-52-87. 33-13-05 E-mail: info@tsu.tula.ru\

317. Настоящая справка подтверждает, что в период с 1973 года по 2002 год при выполнении хоздоговорных работ использовались результаты прикладных научных исследований, представленных в диссертационной работе Рыбакова А. С. по следующим договорам:

318. Куйбышевский завод кабелей связи, г. Куйбышев (г. Самара) хоздоговор № 73-158 от 01.09.73, «Исследование, разработка и внедрение гелиево-дуговой сварки магнитоуправляемой дугой тонкостенных кабельных оболочек»,экономический эффект 33 380 руб.);

319. Московский трубный завод, г. Москва (хоздоговор № 164 от 6.08.79 доп. соглашение, «Разработка и внедрение способа двухдуговой сварки труб», экономический эффект 38 400руб.);

320. Московский трубный завод, г. Москва (хоздоговор № 82-125 от 01.01.82 г., «Разработка и внедрение способа аргонодуговой сварки составным катодом для повышения производительности и качества сварки труб»;

321. ТНИТИ, г. Тула, (хоздоговор № 89-802) от 1.07.89 г. «Разработка программ для персональной ЭВМ для оптимизации параметров электронно-лучевого упрочнения стальных деталей».