Микроплазменная сварка - Патон Б.Е.

Автор: Патон Б.Е.

Теги: технология обработки без снятия стружки в целом: процессы, инструмент, оборудование и приспособления сварка электросварка академия наук ссср издательство наукова думка микроплазменная сварка

Год: 1979

Похожие

Избранные труды

Сварка в машиностроении. Том 4

Низкотемпературная плазма в металлургии

Сварочные процессы в электронной технике

Текст

МИКРО
ПЛАЗМЕННАЯ
СВАРКА
weldworld.ru
АКАДЕМИЯ НАУК УКРАИНСКОЙ ССР
ОРДЕНА ЛЕНИНА
И ОРДЕНА
ТРУДОВОГО КРАСНОГО ЗНАМЕНИ
ИНСТИТУТ
ЭЛЕКТРОСВАРКИ
ИМ. Е. О. ПАТОНА
МИКРО
ПЛАЗМЕННАЯ
СВАРКА
Под редакцией
академика Б. Е. ПАТОНА
КИЕВ «НАУКОВА ДУМКА» 1979
УДК 621.791 «ИВ
М икроплазменная сварка. /Б. Е. Патон, В. С. Гвоздецкий.
Д. А. Дудко и др. Киев: Наук, думка, 1979. — 248 с.
В монографии изложен оригинальный материал о физиче-
ской сущности и процессах, которые имеют место при микро-
плазменной сварке, рассмотрены области ее применения. Даны
основные сведения о схемах, конструкции я эксплуатации источ-
ников питания, плазмотронов и сварочных установок универ-
сального и специализированного назначения. Достаточно боль-
шое внимание уделено вопросам технологических особенностей
микроплазменяой сварки цветных и черных металлов и спла-
вов. Монография является первой систематизированной работой
по данному вопросу.
Предназначена для научных и инженерно-технических
работников, аспирантов и студентов вузов, специализирующихся
по сварке, и может быть полезной специалистам, занятым
исследованиями физики плазмы и газового разряда.
Ил. 135. Табл. 29. Список лит.; с. 241—245 (88 назв.)
Авторы
6. Е. ПАТОН.
В. Q ГВОЗДЕЦКИЙ.
Д. А. ДУДКО,
В. Е. СК-ЛЯРЕВИЧ,
Н. М. ВОРОПАЙ,
Б. И. ШНАЙДЕР
Рецензенты
В. К. ЛЕБЕДЕВ.
А. В. ПЕТРОВ
Редакция технической литературы
М—81206-141 3J2-78 270406000U
М22Ц04)-7Э
«Наукова думка>,
1979
ПРЕДИСЛОВИЕ
Значительный объем сварочных работ составляет сварка металлов и сплавов
малых толщин (0,05—1,5 мм). Среди известных способов сварки наибольшее
применение получили газовая сварка, пайка и дуговая сварка неплавящимся
электродом в непрерывном и импульсном режимах [1]. Однако малая ско-
рость нагрева, большая зона термического влияния, а при дуговой сварке низ-
кая стабильность дуги на малых токах и сильная зависимость параметров
шва от длины дуги затрудняют процесс сварки, а в ряде случаев делают его
невозможным. Недостатки конструкций из тонколистовых металлов, изготов-
ленных с помощью газовой и дуговой сварки, зачастую приводят к браку,
который в серийном производстве составляет значительный процент.
При электроннолучевой сварке качество соединений значительно выше,
чем при аргонодуговой. Однако высокая стоимость и сложность оборудования,
требующая высококвалифицированного обслуживающего персонала, в ряде
случаев затрудняют применение электроннолучевой сварки. Кроме того, не
все приборы по технологическим требованиям допускают герметизацию в ва-
кууме, а многие изделия из-за своих размеров вообще не могут быть раз-
мещены в вакуумной камере. Использование других известных способов свар-
ки, например контактной и диффузионной, в условиях массового производ-
ства ограничивается конфигурацией изделий, свойствами материалов, требо-
ваниями гарантированной герметичности сварного шва и другими факторами.
В начале 60-х годов в Научно-исследовательском институте авиационной
технологии (НИИАТ) под руководством А. В. Петрова и в ряде зарубежных
фирм (Швейцарии, Англии, США и Франции) были начаты работы по исполь-
зованию для сварки металлов малой толщины сжатой дуги. Этот способ по-
лучил название микроплазменной сварки. Однако отсутствие целенаправленных
исследований по малоамперной дуге и технологии, а также отсутствие специа-
лизированной аппаратуры сдерживало развитие этого процесса и не позволяло
приступить к широкому использованию его в промышленности. В Институте
электросварки (ИЭС) им. Е. О. Патона АН УССР в эти же годы решалась
задача по изучению физических процессов сварочной дуги и разработке на
6
Предисловие
эрой основе новых способов микроплазменной сварки металлов малых толщин
и оборудования для ее широкого применения. Для решения этой задачи были
изучены особенности и разработана теория контрагирования малоамперной
сварочной дуги в различных средах, в том числе в вакууме, выполнены ис-
следования катодных процессов сварочной дуги и определены условия ста-
бильного горения малоамперной дуги с холодным катодом. Результаты теоре-
тических и экспериментальных исследований позволили разработать новые
способы микроплазменной сварки металлов, в том числе алюминия, при нор-
мальном и низком давлении.
Для практической реализации разработанных способов микроплазменной
сварки при оптимальных условиях предпринят анализ тиристорных комму-
таторов сварочного тока и предложены новые схемы коммутаторов однопо-
лярных и разнополярных импульсов тока, конденсаторных накопителей и схе-
мы питания переменным током.
Успешное решение поставленной комплексной задачи создало предпосылки
для широкого промышленного внедрения новых способов сварки. Усилиями
авторов и многих других сотрудников института, в первую очередь Г. Н. Иг-
натченко, В. И. Скрипника, Л. М. Яринич, В. Е. Патона, 9. И. Шмакова,
Л. Н. Козлова, Ю. Ф. Шевченко, Д. М. Рабкина, Ю. Е. Годлиса, В, В. Щер-
бака, Д. М. Погребиского, А. С. Свецинского, А. П, Запарованого, В. Ф. Лап-
чннского, Ю. И. Сапрыкина, В. А. Зражевского, В. Н. Самилова, Б. В. Да-
нильченко, осуществлена разработка оборудования и технологии для микро-
плазмепной сварки при нормальном и низком давлении. На ряде предприятий
в короткий срок благодаря инициативе Г. Б. Асоянца, Д, М. Тузова, С. К. Ку-
зовкина, В. И. Савельева и др. освоен серийный выпуск специализированного
оборудования, включающего сварочные установки, источники питания и плаз-
мотроны. ИЭС им. Е. О. Патона в содружестве с отраслевыми научно-иссле-
довательскими институтами, предприятиями и некоторыми вузами на пред-
приятиях страны внедрено более 2500 аппаратов для микроплазменной свар-
ки. Годовой экономический эффект исчисляется десятками миллионов
рублей.
Предисловие и главы I, II настоящей монографии написаны Б. Е. Пато-
ном и В, С. Гвоздецким; параграфы 1—8 главы III и параграф б главы
IV — Д. А. Дудко и В. Е. Скляревичем; параграф 9 главы III и параграфы
1—3, 5 главы IV — И. М. Воропаем; параграф 4 главы IV — Н. М. Воропаем
и Б. И. Шнайдером. В. написании главы V участвовали все авторы.
Авторы выражают глубокую признательность В. К. Лебедеву и И. К. По-
ходне за полезные советы, а также Л. М Яринич, В. Е. Зинченко и
В. Ю. Петрову за помощь при подготовке рукописи.
Глава первая
ФИЗИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ
МИКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКИ
I. КРАТКИЕ СВЕДЕНИЯ О ДУГЕ
И ЕЕ СТРОЕНИИ
Дуговой разряд является одним из видов электрических разря-
дов в газах. Он характеризуется относительно низким падением
напряжения и сравнительно большой плотностью тока. В при-
меняемых на практике сварочных дугах падение напряжения
составляет несколько десятков вольт, а плотность тока —
50 А/мм2 и более.
Механизм прохождения тока через газ существенно отлича-
ется от механизма токопрохождения -в твердых и жидких про-
водниках. В обычных условиях газ является диэлектриком. Он
может проводить ток только в тех условиях, когда в газ инжек-
тируются извне или генерируются внутри него заряженные час-
тицы.
Источником генерации заряженных частиц является иониза-
ция газа, в результате которой образуются свободные электро-
ны и положительные ионы. Обычно ионизация атомов и молекул
газа происходит при их столкновении с электронами, атомами
или фотонами. При этом ионизуемым частицам передается
энергия, которая превышает некоторое минимальное значение,
зависящее от рода газа, называемое потенциалом ионизации.
Существует также ступенчатый процесс, приводящий к иони-
зации при столкновении атомов и электронов с возбуж-
денными атомами и т. д. Если же газ нагрет до высокой тем-
пературы, то все процессы ионизации в нем происходят одно-
временно. Процессу ионизации соответствует обратный процесс,
т. е. процесс рекомбинации, в результате которого при столкно-
вении положительного иона с электроном образуется нейтраль-
ная частица.
Таким образом, для обеспечения заданной стационарной
электропроводности газа, когда концентрация заряженных час-
тиц не изменяется со временем и процессы их появления и
8
Глава первая. Физические основы микроплазменлой сварки
исчезновения сбалансированы, требуются затраты энергии.
Именно в этом усматривается основное отл-ичие газообразных
проводников тока от жидких и твердых.
В ионизированных газах ток переносится электронами и
положительными ионами. При отсутствии электрического поля
электроны и ионы нагретого газа совершают лишь беспорядоч-
ные движения и средняя скорость их в любом направлении рав-
на нулю. Если же к разрядному промежутку приложена раз-
ность потенциалов, то под действием электрического поля
электроны и ионы приобретают дрейфовые скорости, которые
параллельны полю. В обычных условиях дрейфовые скорости
значительно меньше скоростей их теплового движения. Элек-
троны дрейфуют к положительно заряженному электроду —
аноду, а положительные ионы—к отрицательно заряженному
электроду — катоду. Вследствие большого различия масс элек-
тронов и ионов их дрейфовые скорости также различны. Поэто-
му при возникновении разряда в межэлектродиом промежутке
первоначально возникает положительный объемный разряд
(избыток ионов над электронами), который влияет на распре-
деление потенциала между электродами. Мгновенное распреде-
ление потенциала для такого случая изображено на рис. 1
(кривая /). Видно, что потенциал по мере удаления от анода
вначале возрастает, проходит через максимум, а затем все кру-
че и круче падает. Максимум потенциала разделяет разрядный
промежуток на две области, в которых электрическое поле на-
правлено в противоположные стороны. Однако такое распреде-
ление потенциала стационарно не может существовать. Это
обусловлено тем, что электрическое поле гонит электроны от
электродов к максимуму потенциала. По мере накопления
электронов происходит нейтрализация положительного объем-
ного заряда. При этом максимум потенциала уменьшается и
смещается в сторону катода. В стационарном состоянии вместо
кривой 1 с максимумом образуется кривая 2, описывающая
Рис. 1.
Распределение потенциала по
длине дуги /.
Краткие сведения о дуге и ее строении
9
участок квазинейтральной плазмы (концентрация ионов равна
концентрации электронов) со слабым электрическим полем, ко-
торый со стороны катода и анода ограничен скачками потен-
циала, называемыми катодным и анодным падением соответ-
ственно.
Области катодного и анодного падения — это области с
объемными зарядами. Сильное электрическое поле, возникаю-
щее в прикатодной зоне, не позволяет электронам диффунди-
ровать из плазмы на катод. Ток в этой зоне переносится пото-
ками положительных ионов, поступающих из плазмы на катод,
и испускаемых катодом электронов. Заметим, что механизм
эмиссии электронов с катода на протяжении многих десятиле-
тий был и остается одним из наиболее сложных вопросов тео-
рии электрической дуги. В настоящее время в литературе еще
не утвердилась единая точка зрения на механизм эмиссии. Все
известные механизмы эмиссии электронов в дуговом разряде
рассмотрены в работе [2].
В области анодного падения электрический ток переносится
в основном электронами, которые свободно уходят из плазмы в
металл анода. Принято считать, что иопы из анода не выходят.
В силу беспорядочного движения заряженных частиц в плазме
на анод могут попадать и электроны, и иопы. Полный ток тепло-
вого движения на анод 1=1е—Л, где 1е и Ц— электронный
и ионный тепловой ток на анод. Тепловой ток в стационарном
режиме определяет величину анодного падения потенциала. Если
ток теплового движения меньше тока разряда, то в прианодаой
зоне возникает положительное анодное падение которое
ускоряет электроны и повышает их энергию. Естественно, чем
сильнее охлаждающее действие анода, тем ниже температура в
прианодпой зоне дуги и больше анодное падение потенциала.
Повышение температуры анода и прианодной зоны плазмы
приводит к уменьшению анодного падения потенциала. Если
же ток теплового движения на анод больше тока разряда, то
в анодной области возникает отрицательное падение потенциа-
ла, электрическое поле которого задерживает поступление элек-
тронов на анод и ускоряет движение ионов. В этом случае паде-
ние напряжения на дуге может быть меньше катодного падения
потенциала, которое, как правило, соизмеримо с потенциалом
ионизации газа/
В практике известны случаи, когда падение напряжения на
луге весьма мало и даже равно нулю (униполярная дуга), а
иногда оно становится даже отрицательным. Такие случаи обыч-
но наблюдаются в дугах с подогревным катодом при низком
давлении (в вакуумных дугах). В этих дугах температура
электронов в плазме значительно выше температуры ионов
(неизотермическая плазма). Малое падение напряжения на дуге
10
Глава первая. Физические основы микроплазменной сварки
(меньше потенциала ионизации) наблюдается также и в сва-
рочных дугах, горящих при атмосферном давлении. Например,
при аргонодуговой сварке неплавящимся электродом оно со-
ставляет около 8 В, в то время как потенциал ионизации арго-
на равен 15,7 В.
Газовая среда в прианодной зоне сварочных дуг по хими-
ческому составу весьма неоднородна. Она во многом зависит
от режима горения дуги, способа сварки и содержит пары ма-
териала анода и флюса, воздух или защитный газ. Даже при
сравнительно невысокой температуре анода у его поверхности
возможна термическая ионизация той компоненты смеси, которая
имеет наиболее низкий потенциал ионизации. Степень иониза-
ции такой смеси является сложной функцией температуры,
потенциала ионизации и парциального давления каждой ком-
поненты [3L
Таким образом, ясно, что физические процессы в анодной
области сварочной дуги достаточно сложны и многообразны.
Тем не менее их знание необходимо, чтобы иметь возможность
управлять как величиной анодного падения потенциала, так и
плотностью тока, а следовательно, и тепловой мощностью ду-
ги, передаваемой аноду — изделию.
В области квази-нейтральной плазмы, называемой столбом
дуги и занимающей практически весь разрядный промежуток,
ток переносится электронами и ионами. Однако так как кон-
центрации их практически равны, а дрейфовая (направленная)
скорость электронов под действием электрического поля зна-
чительно больше скорости ионов, то ток в столбе дуги прак-
тически переносится одними электронами. Направленная ско-
рость электронов зависит от напряженности электрического
поля и температуры плазмы, а также рода газа и давления.
Температура столба обусловливает ряд различных явлений в
плазме и поэтому является одним из основных ее параметров.
Средняя тепловая энергия электро-нов в плазме обычно недо-
статочна для ионизации. Тем не менее в плазме имеется боль-
шое количество электронов, энергия которых достаточна как
для возбуждения, так «и для ионизации газа. Столб дуги является
тем объектом, где наблюдаются разнообразные оптические,
электрические и тепловые процессы, являющиеся результатом
коллективных взаимодействий всех частиц плазмы.
Итак, по характеру изменения потенциала и разнообразию
физических процессов электрическую дугу условно разделяют
на три области — анодную, катодную и положительный столб.
Каждая часть имеет большое практическое значение и является
сложной самостоятельной областью исследования.
Основные концепции развития теории столба сварочной дуги
11
2. ОСНОВНЫЕ КОНЦЕПЦИИ РАЗВИТИЯ ТЕОРИИ
СТОЛБА СВАРОЧНОЙ ДУГИ
Экспериментальное определение таких параметров, как напря-
женность электрического поля в столбе, радиальное распределе-
ние температуры Т(г) и плотности тока /(г), связано со значи-
тельными трудностями. Поэтому особое значение приобретают
теоретические исследования, которые позволяют связать эти
параметры дуги с режимом и условиями ее горения. Сведения
о физических процессах в сварочной дуге, основах теории и ре-
зультатах исследований можно найти в работах известных
отечественных и зарубежных ученых [4—14]. Однако сложность
объекта исследования вынуждает многих исследователей в каж-
дом конкретном случае прибегать к различным упрощениям
или модельным представлениям дуги.
Для математического описания столба цилиндрической дуги
имеется полная система уравнений, описывающая баланс энер-
гии, электропроводность и теплопроводность плазмы с учетом
электрон-атомных и электрон-ионпых соударений, степень иони-
зации, а также уравнение для объемной плотности энергии
излучения. Данная система уравнений, по существу, сводится
к решению одного дифференциального уравнения второго по-
рядка относительно температуры. Однако это уравнение не-
линейно, и нахождение аналитического решения Т(г) даже в
однородной газовой среде связано со значительными матема-
тическими трудностями. В сварочных дугах из-за сложного и
неоднородного состава среды эти трудности возрастают. Для
приближенной оценки параметров столба дуги и выяснения
качественного влияния на них различных факторов часто поль-
зуются более простой системой уравнений или прибегают к
упрощенной модели дуги. Исходным положением для всех мо-
делей дуги является то, что основная часть тока и энергия
столба дуги сосредоточены в центральной его зоне. Это позво-
ляет представить столб дуги в виде двух зон: зоны электропро-
водности— токового * канала столба (внутренний цилиндр) и
зоны теплопроводности (внешняя цилиндрическая оболочка),
в которой электропроводность практически равна нулю. Во вто-
рой зоне происходит перенос тепла от токового канала столба
в окружающее пространство.
Для малоамперных дуг обычно пренебрегают излучением и
считают, что вся потребляемая столбом дуги энергия теряется
путем теплопроводности (теплопроводностная модель). Реше-
ние такой задачи с учетом специально введенной функции теп-
лопроводности выполнено Мэккером [14]. Им найдено радиаль-
ное распределение электропроводности о (г). Максимальное ее
значение приходится на ось столба. По мере удаления от оси
12
Глава первая. Физические основы микроплазменной сварки
электропроводность падает все быстрее. Из этого решения сле-
дует, что радиус токового столба обратно пропорционален
напряженности электрического поля. Большей напряженности
поля соответствует меньший радиус токового канала столба.
Однако задача Мэккером не решена до конца. Напряженность
электрического поля и радиальное распределение температуры
так и не были найдены. Это решение не дает также ответа на
вопрос, как влияют режим горения дуги и коэффициент тепло-
проводности среды на параметры столба.
Для мощных сварочных дуг, горящих в парах металла, при-
нимается излучательная модель столба. Физическая сущность
такой модели состоит в том, что вся потребляемая столбом
энергия теряется только за счет «черного» излучения [5, 6].
Потери энергии, обусловленные теплопроводностью, в данной
модели столба принимаются равными нулю. На основании опи-
санной модели столба К. К. Хренов установил количественную
связь между температурой столба и эффективным потенциа-
лом ионизации Vi дугового газа в виде Т « 800 V?. Естествен-
но, что полученное выражение является приближенным. Как
отмечает К. К. Хренов, в нем не отражено влияние многих фак-
торов, например тока дуги, давления и теплопроводности газа
и т. д. Тем не менее для некоторых режимов сварочных дуг
соотношение Т « 800 V/ хорошо согласуется с данными экспе-
риментов. Для температуры столба дуги с неплавящимся элек-
тродом, горящей в среде защитных газов, В. В. Фролов приво-
дит выражение: Т =* 1000 Vi [12]. Оба эти выражения прибли-
зительно соответствуют опытным данным. Первое выражение
в большей мере приемлемо для дуг средней мощности, а вто-
рое — для более мощных дуг. В этом плане модель черного
излучения дуги дает хорошие результаты. Однако ее использо-
вание для вычисления других параметров столба дуги, в част-
ности напряженности электрического поля, менее приемлемо.
Так, па основании этой модели в работе [6] получено аналити-
ческое выражение для вычисления напряженности электриче-
ского поля (В/м) в столбе сжатой дуги, горящей в аргоне
(V< - 15,7 В):
Е = 35 • 10“8-~Т4. (L1)
Здесь г0—радиус сжатого столба, м, принятый равным радиусу
канала сопла плазмотрона; /д— ток дуги, А; Т—температура
столба, К-
Вычисленные по формуле (1.1) значения напряженности
электрического поля £ для заданных, близких к действитель-
ности, параметров гс, /д, Т представлены в табл. L
Основные концепции развития теории столба сварочной дуги
13
Таблица!
гс 10s, м /д. А Е, В/м
7«=, 800 l't Т = 1000 г,- 4-
1 50 174 203,30 425301,02
1,5 100 130 652,48 318 975,77
2 200 87 101,652 212 650,51
2,5 300 72 584,71 177 208,76
Из таблицы видно, что вычисленная напряженность поля
находится в пределах (73-—425) • 103 В/м. Экспериментальные
измерения, выполненные, например, Д. Г. Быховским, показыва-
ют, что напряженность поля в столбе сжатой дуги составляет
примерно (1,1—3) .103В/м.
Столь существенное различие между расчетными и экспери-
ментальными данными свидетельствует о том, что формула
(1.1), полученная непосредственно из основного уравнения
баланса энергии
ЦЕ = гтгг^оТ4 (1.2)
где 3 — степень черноты дугового газа; а — постоянная Стефана—
Больцмана, о = 5,67 • 10““8 Вт/м2«град4) для модели черного из-
лучения, нуждается в существенном уточнении. Такое расхож-
дение, по-видимому, объясняется тем, что к дуге, имеющей
линейчатый спектр, как это отмечает А. М. Залесский, нельзя
применять закон Стефана—Больцмана (11].
Из изложенного следует, что как тешшпроводностная модель
столба, так и модель черного излучения во многом не удовлет-
воряют запросам практики.
Более достоверные результаты дает метод численного реше-
ния известного уравнения баланса энергии для столба цилиндри-
ческой дуги
г/(П ^] = - <7 (П-
(1-3)
Здесь —коэффициент теплопроводности плазмы; q(Т) —
объемная плотность энергии излучения; г — текущая коорди-
ната.
В уравнении (1.3) учтено два вида потерь энергии столбом
дуги: теплопроводностью х(^) и объемным излучением q(T).
Конвективные потери, как отмечает В. Л. Грановский, для
центральный зоны столба дуги малы, и ими можно пренебречь.
Они заметны только на периферии столба, где температура
газа соизмерима с температурой окружающей среды [8].
14
Глава первая. Физические основы микроплазмениой сварки
8. ВЫЧИСЛЕНИЕ ПАРАМЕТРОВ СТОЛБА
ЦИЛИНДРИЧЕСКОЙ ДУГИ
Ранее известные численные решения уравнения (1.3) выполня-
лись, как правило, при значительных упрощениях. В ряде работ
принималось, что коэффициент теплопроводности X не зависит
от температуры. В других работах эта зависимость задавалась
в виде степенной функции. Причем во всех случаях решение
выполнялось без учета электронной компоненты теплопровод-
ности плазмы.
Численное решение уравнения баланса энергии (1.3) в на-
стоящем изложении выполнено [15] с учетом электронной и
атомной теплопроводностей плазмы как функций температуры,
а также с учетом электрон-атомпых и электроп-ионпых взаимо-
действий при вычислении электропроводности плазмы. При этом
в соответствии с результатами анализа экспериментальных дан-
ных и постановки по уравнению (1.3) вариационной задачи
на отыскание минимума энергии столба дуги значение напря-
женности электрического поля принималось не зависящим от
координаты г в любом поперечном сечении столба.
Решение уравнения (1.3) проводилось методом Рунге— Кутта
на ЭВМ «Минск-22 М». Для заданных граничных условий ^=0
и Т|г==о —7"о, параметров среды и тока дуги вычислялись ра-
диальные распределения температуры Т плотности тока
/ (гУ/о» а также значение напряженности электрического поля £,
Здесь То — температура, /о—плотность тока на оси столба. Вы-
Та б лица 2
г. мм Т(г)/Г. Г, мм т (г)/Т, 7 (')//•
0,00 1,00000 1,00000 1,20 0,85666 0,36363
0,10 0,99900 0,99484 1,30 0,83288 0,28820
0,20 0,99601 0,97940 1,40 0,80796 0,22027
0,30 0,99101 0,95373 1,50 0,78222 0,16193
0,40 0,98400 0,91798 1,60 0,75599 0,11427
0,50 0,97497 0,87243 1,70 0,72956 0,07728
0,60 0,96392 0,81750 1,80 0.70322 0,05002
0,70 0,95084 0,75408 1,90 0,67716 0,03092
0,80 0.93576 0,68315 2,00 0,65152 0,01826
0,90 0,91871 0,606 32 2,10 0,62639 0,01026
1,00 0,89977 0,52568 2,20 0,60179 0,00546
1,10 0,87903 0,443 80
Примечан ие. Исходные данные: ^д — 27.5 A; 15.7 В; Гв — 9700 К; Xfl (9700 К)—
— 1 446 Вт/м-град. Результаты расчета: Е — 1576 В/м, I выч « 27,355 А.
Вычисление параметров столба цилиндрической дуги
15
численные значения температуры Т (г) сравнивались с законом
нормального распределения
7(г)==70ехр(—Ь2г2), (L4)
где Ь2—функциональный коэффициент, зависящий от состава
среды и режима горения дуги.
Все результаты вычислений выводились на печать в виде
таблиц для г, Т (г)1Тъ и / (г)//о в каждой строке через Дг = 0,1мм.
В таблице печатались также исходные данные: V;, То, 7 и /д
и некоторые результаты вычислений: £, 7ВЫЧ. Отметим, что зна-
чение To*=f(Ip) задавалось в виде массива, заимствованного
из экспериментальных данных. Типичная таблица для дуги, го-
рящей в смеси 90%Аг+10%Н2, приведена выше (табл. 2). Из
данных таблицы видно, что с увеличением координаты г плот-
ность / (г) быстро падает. Температура же снижается медленнее,
и в области, где /(г)//’о практически равно нулю, значение тем-
пературы Т (г)/Го ~ 0,61 -4—0,63.
Вычисления показали, что коэффициент Ь2 в исследованном
диапазоне изменения г является практически постоянной вели-
чиной. Это свидетельствует о том, что радиальное распределе-
ние температуры достаточно хорошо описывается нормальным
законом Гаусса, т. е. формулой (1.4).
Рис. 2.
Радиальное распределение температуры (2)
и плотности тока (2) для смеси 90% Аг-р
+ Ю% Н2:
а — /д = 8 А, уф = 11,5 А/мм2, Ь2 =*= 0,55 мм 2*
а? = 4,0 мм 2, с4 — 1,31мм 4, о2 ~ 4,53 мм 2«
б— /д = 22.5 А, /0=« 7 А/ММ1. Ь2 = 0,13 мм*~2,
д2 = 0,696 ым"~2, с4 = 0,172 мм 4, а2 = 0.983 мм-2>
6— — 50 А. /0 “ А/мм2, Ъ2 =» 0,07 мм 2,
с2 -= 0,231 мм~2, г4 — 0,068 мм”-4, а2 = 0,453 мм““2-
0 1,6
16
Глава первая. Физические основы мнкроплазменяой сварки
Типичные кривые распределения температуры и плотности
тока для различных значений тока дуги изображены на рис. 2.
Там же в виде крестиков нанесены значения Т (r)/TQl вычислен-
ные по уравнению (1.4). Плотность тока / (г)//о более сложно
зависит от радиуса, но в большинстве случаев может быть опи-
си на зависимостью типа
/ (И = /о ехр [— (о?г2 + c4r4)], (1.5)
где и с — коэффициенты, определяющие степень сосредото-
ченности тока дуги.
Значения / вычисленные согласно выражению (1.5), по-
Казани точками. Легко видеть, что при соответствующем выборе
коэ(|м|шциентов а] и с4 результаты численного решения уравнения
(1.3) хорошо могут быть представлены аналитическими функ-
циями.
Интегрирование выражения (1.5) позволяет установить связь
между током дуги, плотностью тока на оси и коэффициентом
сосредоточенности тока:
оо
/д = У г/ (г) dr =
О
(1.6)
где
"/о _ пЕа (т0.
— коэффициент сосредоточенности тока эквивалентного гауссов-
ского распределения (коэффициент контрагирования столба дуги),
/ (г) = /о exp (—a2r2); (1.8)
/2с2\
/ — I — сложная аналитическая функция, график которой изобра-
\С1 /
жен на рис. 3.
Таким образом, выражение (1.5) можно заменить эквивалент-
ным нормальным распределением (1.8) с коэффициентом а2, ко-
торый легко определить с помощью коэффициентов а2 и г2 и рис. 3.
При этом нормальное распределение тем точнее описывает ис-
Рис. 3.
График функции, связывающий
коэффициенты а2, а2 и с2.
Вычисление параметров столба цилиндрической дуги
17
тинное распределение (1.5), чем меньше ток дуги. Коэффициент
а2 не зависит от координаты г. Из рис. 3 видно, что при с2 -> О
коэффициент а2 -> а?.
Замена формулы (1.5) выражением (1.8) приводит к неко-
торой неточности в определении радиуса токового канала стол-
ба. В центральной части столба распределение / (г) идет ниже
(рис. 2, штриховая кривая) истинного (кривая 2), а у грани-
цы — выше. В связи с этим условие /(/?)//о=О,005, опреде-
ляющее границу токового канала при вычислении j(r) на ЭВМ
для гзуссовского распределения преобразуется в /(/?)//ояг0,03-ь
-ь0,05. Поэтому условный радиус токового канала по формуле
(1.8) определяется как
(1.9}
С другой стороны, по значению температуры на границе то-
кового канала из формулы (1.4) находим b2R2 =0,5. Объединяя
равенства относительно 7?2, получаем
й2^(6-ь7)&2, (1.10)
т. е. коэффициент коптрагироваиия а2 может быть определен
через коэффициент температурного распределения Ь2.
Зависимость а2 = 7Ь2 = /Ч7Ц), вычисленная на ЭВМ для ду-
ги, горящей в аргоне и смеси (90% Аг+,10% Нг), показана
Рис. 4.
Зависимость коэффициента контрагирования
от тока дуги:
аргон: 2 — смесь 90% Аг -Г 10% Н*.
Рис. 5.
Зависимость напряженности электрического
поля в столбе от тока дуги:
1 — аргон; 2 — смесь 90% Ar 4- 10% Нг
18
Глава первая. Физические основы микроплазменной сварки
на рис. 4. С ростом тока коэффициент сосредоточенности пада-
ет. Увеличение коэффициента теплопроводности газа (на-
пример, за счет добавки водорода к аргону) ведет к увеличению
коэффициента сосредоточенности тока, а следовательно, и к уве-
личению степени сжатия дуги. Усиление сжатия столба вслед-
ствие добавки водорода особенно заметно в области малых
токов. При больших токах кривые а2=/(7д) для различных
значений сходятся достаточно близко, что свидетельствует об
ослаблении влияния среды на контрагирование дуги на боль-
ших токах. При малых токах 7Д < 20 А можно управлять «фо-
кусировкой» дуги, влияя на среду посредством коэффициента
Ха. Естественно заключить, что чем больше коэффициент теп-
лопроводности газа, тем острее будет сфокусирована дуга. Это
явление использовано при разработке микроплазменной сварки
металлов малых толщин.
Из формулы (1.6) видно, что для заданных значений /д, И*,
То напряженность электрического поля растет с увеличением
коэффициента сосредоточенности тока. Поэтому коэффициент
теплопроводности газа X* существенно влияет на напряжен-
ность электрического поля и на вольт-амперную характеристику
E-f(I^) столба (рис. 5). С ростом Хй электрическое поле уве-
личивается. Данная зависимость является иллюстрацией хоро-
шо известного экспериментального факта, что всякое улучшение
теплообмена между столбом дуги и окружающей средой ведет
к росту напряженности электрического поля и сжатию дуги.
При малых токах напряженность поля резко зависит как от со-
става среды, так и от величины тока. С увеличением тока зави-
симость E-f(Iji) ослабляется и, начиная с /д—15ч-20А, прак-
тически не зависит от тока. Зависимость Е от состава среды
«сохраняется: большему значению Хс соответствует более высо-
кое значение поля Е. Эта закономерность также хорошо согла-
суется с данными экспериментов. Следовательно, рассчитанная
вольт-амперная характеристика столба находится в хорошем
соответствии с экспериментальной как по диапазону, так и по
темпу изменения переменной величины.
Изложенные расчеты позволяют получить радиальное рас-
пределение температуры и плотности тока в столбе дуги, вы-
числить напряженность электрического поля и коэффициент
сосредоточенности тока в зависимости от свойств среды и тока
дуги. Результаты расчетов хорошо согласуются с эксперимен-
тальными данными. Таким образом, изменяя теплофизические
свойства среды, можно управлять энергетическими параметрами
малоамперной дуги при сварке.
Способ получения сжатой дуги и ее применение
19
4. СПОСОБ ПОЛУЧЕНИЯ СЖАТОЙ ДУГИ
И ЕЕ ПРИМЕНЕНИЕ
На протяжении последних десяти — двадцати лет в отечествен-
ной и зарубежной практике получили широкое применение
различные способы сжатия дуги, приводящие к увеличению плот-
ности тока. Такие дуги используются главным образом для рез-
ки и сварки металлов.
Выше было показано, что интенсивное охлаждение столба
повышает его энергетические параметры и приводит к сжатию
дуги. Обычно для охлаждения используют обдув дуги аксиаль-
ным, радиальным или вихревым потоком газа или жидкости. Ду-
говой разряд, как правило, горит в струе инертного газ между
вольфрамовым катодом / и обрабатываемым изделием — ано-
дом 4 (рис. 6), и его диаметр ограничен каналом сопла 2 плаз-
мотрона. Радиальные размеры столба определяются режимом
работы плазмотрона. При соответствующем выборе диа-метра
сопла, рода и расхода газа, а также тока дуги можно умень-
шить блуждание анодного пятна, значительно повысить плот-
ность энергии на аноде, а следовательно, и интенсивность его
плавления. Наружные слои струи газа, омывающие дугу и ка-
нал плазмотрона, остаются сравнительно холодными и электри-
чески изолируют столб от сопла плазмотрона. Чем больше рас-
ход газа, тем меньше тепловая нагрузка на сопло и выше
диэлектрическая прочность пограничного слоя газа. Отбираемое
газом от столба тепло у-носится струей в осевом направлении.
Уменьшение расхода плазмообразующего газа, наоборот, уве-
личивает нагрузку па сопло и снижает электрическую проч-
ность пограничного слоя газа. В этом случае уменьшается
стойкость сопла. Несмотря на то что сопло плазменной горел-
ки, как правило, всегда охлаждается водой, для каждого зна-
чения его диаметра и тока дуги существуют минимальные рас-
ходы газа, ниже которых возникает двойное дугообразование,
приводящее к быстрому разрушению сопла плазмотрона.
Расходом плазмообразующего газа регулируется также дав-
ление на жидкий металл ванны, что изменяет глубину и ширину
проплавления изделия — анода. При больших расходах газа
сварка становится невозможной, так как металл ван-ны выдува-
ется из зоны сварки и происходит разделительная резка. Этот
технологический процесс один из первых получил широкое при-
менение в промышленности для резки цветных металлов, не-
ржавеющих сталей и других металлов. По сравнению с резкой
сварка сжатой дугой является более сложным технологическим
процессом, и ей предшествовали специальные исследования не
только по выбору электрических режимов, но главным образом
по отработке газодинамических параметров плазмотрона, обес-
20
Глава первая. Физические основы микроплазменной сварки
печивающих высокую стойкость сопла плазмотрона и нормаль-
ное формирование шва при глубоком проплавлении. Кроме того,
для получения высококачественных сварных соединений требу-
ется дополнительная защита расплавленного металла от окру-
жающего воздуха. Наиболее простым вариантом такой защиты
является концентрическая подача защитного газа через наруж-
ное сопло плазмотрона. В зависимости от состава свариваемого
металла в качестве защитного газа могут быть использованы
аргон, гелий, азот, углекислый газ, а также различные смеси
газов, в том числе смеси, содержащие водород.
При сварке сжатой дугой падение напряжения на дуге в
основном зависит от рода и расхода как плазмообразующего,
так и защитного газа, а также от диаметра сопла плазмотро-
на. Тепловая мощность, передаваемая сжатой дугой изделию,
складывается из мощностей, вносимых анодным падением потен-
циала и сгруей плазмы.
Сварка сжатой дугой ведется преимущественно на постоян-
ном токе прямой полярности. Сварка легких металлов и спла-
вов осуществляется на переменном токе или на постоянном
токе обратной полярности.
Описанный выше случай, когда изделие непосредственно под-
ключено к источнику сварочного тока, в литературе рассматри-
Рис. 6.
Схема процесса микроплазменной сварки
в непрерывном и импульсном режимах
на прямой полярности (а) и дугой косвенного
действия (б):
1 — электрод плазмотрона; 2 — сопло плазмотрона;
3 — защитное сопло; 4 — изделие; 5 — источник
питания основной дуги; 6 — источник питания
дежурной дуги и дуги косвенного действия;
ти—длительность импульса тока; тп — длительность
паузы.
2*
Вычисление параметров сжатой дуги низкого давления
21
вается как способ термической обработки металлов сжатой
дугой прямого действия.
Для термической обработки неметаллов обычно используют
сжатую дугу косвенного действия. В этом случае роль анода
выполняет сопло плазмотрона. Дуга горит внутри канала соп-
ла, и под действием струи газа часть плазмы столба выносится
за пределы сопла, образуя факел, длина которого зависит от
режима работы плазмотрона и состава плазмообразующего
газа (рис. 6,6). Тепловая энергия в плазмотроне косвенного
действия передается обрабатываемому изделию струей плазмы,
нагретой столбом дуги. В большинстве случаев она невелика
и поэтому используется в основном для напыления, сфероиди-
зации, сварки пластмасс, резки тонких диэлектрических и текс-
тильных материалов.
Непосредственное возбуждение дуги между электродом и
изделием через узкий канал сопла затруднено. Поэтому внача-
ле обычно возбуждается дежурная дуга косвенного действия
между электродом и соплом плазмотрона, а затем, как только
факел плазмы достигает изделия, возбуждается дуга прямого
действия. При этом дежурная дуга в зависимости от схемы се
питания отключается либо продолжает гореть, стабилизируя
основную дугу на малых токах.
Наиболее ответственной частью плазмотрона для сварки в
инертных газах является сопло. Поэтому его изготовляют из
материала с большой теплопроводностью, например из меди, и
охлаждают водой. Иногда в водоохлаждаемый медный корпус
запрессовывают сопловую вставку из тугоплавких металлов
(вольфрама или молибдена). В последние годы в плазмотронах
различных назначений начали применять сопла из пористых
материалов, которые охлаждаются путем продувания через их
боковые стенки газа или жидкости.
5. ВЫЧИСЛЕНИЕ ПАРАМЕТРОВ СЖАТОЙ ДУГИ
НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ
Разработанный в ИЭС им. Е. О. Патона способ сварки сжатой
дугой в вакууме [16] нашел применение при изготовлении свар-
ных конструкций из химически активных металлов и сплавов,
узлов электронных и электровакуумных приборов, требующих
высококачественной защиты, а также при других видах терми-
ческой обработки металлов. Сущность этого способа состоит в
том, что в вакуумной камере размещается плазменная горелка,
внутрь которой подается газ, истекающий через сопло в каме-
ру. Из камеры газ непрерывно откачивается вакуумным насо-
сом. Дуга горит между катодом плазмотрона и изделием —
анодом, размещенным внутри камеры (рис. 7).
22 Глава первая. Физические основы микроплазменной сварки
Вычисление параметров такой дуги связано со значитель-
ными трудностями, поскольку отсутствуют методы ее расчета.
Единственный параметр, поддающийся оценке,— средняя плот-
ность тока в канале плазмотрона. Для решения технологиче-
ских задач важно знать плотность тока не в плазмотроне, а на
изделии и уметь управлять ею.
Рассмотрим механизм сжатия дуги низкого давления вне
плазмотрона, вычислим функцию радиального распределения
плотности тока в столбе и установим количественные связи па-
раметров дуги с режимом ее горения.
По мере уменьшения давления в ка-мере, при котором горит
дуга, увеличивается отношение направленной скорости электро-
нов к тепловой скорости. Если это отношение больше единицы,
то ускоряющее действие электрического поля уже не может быть
компенсировано силой динамического трения. Движение элек-
тронов в этом случае сдерживается в основном их инерцией.
Поскольку последняя очень мала, то электропроводность такой
плазмы существенно увеличивается. Такая плазма становится
подобной низковольтному пучку электронов. При этом роль по-
ложительных ионов сводится к нейтрализации объемного заряда
электронов. В работах Л. Лидски [17] ц В. М. Ямпольского
[18] отмечается, что плазма низкого давления с натеканием
газа через трубчатый катод представляет собой именно такой
сильноточный низковольтный электронный пучок. В этой свя-
зи можно предположить, что и в данном случае за срезом сопла
плазмотрона также формируется квазинейтральный электрон-
ный пучок. Механизм сжатия этого пучка вне плазмотрона, по
нашему мнению, состоит в следующем.
Электроны плазмы под действием продольного электриче-
ского поля ускоряются к аноду, а за счет поперечных состав-
ляющих тепловых скоростей смещаются в радиальном направ-
лении, что приводит к расширению плазмы. Перемещение элек-
Рис. 7.
Схема установки для
сварки при пониженном
давлении:
/ — вакуумная камера; 2 — ввод
плазмообразующего газа;
3 — диодная развязка;
4 — коммутатор тока;
5 —накальный трансформатор;
6 — автотрансформатор;
7—плазменная горелка;
8 — накаливаемый катод;
9 — разрезной анод.
Вычисление параметров сжатой дуги низкого давления
23
тронов в радиальном направлении происходит перпендикулярно
собственному магнитному полю, создаваемому током дуги.
В результате взаимодействия радиальной составляющей ско-
рости электрона с собственным магнитным полем изменяется
характер их движения. Электроны при низком давлении начи-
нают вращаться вокруг силовой линии магнитного поля. Когда
частота их вращения больше частоты их соударений в плазме,
магнитное поле задерживает диффузию электронов в радиаль-
ном направлении. В этом случае тепловая скорость движения
ионов поперек столба становится больше скорости электронов
вследствие большего радиуса кривизны траектории иона в маг-
нитном поле. Различие в скоростях ионов и электронов в попе-
речном направлении порождает электрическое поле, которое
тормозит ионы и ускоряет электроны так, что их движение
поперек столба дуги происходит с одинаковой амбиполярной
скоростью. Таким образом, электроны, движущиеся в направле-
нии к аноду, под действием поперечных составляющих тепловых
скоростей ионов вместе с ними смещаются в радиальном на-
правлении. В результате плазма расширяется, плотность тока
в столбе уменьшается. Расширение плазмы тем меньше, чем
больше направленная скорость электронов и ниже температура
ионов.
С учетом максвелловского закона распределения попереч-
ных составляющих тепловых скоростей для изложенного в ра-
боте [19] механизма сжатия столба дуги низкого давления нами
получено выражение, описывающее радиальное распределение
плотности тока:
/(О = /0 (1 + ?Г<г-2) ехР (— (1.11)
\ 2 -Г а2гс J
Здесь /о—плотность тока на оси столба, которая выражается
через среднюю плотность /с в канале плазмотрона как
/о = /с[1 — ехр(— аИ)], (1-12)
2
где — параметр,
смысл и служащий
низкого давления,
имеющий вполне определенный физический
мерой сосредоточенности тока в столбе дуги
2_
а2 2kT{
ue\2
— ; Mi, Ti — соответственно масса
и температура ионов; k — постоянная Больцмана; — направ-
ленная скорость электронов, создаваемая электрическим полем;
z — координата вдоль оси столба, отсчитываемая от среза сопла
плазмотрона.
Из формулы (1.12) следует, что при z~>0 плотность тока
на оси столба /0 стремится к плотности тока /с в канале сопла
плазмотрона. Из выражения для а* следует, что чем больше
24 Глава первая. Физические основы микроплазменной сварки
масса и ниже температура ионов, а также больше направлен-
ная скорость электронов, тем сильнее сжимается дуга. Из этой
же формулы видно, что степень сосредоточенности тока зави-
сит от длины дуги. Чем длиннее дуга, тем меньше плотность
тока на изделии.
Используя формулу (1.11), можно легко установить связь
между током дуги /д, плотностью тока /0, радиусом сопла гси
параметром ар
СЛ
/д = С / (г) rdr =
J ао
О
(1-13)
где
2 4-^с
2(1 +4^)
2 2
«0 = #2
и имеет смысл коэффициента сосредоточенности тока.
Легко показать, что равенству /да2о—л/о соответствует рас-
пределение плотности тока /(г), которое, как и в дуге при атмос-
ферном давлении, описывается той же формулой (1*8), но с
другим значением коэффициента сосредоточенности а?.
Теперь имеет смысл проанализировать функциональную за-
висимость коэффициента от основных параметров плазмы.
Для этого необходимо определить направленную скорость элек-
тронов иЕ, которая, как легко понять, зависит от напряжен-
ности электрического поля и осевого градиента электронного
давления. Этот градиент, как и электрическое поле, ускоряет
электроны в направлении к аноду и вносит заметный вклад в
направленную скорость иЕ электронов.
Поэтому действие градиента
/ at)
аО
электронного давления
и электрического поля Е на скорость электронов
можно заменить действием эквивалентного электрического поля Ее:

аб
I + аО
(1-14)
Здесь е и Те— заряд и температура электронов; a — степень
пе
ионизации, a =—:; 0 — коэффициент, учитывающий неизо-
па +
Т
термичность плазмы, 8 = р — суммарное давление, р = ра 4-
+ + Pi-
Вычисление параметров сжатой дуги низкого давления
25
Существование градиента — р
ионного давления, нао-
борот, уменьшает направленную скорость ионов. Поэтому экви-
валентное поле Ei для ионов имеет вид
(1.15)
Для случая, когда £<^0, из выражений (1.14) и (1.15) имеем
£г==Е(1 + 6)-АтЛ1п6.
КЗ
(116)
Выполняя математические преобразования для направленной
скорости электронов («г — Vе Ее), характерной для плазмы низ-
кого давления (20], с учетом выражения (1.16) находим
al = 2,73 • 10-18
(1 + аО) VA
PZ2SS
Е (1 4- е) — 8,625 • 10-5Те In О
(Ы7)
где А— атомный вес газа; ss = sm4-a(s«i— sra) — сечение упру-
гого соударения электронов в плазме.
Вычисления показывают, что для реальных значений пара-
метров плазмы: 6 = 5; а = 0,15; р — 30 Н/м2~ 0,225 мм рт. ст.;
z = 0,02 м; Ss = 4 - Ю'19 м2; £ = 33 В/м; А = 40; ? = 0 коэф-
фициент al — 1,25 • 106 = 1,25 мм 2.
Для тока дуги /д=90А, радиуса сопла гс=0,6 мм и на-
йденного значения а2 по уравнению (1.12) определяем, что /0~
28,7 А/мм2. При напряженности поля £ = 25 В/м плотность
тока /с—22,9 А/мм2. Эти значения находятся в хорошем соот-
ветствии с экспериментальными данными [211.
Из формулы (1.17) видно, что в зависимости от распределе-
ния давления p(z) в разрядном промежутке столб дуги может
иметь различную форму. Если произведение z2p(z) — функция
растущая, го при постоянных остальных параметрах коэффи-
циент а2 (г) есть функция падающая. Поэтому в направлении к
аноду дуга будет расширяться. Если же произведение z2p(z) —
= const, то дуга приобретает цилиндрическую форму; коэффи-
циент с| перестает зависеть от 2 и в любом поперечном сече-
нии столба устанавливается одинаковая плотность тока.
В силу того что /о</с, по отношению к радиусу канала соп-
ла столб дуги вблизи него в любом случае будет расширяться.
При удалении от сопла к аноду форма столба, как отмечалось,
определяется в основном произведением z2p(z).
Коэффициент сосредоточенности тока дуги низкого давления
также зависит от рода плазмообразующего газа: чем выше
26 Глава первая. Физические основы микроплазменной сварки
атомный вес газа, тем сильнее сжимается дуга. В гелии, масса
которого в десять раз меньше массы аргона, дуга низкого дав-
ления будет сжиматься значительно слабее, чем в аргоне.
Практически технологические параметры дуги низкого давления
регулируются величиной тока, радиусом канала сопла плазмо-
трона и натеканием плазмообразующего газа.
6. ИЗМЕРЕНИЕ ПАРАМЕТРОВ ДУГИ
НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ
Для экспериментального определения радиального распределе-
ния плотности тока в анодном пятне использовалась уточненная
[22] методика разрезного анода. Дуга с постоянной скоростью
перемещается с одной части анода на другую. При этом в каж-
дой части анода регистрируется изменение тока Цх). Чем точ-
нее измеряется ток, тем достовернее вычисляется функция /(г).
По мере перемещения анодного пятна ток в первой части анода
уменьшается, а во второй — увеличивается. Скорость нараста-
ния тока 1(х) зависит от радиального распределения плотности
тока в анодном пятне. Измеренный таким образом ток Цх)
можно пересчитать в радиальное распределение j(r).
Измерение плотности тока производилось на сварочной уста-
новке, схема которой изображена на рис. 7. В качестве плазмо-
трона использовалась горелка А-1092К с V-образным прямона-
кальным вольфрамовым катодом. Плазмотрон размещался в
Рис. 8.
Радиальное распределение плотности
тока в дуге низкого давления
(диаметр канала сопла dc = 1,2 мм,
длина дуги от среза сопла до анода
/д — 5 мм):
/ — /д «= 90 At Qp = 1 >7 см’/о
2 — /д я» 75 А; Qp « 1,6 cmVq
3 — /д 50 А; Ср «=» 1.2 см’/а.
Измерение параметров сжатой дуги низкого давления
1
27
вакуумной камере, которая непрерывно откачивалась форва-
куумным и бустерным насосами. В качестве плазмообразующе-
го газа использовался аргон, который через игольчатый натека-
тель подавался в катодный узел горелки.
Результаты вычислений j(r) для различных режимов горе-
ния дуги представлены на рис. 8 в виде отдельных точек. Там
же сплошными кривыми изображена зависимость /(г), постро-
енная по выражению (1.8). При этом значении /0 выбиралось
так, чтобы кривая /(г) проходила через экспериментальные
точки, а коэффициент сосредоточенности вычислялся по фор-
муле (1-6). Видно, что плотность тока, измеренная методом
разрезного анода, достаточно хорошо ложится на расчетную
кривую / (г).
Осциллограмма тока в цепи точечного вольфрамового зон-
да, полученная в работе [21] при его перемещении вместе с
анодом поперек столба дуги, горящей в импульсном режиме,
служит прямым подтверждением того, что радиальное распре-
деление плотности тока подчиняется нормальному закону Гаус-
са. Огибающая кривая осциллограммы подобна кривой, изобра-
женной на рис. 8. Нормальный закон распределения сохраня-
Рис. 9.
Зависимость коэффициента контрагирования от
натекания газа для различных токов дуги
(1Л *= 6 мм; тн = 2 10^2 с; тп = 5 . 10~2 с):
/— /д -= 50 Aj 2 — /д^ 70 А: 3 — /д ~ 100 А;
4 — /д =- 120 А; 5 — 160 A; dc == 1.2 мм.
Рис. 10.
Зависимость коэффициента контрагирования (/)
и плотности тока (2) от тока дуги для оптимальных
расходов газа (dQ = 1,2 мм; L — 6 мм;
= 2 • 10“ 2 с; = 5 • 10”2 с).
28 Глава первая. Физические основы микроплазменной сваркк
ется практически во всем исследованном диапазоне токов (10—
200 А) дуги и натекания газа. Поэтому изучение энергетиче-
ских особенностей дуги низкого давления сводится к определе-
нию зависимостей коэффициента от различных параметров
разряда, в том числе от давления в рабочей камере. По значе-
нию а* вычислялись плотность тока /0, условный радиус /? то-
кового капала столба и средняя плотность тока в дуге низкого
давления.
Зависимость коэффициента сосредоточенности тока а- от
расхода плазмообразующего газа Qp для различных токов дуги
изображена на рис. 9. Видно, что кривая a? =f(Qp) имеет мак-
симум, который при увеличении тока смещается в сторону боль-
ших расходов газа. Эти данные свидетельствуют о том, что для
каждого тока дуги существует оптимальный расход газа, при
котором дуга максимально сжимается (контрагирует). При рас-
ходах газа, меньше оптимальных, в дуге (в прианодной ее об-
ласти) зарождаются высокочастотные колебания, которые при
дальнейшем уменьшении значения Qp усиливаются и ухудшают
условия контрагирования дуги. По этим колебаниям можно
устанавливать оптимальный расход газа.
Зависимости ai = f (/д) и j0 — f (/д), полученные при опти-
мальных натеканиях газа, по своему характеру различны (рис. 10).
График яо = /(^д) при токе 110 А имеет явно выраженный макси-
мум, а плотность тока /0 с его ростом стремится к насыщению.
Это означает, что при увеличении тока до ПО—120 А контра-
гирование дуги увеличивается. Дальнейшее увеличение тока
приводит к расширению дуги и увеличению пятна нагрева.
Однако плотность тока в нем сохраняется достаточно высокой.
Зависимости осевой плотности тока и условного радиуса R
токового канала столба от длины дуги для различных диамет-
Измерение параметров дуги низкого давления
29
ров канала сопла плазмотрона представлены на рис. 11. Видно,
что вблизи сопла столб дуги заметно расширяется и осевая
плотность тока резко падает, причем эти изменения тем суще-
ственнее, чем ближе к соплу плазмотрона. На расстоянии, при-
близительно равном 15 мм от сопла, дуга приобретает практи-
чески цилиндрическую форму и дальнейшее ее удлинение мало
влияет на плотность тока и радиус столба. На короткой длине
дуги можно реализовать довольно большую плотность тока
(около 50 А/мм2 и более) в пятне нагрева. Из графика легко
видеть, что с колебаниями длины дуги изменяется плотность
тока. Поэтому для обеспечения стабильных параметров швов
при сварке короткой дугой необходимо строго поддерживать ее
длину. При сварке дугой, длина которой более 15 мм, измене-
ния плотности тока с колебаниями длины дуги становятся не-
значительными. Поэтому длинная дуга низкого давления имеет
преимущества, например при сварке изделий со сложным про-
филем швов. Из формул и экспериментальных данных следует,
что плотность тока в дуге низкого давления существенно зави-
сит от диаметра канала сопла плазмотрона.
Рис. 12.
Зависимость коэффициента контр агирования
(/, 3) и радиуса столба цуги (2) от
длительности импульса тока (/д = 110 А;
/д = 6 мм; de = 1,2 мм; Q = 2 см8/с):
2 — = 5 - Ю”*2 с; — тп — 2 ♦ ]6~2 с.
Рис. 13.
Радиальное распределение температуры
электронов в дуге низкого давления
(/ ==100 А; I = 6 мм; tL = 1,2 мм;
= 2,5 • 10“2 с; тп = 5 - IO*2 с):
/ — Ср => 1.92 смэ/с; 2 — Ср = 2Л сма/с;
Я — Ср ““ 2»9 см’/с.
Глава первая. Физические основы микроплазменной сварки
Зависимость коэффициента сосредоточенности тока и услов-
ного радиуса дуги от временных параметров импульсного режи-
ма горения дуги изображена на рис. 12. Видно, что с увеличе-
нием длительности импульса ти тока контра пирование умень-
шается и диаметр дуги растет. Так, при изменении ти от 0,02 до
0,12 с коэффициент а* уменьшается в 2 раза, а кривая f(rH)
асимптотически стремится к значению ц2=0,75 мм”2 — коэф-
фициенту контрагирования дуги постоянного тока (штриховая
линия), причем чем меньше пауза между импульсами, тем бы-
стрее кривая а2=/(ти) достигнет этого предела [21].
Кривая a^—f(xn) подобна кривой С/д=/(ти) [23], изобра-
жающей зависимость падения напряжения на дуге от длитель-
ности и-мпульса тока (см. рис. 19). Это подтверждает то, что
коэффициент контрагирования импульсной дуги низкого дав-
ления, как это следует из теоретических расчетов, зависит от
напряженности поля, причем большему полю соответствует луч-
шее контрагирование. Как следует из изложенного, плотность
тока в импульсной дуге низкого давления при оптимальных
условиях в 1,5—2 раза выше, чем в дуге непрерывного
действия. Поэтому дуга низкого давления в импульсном
режиме, несомненно, представляет практический интерес,
и ей впоследствии будет уделено достаточно внимания.
Для выяснения характера радиального распределения тем-
пературы электронов были выполнены зондовые измерения.
Типичные кривые Те(г) для различных натеканий газа изобра-
жены на рис. 13. Видно, что в центральной зоне столба кривые
Те(г) могут быть аппроксимированы выражением (1.4). Изме-
ренные значения температуры Те(г) на периферии несколько
больше, чем вычисленные по формуле (1.4). Это может быть
следствием того, что на периферии столба зондовые характе-
ристики имели малый линейный участок, что снижало точность
зондовых измерений Те(г). Поэтому приведенные значения
Те(г) для периферии являются приближенными.
Зависимость типа (1.4) для дуги низкого давления легко
получить из уравнения баланса энергии (1.3). Естественно, что
в дуге низкого давления энергией излучения можно пренебречь.
Основным механизмом потерь энергии, по-видимому, остается
теплопроводность.
Из всех компонент теплопроводности для обычной плазмы
низкого давления наибольший вклад дает электронная тепло-
проводность. Однако в плазме, находящейся в продольном маг-
нитном поле, или в сильноточной плазме низкого давления,
когда движение электронов в радиальном направлении сдержи-
вается собственным магнитным полем, роль электронов в теп-
лопроводности плазмы уменьшается. В замагниченной плазме
Измерение параметров дуги низкого давления
31
движение электронов в радиальном направлении практически
прекращается и столб дуги теряет тепло вследствие теплопро-
водности тяжелых частиц, в основном атомов. С учетом изло-
женного рассмотрим случай, когда теплопроводность плазмы
X ~ Ха» т* е- когда коэффициент атомной теплопроводности %а
пропорционален температуре атомов в степени 1/2. При этом
предполагается следующая схема передачи энергии. Электроны
приобретают энергию от электрического поля и при соударе-
ниях передают ее атомам. Последние, нагреваясь, уносят энер-
гию из столба дуги на стенки камеры.
Решением уравнения баланса энергии (1.3) для заданных
граничных условий и принятого распределения плотности тока
(1.8), а также малых значений параметра a2r2<^ 1 является выра-
жение
Та (г) Т€ (г)
?7(б)“т~(б)
ехр (— Ь^г2},
(1.18)
где
2 __
1 ~ 4Та (0) Ха (То) ’
Для реальных параметров аргоновой дуги низкого давления
(/0 = 28,7. 106 А/м2, Е = 33 В/м, 7а(0) = 3700 К и Ха (3700) =
— 0,35 Вт/м - град) вычисляем Ь2 = 1,83 • 105 м~2 = 0,183 мм-"2.
Экспериментальное значение коэффициента £2, найденное по кри-
вой 1 рис. 13, составляет 0,18 мм“2.
На основании выражения (1.18) легко установить соотноше-
ние между коэффициентом сосредоточенности тока йо и коэффи-
циентом температурного распределения fef. Заменяя /о через Яо/д/тс,
находим
al _ 4п7а (0) (70)
(1.19)
Для приведенных выше значений параметров и тока дуги
7Д = 90 А имеем йо/6? — 5,48.
Таким образом, расчетные значения коэффициентов аг и ъ2,
а также их отношения хорошо согласуются с данными экспери-
ментов и являются прямым подтверждением изложенного меха-
низма контрагирования дуги низкого давления.
Глава вторая
СПОСОБЫ МИКРОПЛАЗМЕННОЙ
СВАРКИ
1. СУЩНОСТЬ МИКРОПЛАЗМЕННЫХ
ПРОЦЕССОВ
Изложенные выше результаты исследования свидетельствуют о
том, что изменением состава среды можно эффективно воздей-
ствовать на энергетические характеристики дуги и создавать
высококонцентрированные источники тепла. Они явились осно-
вой новых способов термической обработки материалов малых
толщин, в частности микроплазменной сварки как при нормаль-
ном, так и при низком давлении. Большая потребность многих
отраслей промышленности в получений высококачественных
сварных соединений при изготовлении различных тонкостенных
изделий и прецизионных конструкций открыла микроплазменной
сварке широкие перспективы и определила темпы ее развития.
Способ микроплазменной сварки на постоянном токе дугой
прямой полярности был разработан в Швейцарии фирмами
«Сешерон» и «Мессер — Грисхайм» в 1965 г. В этом же году
оборудование по швейцарскому образцу было создано в Англии
фирмой «Бристол аэроджет».
Другая английская фирма «Бритиш оксиджен корпорейшн»
в 1968 г. сообщила о разработанной ею аппаратуре для микро-
плазменной сварки. В эти же годы микроплазменная сварка на-
чала применяться и во Франции. В США этот вид сварки впер-
вые был внедрен фирмой «Линде» в 1966 г.
С 1966 г. плазменной сваркой металлов малых толщин
(Ь < ] мм) занимаются в ЧССР, позже — в НРБ, ГДР и ПНР.
В Советском Союзе малоамперная сжатая дуга для сварки
тонких материалов применялась в начале 60-х годов. Работы
велись в основном в НИИАТе и в ИЭС им. Е. О. Патона
АН УССР. В ИЭС им. Е. О. Патона АН УССР были начаты
комплексные исследования по изучению физических процессов
в малоамперной дуге, на основе которых были разработаны
новые способы микроплазменной сварки металлов малых тол-
Сущность микроплазменных процессов
33
шин, в том числе алюминия и его сплавов на переменном токе,
а также других металлов и сплавов однополярными и разнопо-
лярными импульсами тока. Создана аппаратура и разработана
технология микроплазменной сварки практически всех метал-
лов и сплавов. Основные разработки института по данной про-
блеме защищены патентами многих стран.
Основными недостатками малоамперной аргоновой дуги, за-
трудняющими осуществление качественной сварки металлов
малых толщин, являются низкая стабильность (во времени и в
пространстве) дуги па малых токах и малая плотность тока в
анодном пятне. Повышение плотности тока путем правильного
выбора защитного газа ведет к увеличению падения напряже-
ния на дуге и к еще большему снижению устойчивости ее горе-
ния. Кроме того, свободно горящая дуга с вольфрамовым като-
дом не позволяет применять в качестве защитных сред
химически активные газы, которые существенно повышают плот-
ность тока в анодном пятне.
Работы по плазменной сварке на больших токах показали,
что сжатая дуга, формируемая каналом плазмотрона, имеет
значительно большую пространственную устойчивость, чем сво-
бодно горящая, а раздельная подача плазмообразующего и
защитного газов позволяет применять при сварке различные
смеси газов, в том числе и обогащенные химически активными
газами.
Указанные преимущества сжатой дуги приемлемы также и
для сварки металлов малых толщин (о< 1 мм), что обусло-
вило появление по существу нового способа — микроплазменной
сварки.
Сжатая дуга, используемая в качестве концентрированного
источника тепла, получила за рубежом название микроплазмы,
что подчеркивало основное ее назначение: обработка тонких и
особо тонких материалов.
Микроплазма формируется специальной горелкой — плазмо-
троном. Использование различных защитных газов делает мик-
роплазму высококонцентрированным дуговым источником теп-
ла. Применение дежурной дуги обеспечивает устойчивость про-
цесса даже при весьма малых токах, вплоть до /д 0,1 А, что
позволяет осуществлять сварку металлов таких малых толщин
(о—0,01 мм), которые недоступны при аргонодуговой сварке.
Сварка подавляющего большинства металлов производится
в непрерывном или импульсном режиме дугой прямой поляр-
ности, горящей между вольфрамовым электродом плазмотрона
и изделием в струе плазмообразующего инертного газа, как
правило, аргона.
Для предотвращения взаимодействия расплавленной ван-
ночки жидкого металла и околошовной зоны с атмосферой по
2 5-247
34
Глава вторая. Способы мнкроплазменной сварки
периферии дуги подают защитный газ: аргон, гелий, азот, угле-
кислый газ, смеси аргона с водородом, аргона с гелием, аргона
с азотом и другие смеси в зависимости от свойств свариваемого
металла.
Раздельная подача плазмообразующего газа и защит-
ного обусловливают отличительную особенность микроплаз-
мы: ее прикатодная область существует в среде плазмо-
образующего газа, а столб и прианодная область — пре-
имущественно в среде защитного газа. Это обстоятельство
позоляет управлять формой дуги и ее технологическими
свойствами. Степень неоднородности газовой среды в раз-
рядном промежутке зависит от соотношения расходов плаз-
мообразующего и защитного газов, формы и геометри-
ческих размеров сопел плазмотрона, а также теплофизических
свойств газа. Правильный выбор защитного и плазмообразую-
щего газов, их расходов, а также конструктивные особенности
горелки обеспечивают конусообразную форму сжатой дуги с
вершиной, обращенной к изделию (рис. 14), и высокую концент-
рацию энергии на аноде. Такую форму дуги легко объяснить,
исходя из изложенных выше результатов теоретических иссле-
дований. У среза сопла плазма существует преимущественно в
струе аргона. По мере приближения к аноду плазмообразую-
щий и защитный газы все сильнее перемешиваются, и разряд
горит уже в смеси этих газов. Чем ближе к аноду, тем больше
процентное содержание защитного газа. Если при этом защит-
ный газ имеет больший коэффициент теплопроводности, чем
Рис. 14.
Внешний вид дуги при мнкроплазменной свар*
ке. Защитный газ —смесь 90% Аг + 10%На.
Сущность иикроплазменных процессов
35
плазмообразующий, то степень сжатия дуги по мере прибли-
жения к аноду увеличивается.
Отмеченная форма дуги наблюдается в аргоно-водородной
смеси, гелии, азоте, углекислом газе при правильно выбранном
расходе плазмообразующего газа. Если защитным газом являет-
ся аргон, форма дуги цилиндрическая -или лаже расходящаяся
в направлении к изделию. Практически цилиндрическую фор-
му приобретает дуга также на токах более 20 А, где, как пока-
зали теоретические исследования, влияние среды на контраги-
рование дуги заметно ослабляется. В этом случае ее диаметр
определяется в основном диаметром канала сопла. При боль-
ших расходах плазмообразующего газа из зоны горения дуги
оттесняется защитный газ и эффект фокусировки также ослаб-
ляется.
Для получения качественных сварных соединений из особо
тонких металлов (В < 0,2 мм) в ИЭС им. Е. О. Патона
АН УССР разработан способ импульсной мнкроплазменной
сварки, сущность которого сводится к следующему. Нагрев и
плавление металла осуществляются в течение импульса тока
длительностью ти дугой прямой полярности. В промежуток вре-
мени между импульсами (во время паузы тп) ванночка жидкого
металла остывает, металл кристаллизуется и формируется свар-
ная точка. Частота импульсов и скорость сварки выбираются
так, чтобы обеспечить определенную величину перекрытия свар-
ных точек. Таким образом, новая сварная точка формируется
из непроплавленного и частично переплавленного металла. Под-
бирая амплитуду и длительность импульса тока, а также дли-
тельность паузы, можно исключить прожоги металла даже в
случаях остановки плазменной горелки или неравномерности ее
перемещения, характерной для ручной сварки. Импульсная
микроплазменная сварка значительно облегчает процесс свар-
ки и улучшает качество сварных соединений. Опа позволяет
получать качественные соединения из металлов и сплавов, со-
держащих легко испаряющиеся химические элементы, сварка
которых дугой постоянного тока всегда сопровождается значи-
тельными трудностями. Импульсную микроплазменную сварку
успешно применяют при изготовлении (герметизации) метал-
лостеклянных изделий, корпусов полупроводниковых приборов
и интегральных схем, где не допускается перегрев приборов.
Развитие сварочной техники связано с поиском новых сред
для защиты ванночки расплавленного металла. Существующие
защитные среды в некоторых случаях не удовлетворяют требо-
ваниям современной техники. При сварке химически активных
и тугоплавких металлов необходимо применять более эффек-
тивные средства защиты с минимальным содержанием кисло-
рода, азота, водорода и паров воды. Такой средой является тех-
2*
86
Глава вторая. Способы микроплазменной сварки
нический вакуум, хорошие защитные свойства которого под-
тверждены экспериментально при сварке активных и тугоплав-
ких металлов.
Способ плазменной сварки в вакууме (10-1 — 5 * 10-4 мм
рт. ст.) обеспечивает хорошие качества неразъемных соедине-
ний металлов толщиной более I мм. Это достигается благодаря
контрагированию дуги низкого давления, наблюдаемому на то-
ках свыше 80 А. При снижении тока, что необходимо для свар-
ки металлов толщиной менее 1 м.м, качество формирования шва
резко ухудшается, а при токах менее 50 А вести сварку без спе-
циальных магнитных линз невозможно, так как при этом эф-
фект замагниченности электронов собственным магнитным по-
лем тока дуги уменьшается и столб дуги сильно расширяется.
Результаты исследований процесса контрагирования и энер-
гетических характеристик импульсной дуги низкого давления
позволили рекомендовать этот источник нагрева для сварки
тонких металлов. Питание дуги импульсами тока дает возмож-
ность уменьшить средний сварочный ток и при амплитуде боль-
ше 80 А сохранить высокую плотность (примерно 50 А/мм2) в
течение всего импульса. Выбором параметров импульсного ре-
жима (амплитуды тока, длительности импульсов, частоты их
следования) можно регулировать в широком диапазоне средний
ток (2,5—50 А) и мощность (0,1—2,5 кВт) дуги низкого давле-
ния. При этом удается сваривать металл весьма малой толщи-
ны (0,1—0,2 мм).
Применение прямонакального катода упрощает процесс воз-
буждения и обеспечивает стабильное горение импульсной дуги
на малых частотах следования импульсов тока вплоть до оди-
ночных.
Импульсной дугой прямой полярности можно сваривать
различные химически активные металлы (титан, никель, молиб-
ден, тантал), углеродистые и нержавеющие стали, цветные
металлы и их сплавы и т. п.
Микроплазма прямого действия нашла широкое применение
в промышленности для сварки и резки тонких металлов. В то
же время для пайки, сварки фольги, а также резки фольги и
тонких сеток часто требуется точная дозировка малых тепло-
вых мощностей. Таким источником тепла может служить мик-
роплазма косвенного действия. Ее преимуществом является
также то, что она позволяет обрабатывать неметаллические ма-
териалы. В этой связи микроплазма косвенного действия откры-
вает интересные возможности для решения ряда задач, напри-
мер автоматического раскроя текстильных и других волокнис*
тых материалов.
Таким образом, микроплазма как высококонцентрированный
источник тепла на прямой полярности в непрерывном и им-
Вольт-амперные характеристики малоамперной сжатой дуги
37
пульсном режиме применяется: для высококачественной сварки
тонкостенных изделий и прецизионных конструкций из различ-
ных черных и цветных металлов и их сплавов (сталь, никель,
титан, молибден, ниобий, палладий, ковар, медь, латунь и др.);
для прецизионной наплавки и заварки микротрещин и микро-
дефектов в готовых изделиях; для приварки проводов при изго-
товлении различных электро- и радиотехнических устройств; для
пайки, резки и других процессов термической обработки тонких
материалов, требующих концентрированного источника тепла.
2. ВОЛЬТ-АМПЕРНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
МАЛОАМПЕРНОЙ СЖАТОЙ ДУГИ
Для выяснения технологических и энергетических особенностей
микроплазмы, связанных с конусоподобной формой столба, и
выработки требований к аппаратуре изучены вольт-амперные
характеристики в различных защитных средах в зависимости
от длины дуги и расходов газов, а также выяснено влияние тока
дежурной дуги и некоторых размеров плазмотрона на стабиль-
ность процесса горения при малых токах.
Эксперименты проводились с использованием ручной горел-
ки ОБ-1115 и электромашинного усилителя ЭМУ-12А с напря-
жением холостого хода НОВ в качестве источника питания
(рис. 15, а). Благодаря отрицательной обратной связи по току,
осуществляемой полупроводниковым усилителем, электрома-
шинный усилитель (ЭМУ) обладал практически вертикальной
внешней характеристикой. В исходном состоянии триод Т за-
перт по базе положительным смещением Е&. При горении основ-
ной дуги на резисторе R1 падает напряжение, равное I^RL До
тех пор, пока составной триод Т заперт, ток обратной
Рис. 15.
Схема экспериментальной
> становки-
86
Глава вторая. Способы микроплазменной сварки
нический вакуум, хорошие защитные свойства которого под-
тверждены экспериментально при сварке активных и тугоплав-
ких металлов.
Способ плазменной сварки в вакууме (10-1 — 5 * 10-4 мм
рт. ст.) обеспечивает хорошие качества неразъемных соедине-
ний металлов толщиной более I мм. Это достигается благодаря
контрагированию дуги низкого давления, наблюдаемому на то-
ках свыше 80 А. При снижении тока, что необходимо для свар-
ки металлов толщиной менее 1 м.м, качество формирования шва
резко ухудшается, а при токах менее 50 А вести сварку без спе-
циальных магнитных линз невозможно, так как при этом эф-
фект замагниченности электронов собственным магнитным по-
лем тока дуги уменьшается и столб дуги сильно расширяется.
Результаты исследований процесса контрагирования и энер-
гетических характеристик импульсной дуги низкого давления
позволили рекомендовать этот источник нагрева для сварки
тонких металлов. Питание дуги импульсами тока дает возмож-
ность уменьшить средний сварочный ток и при амплитуде боль-
ше 80 А сохранить высокую плотность (примерно 50 А/мм2) в
течение всего импульса. Выбором параметров импульсного ре-
жима (амплитуды тока, длительности импульсов, частоты их
следования) можно регулировать в широком диапазоне средний
ток (2,5—50 А) и мощность (0,1—2,5 кВт) дуги низкого давле-
ния. При этом удается сваривать металл весьма малой толщи-
ны (0,1—0,2 мм).
Применение прямонакального катода упрощает процесс воз-
буждения и обеспечивает стабильное горение импульсной дуги
на малых частотах следования импульсов тока вплоть до оди-
ночных.
Импульсной дугой прямой полярности можно сваривать
различные химически активные металлы (титан, никель, молиб-
ден, тантал), углеродистые и нержавеющие стали, цветные
металлы и их сплавы и т. п.
Микроплазма прямого действия нашла широкое применение
в промышленности для сварки и резки тонких металлов. В то
же время для пайки, сварки фольги, а также резки фольги и
тонких сеток часто требуется точная дозировка малых тепло-
вых мощностей. Таким источником тепла может служить мик-
роплазма косвенного действия. Ее преимуществом является
также то, что она позволяет обрабатывать неметаллические ма-
териалы. В этой связи микроплазма косвенного действия откры-
вает интересные возможности для решения ряда задач, напри-
мер автоматического раскроя текстильных и других волокнис*
тых материалов.
Таким образом, микроплазма как высококонцентрированный
источник тепла на прямой полярности в непрерывном и им-
Вольт-амперные характеристики малоамперной сжатой дуги
37
пульсном режиме применяется: для высококачественной сварки
тонкостенных изделий и прецизионных конструкций из различ-
ных черных и цветных металлов и их сплавов (сталь, никель,
титан, молибден, ниобий, палладий, ковар, медь, латунь и др.);
для прецизионной наплавки и заварки микротрещин и микро-
дефектов в готовых изделиях; для приварки проводов при изго-
товлении различных электро- и радиотехнических устройств; для
пайки, резки и других процессов термической обработки тонких
материалов, требующих концентрированного источника тепла.
2. ВОЛЬТ-АМПЕРНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
МАЛОАМПЕРНОЙ СЖАТОЙ ДУГИ
Для выяснения технологических и энергетических особенностей
микроплазмы, связанных с конусоподобной формой столба, и
выработки требований к аппаратуре изучены вольт-амперные
характеристики в различных защитных средах в зависимости
от длины дуги и расходов газов, а также выяснено влияние тока
дежурной дуги и некоторых размеров плазмотрона на стабиль-
ность процесса горения при малых токах.
Эксперименты проводились с использованием ручной горел-
ки ОБ-1115 и электромашинного усилителя ЭМУ-12А с напря-
жением холостого хода НОВ в качестве источника питания
(рис. 15, а). Благодаря отрицательной обратной связи по току,
осуществляемой полупроводниковым усилителем, электрома-
шинный усилитель (ЭМУ) обладал практически вертикальной
внешней характеристикой. В исходном состоянии триод Т за-
перт по базе положительным смещением Е&. При горении основ-
ной дуги на резисторе R1 падает напряжение, равное I^RL До
тех пор, пока составной триод Т заперт, ток обратной
Рис. 15.
Схема экспериментальной
> становки-
38
Глава вторая. Способы мнкроплазменной сварки
связи ?эбхв равен нулю и выходное напряжение ЭМУ равно
холостому ходу.
£б
Когда ток дуги /д достигает величины /д = триод Г откры-
вается, в цепи обратной связи возникает ток, в результате чего
выходное напряжение ЭМУ падает до напряжения на дуге. Легко
показать, что крутизна внешней вольт-амперной характеристики
такого источника определяется уравнением
(П.1)
где п — коэффициент обратной связи ЭМУ, который зависит от
количества управляющих об*моток, включенных в цепь обратной
связи; р—коэффициент усиления составного триода Т по току;
Го — полное входное сопротивление полупроводникового усили-
теля.
Вольт-амперная характеристика -источника питания изобра-
жена на рис. 15, б. Величину тока дуги можно регулировать как
смещением £б> так и резистором RI. В последнем случае изме-
няется крутизна характеристики.
Дежурная дуга зажигалась между вольфрамовым электро-
дом (катодом) и соплом горелки (анодом) и горела в струе
плазмообразующего газа (аргона), формируемой каналом соп-
ла. Ток дежурной дуги (1—2 А) ограничивался резистором R2
(см. рис. 15, а) и исключался из цепи обратной связи по току.
Поэтому выходное напряжение ЭМУ практически от него не
зависело. К разрядному промежутку электрод горелки — изде-
лие («плюс» источника питания на изделии) прикладывалась
разность потенциалов, равная ПО В. При приближении горелки
к изделию на расстояние 4—5 мм, когда факел плазмы дежур-
ной дуги достигал изделия, между изделием и электродом воз-
никала основная дуга. Емкость С, диод Д и резистор R3 обеспе-
чивали надежное возбуждение основной дуги. Дежурная дуга
погасала во время горения основной дуги и восстанавливалась
при выключении последней. Стабильное восстановление дежур-
ной дуги обеспечивалось подбором соответствующих номиналов
резисторов R2, R3 и емкости С.
Чтобы исключить подсос воздуха в зону горения дуги, на
защитное сопло горелки надевалась кварцевая трубка, которая
своим свободным торцом касалась анода (изделия), образуя
разрядную камеру. Плазмообразующий и защитный газы выхо-
дили в зазор между кварцевой трубкой и изделием. Длина дуги
регулировалась с помощью микрометрического винта.
Вольт-амперные характеристики дуги в диапазоне токов от
1 до 10 А для различных длин дуг записывались двухкоорди-
натным самописцем Н-359.
Вольт-амперные характеристики малоамперной сжатой дуги
39
Семейство вольт-амперных характеристик £/д = /(7д) для раз-
личных длин дуг и защитных газов (Аг, Аг 4- Н2, Не, Не + Н2,
СО2 и др.) изображено на рис. 16 и 17. Характеристики Цц —
< ldUn
= /(7д) для ьсех исследованных нами газов — падающие 1-р, <
\4/д
< oY С увеличением тока дуги наклон кривых умень-
dU_
шается и в диапазоне токов 6—10 A В углекислом газе,
д
начиная с тока приблизительно 10 А, наблюдается незначитель-
ный подъем характеристики.
Падение напряжения на дуге существенно зависит от рода
защитного газа. При одинаковой длине падение напряжения
наименьшее при использовании аргона. В гелии и углекислом
газе наблюдается более высокое падение напряжения, а наи-
большее — в случае применения СО2- Добавление водорода в
защитный газ (как к аргону, так и к гелию) увеличивает паде-
ние напряжения на дуге. На рис. 17 приведены вольт-амперные
характеристики для указанных газов
сопла до изделия /д = 2,5 мм.
Очевидно, что изменение величины
замене защитного газа обусловлено
Рис. 16.
Семейство вольт-амперных характеристик
сжатой дуги (защитный газ —

при расстоянии от среза
падения напряжения при
изменением теплофизиче-
S — Не;
7%Н,;'5 — СО;.
Рис. 17.
Семейство вольт-амперных характеристик
сжатой дуги для различных защитных газов:
i — Аг;- 2 ~ 93%Аг + 7%Н
4 — 94 % Не +- ~
40
Глава вторая. Способы микроплазменной сварки
ских свойств среды в районе столба дуги и в анодной ее области,
поскольку прикатодпая область во всех случаях существует
в среде аргона. Это предположение подтверждается тем,
что рост падения напряжения на дуге (при использовании, на-
пример, в качестве защитного газа аргоно-водородной смеси
взамен чистого аргона) сопровождается увеличением интенсив-
ности плавления металла. Это означает, что возрастает пере-
даваемая дугой изделию плотность энергии, которая, как изве-
стно, пропорциональна плотности тока и анодному падению
потенциала. Поэтому можно считать, что повышение падения
напряжения при использовании в качестве защиты углекислого
газа и смеси инертных газов с водородом обусловлено увеличе-
нием коэффициента теплопроводности защитной среды.
Из семейства вольт-амперных характеристик можно оценить
среднюю по длине столба дуги величину напряженности элек-
трического поля в столбе дуги, горящей в различных защитных
газах. Из кривых рис. 18 легко видеть, что род защитного газа
существенным образом влияет на напряженность электриче-
ского поля в микроплазме. Самая большая напряженность по-
ля в углекислом газе (около 75 В/см), а самая малая — в ар-
гоне (20 В/см).
Рис. 18.
Зависимоегь напряженности
электрического поля в столбе от тока
дуги при различных защитных газах:
/ — Аг; 2 — Не) — 93% Аг 4- 7%
4 — 93% Не 4- 7% Н2} 5 — СО*. 6 — для
закрытой части столба дуги
Рис. 19.
Зависимость напряжения на дуге от
длительности импульса гока для
различных длительностей паузы
(/д = 80 А; /н = 20 A; Qp = 1.2 cwVc;
dc = 3 мм):
1 — tn=8 - 10—2 О; 2 — 6 • 10—2 и
3—3 - 10 2 с. штриховая линия —
напряжение на дуге в режиме постоянного
тока.
Вольт-амперные характер истина малоамперной сжатой дуги
41
В ходе опытов было замечено, что присутствие дежурной
дуги влияет на падение напряжения па основной дуге. Наклон
вольт-амперной характеристики (/д = /(/д) в интервале малых
7 оков при наличии дежурной дуги меньше. Это обусловлено
тем, что катодное падение потенциала зависит от тока дуги, а
именно: чем больше ток, тем меньше катодное падение [4]. Уве-
личение тока в цепи катода за счет дежурной дуги приводит к
уменьшению катодного падения, а следовательно, и падению
напряжения на дуге. Этот эффект наблюдается только тогда,
когда ток основной дуги соизмерим с током дежурной дуги.
При токах основной дуги больше 5 А дежурная дуга (/^ д— 1,8 А)
не оказывает заметного влияния на падение напряжения на
основной дуге.
Нами изучено также влияние расхода плазм о образующего
и защитного газов на вольт-амперные характеристики. При уве-
личении расхода плазмообразующего газа падение напряжения
па дуге растет, причем тем значительнее, чем меньше ток. Уве-
личение расхода газа от 0,1 до 0,3 л/мин приводит к возраста-
нию напряжения в среднем в 1,1—1,2 раза. Расход защитного
газа слабо влияет на падение напряжения на Дуге. Оно заметно
повышается только в случае прекращения подачи защитного
газа, т. е. когда защитная среда заменяется воздушной (квар-
цевая трубка при этом снималась).
Характеристики 77д=/(/д) дуги были измерены также при
различной глубине погружения электрода внутрь сопла горелки.
Расстояние между анодом (изделием) и срезом сопла плазмо-
трона поддерживалось постоянным (7д = 2,5мм). При увеличе-
нии глубины погружения электрода напряжение увеличивалось.
Особенностью этих характеристик является то, что вычисленная
по ним напряженность электрического поля для закрытой части
дуги меньше, чем для открытой. С увеличением тока дуги на-
пряженность поля для внутренней части столба резко падает
и стремится практически к постоянному значению Е 11 В/см,
которое приблизительно в 2 раза меньше напряженности поля
во внешней части столба.
При /д=2,5 мм; 7Д— 5 А; расходе плазмообразующего газа
0,1—0,2 л/мин и защитного газа (93% Ar + 7% Н2) 5 л/мин
напряжение па дуге в зависимости от диаметра канала сопла
имеет следующие значения:
Падение напряжения
на дуге. В
33
28,5
27
25,7
25
Диаметр канала
сопла, мм
0,5
0,8
1,0
1,2
1.5
42
Глава вторая. Способы микроплазменной сварки
Видно, что с уменьшением диаметра канала сопла падение
напряжения возрастает.
Таким образом, использование сопел с малым диаметром
канала и применение различных газов, выполняющих кроме
функции защиты металла шва также функцию фокусировки
дуги (посредством более интенсивного охлаждения плазмы и
затруднения развития ионизации в радиальном направлении),
позволяет в микроплазме существенно повысить плотность
тока (до 50 А/мм2 и более).
Вольт-амперные характеристики микроплазмы в импульсном
режиме горения при нормальном давлении практически ничем
(за исключением гистерезиса) не отличаются от характеристик
постоянного тока. Значительный интерес представляет импульс-
ная плазма низкого давления. В отличие от режима постоян-
ного тока вольт-амперная характеристика дуги растущая. Ее
крутизна зависит от длительности импульса, частоты следова-
ния и тока накала катода. Регулируя ток накала, можно изме-
нять угол наклона характеристики на 90°. Это объясняется
инерционностью катодных процессов, которые на очищенном
массивном вольфрамовом катоде за сравнительно короткий
(0,01—0,05 с) промежуток времени протекания импульса тока
не успевают достаточно развиться. На рис. 19 отчетливо видно,
что с увеличением длительности импульса и уменьшением пау-
зы падение напряжения на импульсной дуге стремится к паде-
нию напряжения на дуге постоянного тока.
В течение длительности импульса тока прямоугольной фор-
мы падение напряжения на дуге меняется. В начале импульса
оно большое, а затем быстро уменьшается и стремится к зна-
чению, равному падению напряжения на дуге постоянного тока.
Отличие между падением напряжения в начале и в конце им-
пульса тем меньше, чем больше ток накала. На больших то-
ках накала падение напряжения на дуге в течение всего импуль-
са сохраняет постоянное значение. Для обеспечения стабильного
горения импульсной дуги низкого давления кроме знания вольт-
амперных характеристик необходимо изучить время запаздыва-
ния разряда, которое, как мы обнаружили, имеет место при
возбуждении сжатой дуги низкого давления с использованием
термокатода и составляет значительную величину.
3. О ВРЕМЕНИ ЗАПАЗДЫВАНИЯ ВОЗБУЖДЕНИЯ
ДУГИ НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ
При подаче на электроды разности потенциалов, соответствую-
щей напряжению зажигания, разряд возбуждается не сразу,
а через некоторое время, называемое временем запаздывания.
О времени запаздывания возбуждения дуги низкого давления
Это явление имеет место как в дуге нормального давления, воз-
буждаемой, например, с помощью осциллятора, так и в дуге
низкого давления, возбуждаемой с помощью прямонакального
термокатода. Время запаздывания при этом самое различное.
Иногда оно может измеряться даже минутами. Вероятность
того, что из Nq опытов в течение промежутка времени t с мо-
мента включения разряд не зажжется в N опытах, описывает-
ся формулой
N = No ехр /— (Ц.2)
где т3—статистическое время запаздывания зажигания раз-
ряда [24].
На основании теории вероятности можно показать, что для
Л7о 50 опытов относительная ошибка Дт3/т3 в определении вели-
чины т3 будет меньше 30%, если вычислять т3 по формуле (II.2).
При обработке результатов экспериментов погрешность Дт3 можно
несколько уменьшить. С этой целью построен график, на оси
абсцисс которого откладывается время, а на оси ординат — 1п~
(рис. 20). Линейная зависимость 1п^~ — /(/) свидетельствует о том»
что запаздывание возбуждения разряда подчиняется нормальному
закону и описывается выражением (II.2). Значение для задан-
но
ных промежутков времени t вычислялось из экспериментальных
данных. Величина т3 определялась как котангенс угла наклона
коси абсцисс прямой 1п^-= /(/). На основании теоретического
анализа установлено, что для определения времени запаздывания
возбуждения разряда в каждой серии измерений достаточно было
провести 50 опытов.
При определении больших значений т3 измерения проводи-
лись с помощью электрического секундомера, включающегося
в момент подачи напряжения и автоматически выключающе-
гося при возникновении дуги. Во избежание влияния послераз-
0
Рис. 20.
Определение статистического
времени запаздывания
зажигания разряда.
20
40
60
80
-0.5
-0,1
In*
No

...
44
Глава вторая. Способы мнкроплазменной сварки
рядных процессов между опытами выдерживалось время 5—
10 с. В случае малых значений т3 измерения проводились с по-
мощью электронного осциллографа С1-19Б. С этой целью на
разрядный промежуток подавался одиночный прямоугольный
импульс напряжения длительностью 0,2 с и одновременно с на-
чалом переднего фронта импульса напряжения запускалась
развертка осциллографа. Величина т3 определялась с помощью
меток времени на экране осциллографа за промежуток време-
ни от начала развертки луча до момента появления разряда,
т. е. переднего фронта импульса тока дуги.
Внешние условия эксперимента (давление в камере, нате-
кание аргона через горелку, величина разрядного промежутка
и т. п.) выдерживались постоянными, а напряжение накала
катода и выпрямителя, питающего разряд, стабилизировалось.
Время запаздывания возбуждения дуги низкого давления
обусловливается в основном вероятностью ионизации и должно
уменьшаться вместе с ростом холостого хода источника пита-
ния U*. х. Кроме того, повышение тока накала катода также
должно снижать величину т3 из-за повышения температуры
катода, приводящей к росту эмиссии электронов и их энергии.
Зависимость времени запаздывания от прикладываемой к
разрядному промежутку разности потенциалов при различных
значениях тока накала катода /н и диаметра канала сопла
плазмотрона представлена на рис. 21, из которого видно, что
эти параметры значительно влияют на величину т3. При напря-
жениях более 35—50 В влияние этих параметров постепенно
ослабевает, а при 100 В время т3 ~ (1—3) • 10-2с, что на
2—3 порядка меньше, чем при напряжении 30—40 В. Столь
сильную зависимость можно объяснить тем, что сопло плазмен-
ной горелки, находясь под плавающим потенциалом, уменьшает
напряженность электрического поля около катода и тем самым
ослабляется ионизация плазмообразующего газа.
Рис. 21.
Зависимость времени
запаздывания зажигания
дуги низкого давления
от холостого хода
источника питания
«2р = 1,2 см»/с;
= 4 мм):
Л 5 — /н = 65 Л;
2, 6 — /н = 62 А;
3, 7 —60 А;
4, 8 — / н = 55 А.
Q времени запаздывания возбуждения дуги низкого давления
45
Уменьшение времени запаздывания при увеличении нате-
кания плазмообразующего газа (рис. 22, кривая /) можно
объяснить повышением давления в районе катода, приводящим
к усилению частоты ионизации. Давление газа за срезом сопла,
по данным наших экспериментов, практически не сказывается
на величине т3. Измерения проводились при натекании газа
0,036 л/мин и давлении аргона в камере примерно 0,1 мм рт. ст.
Полученные значения т3 в пределах ошибки эксперимента не
отличались от приведенных на рис. 21, снятых при давлении в
камере около 10-3 мм рт. ст.
Время запаздывания возбуждения разряда зависит также
от длины дугового промежутка (см. рис. 22, кривая 2). Умень-
шение дугового промежутка /д увеличивает напряженность
электрического поля, что приводит к некоторому снижению
величины тэ. При дальнейшем уменьшении возрастает не
только напряженность поля, но и давление в области катода,
поскольку анод, находящийся вблизи сопла, препятствует исте-
чению из него газа, а это также уменьшает значение т3. Этим
можно объяснить тот факт, что при сравнительно большой дли-
не разрядного промежутка наблюдается слабая зависимость
Тз=/(/д), а при малой длине, начиная с мм,— более
сильная.
Итак, время запаздывания возбуждения сжатой дуги низко-
го давления может составлять от нескольких минут до сотых
долей секунды в зависимости от значений холостого хода источ-
ника питания, натекания плазмообразующего газа, тока накала
катода, длины дугового промежутка и диаметра сопла горел-
ки [25]. При возбуждении дуги постоянного тока можно допус-
тить, чтобы величина т3 равнялась нескольким секундам. В им-
пульсном режиме даже малые значения т3 становятся весьма
существенными по сравнению с длительностью импульсов
46
Глава вторая. Способы микроплазменной сварки
сварочного тока. Поэтому стабильный процесс сварки импульс-
ной дугой низкого давления возможен только при соблюдении
условия Та << Ти.
Существует несколько способов уменьшения времени запаз-
дывания. Известен прием подачи импульса газа в момент воз-
буждения дуги. Он хотя и связан с определенными неудобства-
ми, тем не менее дает положительный результат при возбуж-
дении дуги постоянного тока. Однако для импульсного режима
он неп| иемлем из-за инерционности натекания газа. Более эф-
фективным является использование малоамперной вспомога-
тельной дуги, питающейся от источника питания с повышенным
напряжением холостого хода.
Нами изучалось также влияние послеразрядных процессов
(подогрева катода, остаточной ионизации и т. п.) на величину
т3. Для этого определялась зависимость от длительностей
импульса тока и паузы при периодической подаче на разряд-
ный промежуток импульсного напряжения. Измерения прово-
дились с помощью электронного осциллографа. Результаты
измерений [25] показали, что послеразрядные процессы умень-
шают величину т3, однако незначительно.
Способ уменьшения времени запаздывания возбуждения ду-
ги низкого давления, предложенной нами, основан на подклю-
чении сравнительно высокоомного резистора (102—103 Ом)
между соплом горелки и анодом. Это существенно изменяет
распределение потенциала в промежутке катод — сопло. Опыты
показали, что величина т3 в таком случае уменьшается более
чем на 5 порядков (рис. 23). Таким образом, этот прием умень-
шения т3 оказался наиболее эффективным и в то же время
весьма простым. Он позволил при сравнительно низких напря-
жениях холостого хода уменьшить время запаздывания разря-
да до 10~4 с, что вполне удовлетворяет требованиям, предъяв-
ляемым к крутизне фронта и длительности импульса тока при
сварке импульсной дугой низкого давления [25].
Рис. 23.
Зависимость времени запаздывания
от сопротивления резистора
(dc = I мм; Qp = 1,2 см®/с;
<Vx =40 в; Л. = 65 А)-
Измерение тепловой мощности на аноде дуги
47
4. ИЗМЕРЕНИЕ ТЕПЛОВОЙ МОЩНОСТИ
НА АНОДЕ ДУГИ
При микроплазменной сварке было замечено, что увеличение
длины дуги в интервале от 1 до 6 мм при постоянном значении
тока приводит к росту скорости плавления металла, вплоть до
образования прожогов. В связи с этим исследовалась [26] за-
висимость тепловой мощности на изделии от длины дуги. Были
проведены калориметрические измерения тепловой мощности
на аноде (изделии). Измерительная установка состояла из во-
доохлаждаемого анода, расходомера типа РС-5 с эбонитовым
поплавком и ртутных термометров ТЛ-4. Тепловая мощность
(Вт) вычислялась по уравнению
Ра = CS(T2-70 = ^1, (П.З)
где с—теплоемкость; S — расход воды; Т\ и Т2 — температура
входящей и выходящей воды соответственно.
При этом измерялась также температура воздуха. Расход
воды в зависимости от величины измеряемой мощности уста-
навливался с таким расчетом, чтобы температура воды на
выходе не превышала комнатной. При этом исключались по-
тери энергии в окружающее пространство. Тепловая мощность
на изделии изменялась приблизительно от 40 до 200 Вт в зави-
симости от тока и длины дуги.
Расход воды регистрировался с точностью до 0,5 деления
расходомера, что составляло 0,07 г/с. Точность измерения тем-
пературы была равна 0,1 град. Относительная ошибка при из-
мерении малых мощностей (Ря=40 Вт, S=2 г/с, AT=4 град)
составляла 6%, а при измерении больших мощностей (Ра =
= 200 Вт, S 12 г/с, ДТ = 4 град) — менее 3%, Таким образом,
относительная ошибка измерения тепловой мощности составила
3-6%.
Результаты измерения мощности в зависимости от тока при
различной длине дуги и использовании в качестве защитного
газа смеси 93% Аг + 7% Н2 представлены на рис. 24. Как
видно, тепловая мощность на аноде пропорциональна свароч-
ному току и коэффициент пропорциональности тем больше, чем
длиннее дуга (/д = 1ч-6 мм). Аналогичные зависимости были
получены при использовании защитных газов — гелия и смеси
(93% Не + 7% Н2).
Ручная микроплазменная сварка неизбежно связана с коле-
баниями длины дуги. Если дуга питается от источника с круто-
падающей характеристикой, когда колебания длины дуги про-
исходят при неизменном токе, то эти колебания вызовут изме-
нения тепловой мощности на аноде (изделии). Так, например.
48
Глава вторая. Способы микроплазменной сварки
если /д = 6 А и длина дуги 2 мм, то ее колебание ±1 мм при-
водит к изменениям мощности на изделии ±17 Вт, что состав-
ляет 20% мощности Ра = 82 Вт. Такие колебания мощности за-
трудняют качественную сварку тонких металлов.
Проведенные опыты показали, что источник питания с вер-
тикальной характеристикой с технологической точки зрения
мало приемлем для ручной микроплазменной сварки, так как
колебания длины дуги приводят к неравномерности плавления
металла, затрудняют процесс ручной сварки и ухудшают каче-
ство швов.
Средняя тепловая мощность на аноде, выделяемая импульс-
ной дугой низкого давления, изменялась от 100 до 1000 Вт
в зависимости от скважности, амплитуды и длительности им-
пульса тока. Потребляемая дугой мощность измерялась тепло-
выми приборами Т-16 и Т-18 класса 0,5 с относительной ошиб-
кой, равной 1%.
Результаты измерений тепловой мощности в зависимости от
тока дуги для различных расходов газа представлены на рис. 25,
Рис. 24.
Зависимость тепловой мощности на аноде от
тока при различных значениях длины дуги.
Рис. 25.
Зависимость импульсной (Рт) и средней (Рср)
тепловой мощности на аноде дуги низкого
давления от амплитуды (/т) тока для
различных расходов газа:
/ — Ср — 3 смя/с: 2 — Qp = 2,4 см’/с;
3 — Qp ™ 2,13 см*/с: 4 — Qp = 2,0 смЛ/с;
5 — Ср = 1.8 см’/ с.
Измерение тепловой мощности на аноде дуги
49
из которого видно, что с увеличением тока дуги и уменьшением
расхода газа тепловая мощность растет. Уменьшение тока нака-
ла катода снижает тепловую мощность на аноде. В этом слу-
чае происходит перераспределение падения напряжения на
разряде в сторону увеличения катодного падения.
Зависимость тепловой мощности Ра и КПД от длительности
импульса и паузы, а также натекания плазмообразующего газа
изображены на рис. 26. При малых длительностях импульса
или при больших паузах нагрев катода током разряда умень-
шается (рис. 26, п) и для обеспечения эмиссионной способности
катода требуется высокое падение напряжения. При увеличе-
нии длительности импульса тока тепловые процессы на катоде
стабилизируются, влияние импульсного режима становится менее
заметным. Крутизна всех кривых при больших ти и малых тл
значительно уменьшается. Таким образом, приведенные резуль-
таты свидетельствуют, что отмеченное ранее увеличение напря-
жения на дуге в импульсном режиме связано также с повыше-
нием катодного падения потенциала.
Большой интерес представляет зависимость тепловой мощ-
ности и КПД от натекания плазмообразующего газа (рис. 26, б).
Видно, что с уменьшением натекания газа резко увеличивается
тепловая мощность на аноде, а тепловой КПД проходит через
максимум, т. е. при малых расходах газа мощность, потребляе-
мая дугой, растет быстрее, чем мощность, передаваемая дугой
аноду. Такой характер зависимостей Ра и т) от натекания газа
Рис. 26.
Зависимость тепловой мощности на аноде дуги
низкого давления и КПД от длительности
импульса и изгзы (о) й натекания
плазмообразхтоше о газа (б) (тп = 4,5- 10 2 с):
= = (дляти^2 10-2 с);
= 4 —Рв = /(ти) (для “п=7 10—2 с);
5~ Л = Н<?р). 6 — Ря = f (Qp ) (для /д = 5 мм);
7 — ~ / (Qp^- 8 — Ра= f (Qp) (для /д = 15 мм).
50
Глава вторая. Способы мнкроплазменной сварки
свидетельствует о том, что уменьшение натекания газа до зна-
чений, соответствующих максимуму кривой T] = f(Qp), приводит
к увеличению энергии приходящих на анод электронов. Даль-
нейшее уменьшение расхода газа ведет к увеличению катодного
падения потенциала.
Из сопоставления кривых у = f(Qp) (см. рис. 26, б) и al —
== / (Qp) (см- рис. 9) следует, что абсциссы их максимумов при-
мерно совпадают. Этот факт подтверждает, что коэффициент
контрагирования зависит от напряженности электрического поля
в столбе.
Итак, результаты экспериментальных измерений показыва-
ют, что тепловая мощность, выделяемая на изделии, и тепловой
КПД являются функциями амплитуды тока дуги, длительности
импульса и паузы, натекания плазмообразующего газа и тока
накала. Наиболее сильное влияние оказывают амплитуда тока
и натекание газа.
Вольт-амперные характеристики, а также обработка данных
калориметрических измерений позволили определить внешнюю
характеристику источника питания, которая обеспечивает по-
стоянство тепловой мощности на изделии независимо от коле-
баний длины дуги при нормальном давлении и колебаний рас-
хода газа в дуге низкого давления.
5 ОПТИМАЛЬНАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА
ИСТОЧНИКА ПИТАНИЯ
За рубежом для мнкроплазменной сварки применяют два типа
источников питания: с пологопадающей и вертикальнопадающей
характеристиками. Одни исследователи утверждают, что коле*
Рис. 27.
Построение оптимальной
характеристики источника
питания.
Оптимальная характеристика источника питания
51
бания длины дуги при питании ее от источника первого типа
практически не сказываются на параметрах шва. Вопрос о тех-
нологических особенностях источников питания второго типа
в зарубежной литературе не освещался. Наши исследования
показали, что вертикальнопадающая характеристика источника
для мнкроплазменной сварки мало приемлема.
Из семейства кривых на рис. 24 легко определить оптималь-
ную характеристику источника питания, при которой длина дуги
не будет влиять па тепловую мощность, а следовательно, и на
качество сварки. Для этого в работе [26] проводится прямая
Pa=const, параллельная оси абсцисс (на рис. 24, например,
РЯ=ЮО Вт). По точкам пересечения этой прямой с прямыми
Ра = /:(/д) Для /д = 1-г-6 мм находятся соответствующие вели-
чины токов, при которых тепловая мощность на изделии посто-
янна и не зависит от длины дуги. Каждому найденному при
Ра—const значению тока и длины дуги соответствует свое
напряжение на дуге, которое легко определить из семейства
вольт-амперных характеристик (см. рис. 16). Нанеся на семей-
ство вольт-амперных характеристик соответствующие точки и
соединив их плавной кривой, получают требуемую характерис-
тику источника питания (рис. 27), при которой тепловая мощ-
ность на изделии будет заданной (100 Вт) и не зависящей от
колебаний длины дуги. Аналогично можно построить характе-
ристику источника питания для любой мощности. Семейство
характеристик для мощностей 40, 60, 80, 100, 120 и 150 Вт пред-
ставлено на рис. 27 (сплошные кривые). Интересно отметить,
что вычисленный КПД дуги т], определяемый как отношение
тепловой мощности Ра на изделии к общей мощности /ДС7Л»
в пределах ошибки измерения является постоянной величиной.
Значения гр вычисленные для некоторых значений длины дуги
в аргоно-водородной смеси при Ра=Ю0 Вт, приведены в табл. 3.
Среднее значение i]=62,7%. Величина rj зависит от состава
защитного газа. Например, ц=78°/о для смеси 93% Ие +
+ 7% Н2.
Таким образом, для мощности, выделяемой на изделии, по-
лучается простое уравнение
р, = (ПА)
Т абл и ц а 3
*д. мм /я. А Сд. В % /д мм 7 Д’ а Уд, В ч. %
6 3,75 43,0 62 3 6,12 26,0 63
5 4,15 37,5 64 2 7,50 21,5 62
4 5,20 30,5 63 1 9,25 17,5 62
52
Глава вторая. Способы микроплазменной сварки
из которого легко записать аналитическую формулу характе-»
ристики источника питания для микроплазменной сварки:
= const.
(П.5)
Эта зависимость имеет вид равнобочной гиперболы.
Семейство расчетных характеристик источника питания для
мощности Ра, равной 40, 80, 120 Вт, построенных по уравнению
(П.5) при т]=63%, приведено на рис. 28 (соответственно кри-
вые /, 2, 3).
Для надежной защиты расплавленного металла сварка осу-
ществляется, как правило, при малой длине дуги (/д = 1-5-3 мм).
Для короткой дуги гиперболическую ветвь характеристики ис-
точника питания с достаточной точностью можно аппроксими-
ровать прямой (см. рис. 28)
X — /д (Л?б + Гв),
(П.6)
где — регулируемое балластное сопротивление; гв — внут-
реннее сопротивление источника питания.
В этом случае мощность на изделии определяется по урав-
нению
о^(^.х-^д),
т
(П.7)
Рис. 28.
Семейство оптимальных внешних
характеристик источника питания для сжатой
дуги атмосферного давления (защитный газ —
93% Аг + 7% Н2).
Рис. 29.
Изменение тепловой мощности на изделии
в зависимости от падения напряжения на
сжатой дуге для различных характеристик
источника:
I — г иперболическая; 2 — линейнопадающая;
3 — вертикальная.
Оптимальная характеристика источника питания
63
а изменение тепловой мощности, связанное с колебаниями дли-
ны дуги,— по уравнению
= <П8)
I иг
Отсюда следует, что при (7Д-> у f7K.x производная 0, т. е.
в окрестности точки £/д = — Ux,x тепловая мощность слабо зави-
сит от напряжения на дуге. Это условие позволяет определить
напряжение холостого хода источника с балластным сопротив-
лением: £7х.х ~ 2£/д.
Из вольт-амперных характеристик (см. рис. 16) видно, для
рабочих значений тока и длины дуги падение напряжения нахо-
дится в интервале 20—30 В. Поэтому холостой ход источника
питания следует выбирать равным 50 В.
Зависимость мощности от напряжения на дуге при тд = 0,63,
(Кб + гв) -= 4,8 Ом, Ux.х = 50 В, вычисленная по уравнению
(П.6), представлена кривой 2 на рис. 29. Как видно, при 1/д==
= у = 25 В на аноде выделяется максимум мощности и произ-
водная меняет знак, т. е., начиная с этой точки, повышение напря-
жения, обусловленное увеличением длины дуги, приводит к сни-
жению мощности на изделии.
На рис. 29 нанесена кривая 1 для Ра ¥= f ((/д) = 80 Вт, кото-
рая соответствует гиперболической характеристике источника
питания. Из сравнения кривых ] и 2 следует, что аппроксима-
ция гиперболической характеристики источника питания линейной
2
приводит к нестабильности мощности на изделии -р— = ± =
= 2,5% при увеличении падения напряжения на дуге от 20 до
30 В, что соответствует изменению длины дуги в пределах 1,5—
3,5 мм. Колебания длины дуги в интервалах 2,5± 1 мм при
использовании источника питания с вертикальной характерис-
тикой (кривая 3) приводят к изменению мощности на изделии
в пределах 80 ± 15 Вт, т. е. на 19%.
Таким образом, оптимальной характеристикой источника
питания для ручной микроплазменной сварки является гипер-
болическая, а ее приближением — линейпопадающая.
‘ Если в сжатой дуге нормального давления наиболее сильное
влияние оказывает длина дуги, то в дуге низкого давления
таким параметром является расход газа. С уменьшением расхо-
да газа возрастает падение напряжения на дуге. Нестабиль-
ность расхода газа вызывает колебания тепловой мощности на
54
Глава вторая. Способы микроплазменной сварки
изделии. Естественно, что при сварке тонких металлов эти
колебания весьма нежелательны.
Обработка экспериментальных данных для различных рас-
ходов газа по изложенной выше методике позволяет опреде-
лить оптимальную внешнюю характеристику источника питания
импульсной дуги низкого давления, при которой незначитель-
ные колебания расхода газа не влияют на тепловую мощность
и качество сварного соединения.
На графике Puffin) для различных расходов Qp (см.
рис. 25) проводим прямую Ря = const. По точкам пересечения
этой прямой с семейством характеристик /(/д) находим
значения токов и расходов газа, при которых выполняется усло-
вие Ра=const. Каждой найденной паре значений /д и Qp соот-
ветствует вполне определенное значение падения напряжения
на разряде. Нанося на вольт-амперную характеристику эти зна-
чения тока и расхода газа и соединяя полученные точки плав-
ной кривой, находим требуемую характеристику источника пи-
тания (рис. 30). Оказывается, что источник питания для дуги
низкого давления, как и для микроплазмы атмосферного дав-
ления, должен иметь гиперболическую или линейнопадающую
характеристику. Что же касается условий контрагирования, то
источник должен генерировать прямоугольные импульсы тока
в диапазоне 80—200 А длительностью примерно 0,005—0,05 с и
паузой между импульсами приблизительно 0,02—0,25 с. При
таких параметрах дуга низкого давления в течение всей дли-
тельности импульса тока хорошо контрагирует и имеет высокую
плотность тока, необходимую для качественной сварки металлов
малых толщин.
6. ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ ОСОБЕННОСТИ МИКРОПЛАЗМЫ
КОСВЕННОГО ДЕЙСТВИЯ
Использование малоамперной сжатой дуги косвенного действия
представляет интерес для прецизионной обработки неметаллов.
Кроме того, дуга косвенного действия позволяет производить
Рис. 30.
Семейство оптимальных внешних
характеристик источника питания
для имульсной дуговой сварки
при низком давлении (штриховые
линии — вольт-амперные
хар актеристи ки).
Энергетические особенности микроплазмы косвенного действия
55
пайку, сварку и резку фольги и тонких металлических сеток
и другие работы, где требуется точная дозировка очень малых
мощностей.
Для изучения энергетических особенностей микроплазмы
косвенного действия, выбора оптимальных характеристик и вы-
яснения возможности ее использования в качестве режущего
инструмента для автоматического раскроя текстильных тканей
в швейном производстве были проведены специальные опыты.
Энергетической характеристикой (мерой эффективности) мик-
роплазмы косвенного действия служила максимальная скорость
резания текстильных тканей [27]. В дальнейшем для краткости
максимальную скорость резания будем называть просто ско-
ростью резания. Эксперименты проводились на хлопчатобумаж-
ной ткани. Это позволило получить хорошо воспроизводимые
результаты даже при весьма малых мощностях.
Характер зависимости скорости резания г>р от давления р
в плазмотроне при заданном токе дуги для различных диамет-
ров сопла одинаков: после начального интенсивного роста кри-
вые проходят через нечетко выраженный максимум. Затем на-
ступает медленный спад. Аналогичные результаты получены
при резании металлов плазменной струей на больших токах [28].
Поэтому можно сделать вывод, что ход кривых обусловлен
свойствами только струи плазмы и не зависит от того, металл
это или ткань.
Более наглядна зависимость скорости резания о г расхода
газа, представленная на рис. 31 (кривые/—4). Видно, что экс-
периментальные точки для одного значения тока и различных
диаметров сопла укладываются в довольно узкую зону (штри-
ховые кривые). Это свидетельствует о том, что при заданном
значении тока диаметр сопла мало влияет на скорость резания;
определяющим параметром, влияющим на скорость резания,
является расход газа. Диаметр канала сопла и давление в
плазмотроне определяют только газодинамику истечения струи
[27].
С помощью зависимостей, приведенных на рис. 31, можно
определить удельный расход газа Qyn (количество газа на 1 м
реза). Для этого достаточно абсциссу каждой точки кривой
Vp=f(Qp) разделить на ординату (скорость резания). Получен-
ная при этом зависимость Qyn=f(Qp) представлена жирной
кривой. Видно, что с ростом Qp удельный расход падает от
0,65 до 0,3 л на 1 м реза. Заметим, что рост расхода газа
возможен за счет увеличения диаметра сопла или давления
в плазмотроне. При заданном значении тока дуги увеличение
расхода газа эффективно лишь до максимума кривой vp=f(p)
(рис. 32, а), т. е. в ограниченных пределах. Возможности из-
менения диаметра сопла dc при постоянной длине канала так-»
56
Глава вторая. Способы мнкроплазменной сварки
же ограничены, поскольку зависимость v^—f(p) имеет макси-
мум при dc^ 0,7 0,8 мм.
Дальнейшее изучение зависимости скорости резания от дав-
ления в плазмотроне при различных токах показало, что суще-
ствует взаимосвязь между ее максимумом и током дуги. При
с1с = const значение максимума кривой v = f(p) растет с уве-
личением тока и смещается в сторону большего давления (см.
рис. 32, а). Наблюдаемый ход кривых vp=f(p) объясняется
следующим образом [27]. Каждому значению тока дуги и рас-
хода газа соответствуют вполне определенные среднемассовая
температура и мощность струи. Увеличение тока и давления
ведет к их росту, в результате чего скорость резания повы-
шается.
Рис. 31.
Зависимость скорости резания и удельного
расхода газа от общего расхода газа при
различных диаметрах канала сопла (7Д=6А):
' — rfc «=. 0,55 мм; 2 — dc =» 0,7 мм; 3 — dc == 0.8 мм;
4 — dc = 1 мм.
Рис. 32.
Зависимость скорости резания от давления (а)
и оптимального давления газа от тока дуги (б)
(dc — 0,8 мм):
1 — I = 4 А; 2 — = 6 А; 5-/„~7,5 А;
/-% ЦЦ)
4 — / д «= 9 А;
Энергетические особенности микроплазмы косвенного действия
57
Семейство кривых vp=f(p) позволяет установить важную
для практики зависимость оптимального давления от тока дуги
(рис. 32,6), при которой скорость микроплазменного резания
тканей имеет максимальное значение. Эта зависимость пред-
ставляет собой прямую линию. Она может служить для выбора
оптимального режима плазмотрона. Так, для диаметра сопла
0,8 мм и тока дуги 6 А нет смысла увеличивать давление боль-
ше 3,57» 103 мм рт. ст.
Для практики представляет также интерес зависимость
удельного расхода газа от общего. Как видно из рис. 33, с уве-
личением Qp удельный расход изменяется по кривой с мини-
мумом. Величина минимума и его местоположение по оси абс-
цисс зависят от тока дуги: чем выше ток, тем ниже удельный
расход, и его минимум смещается в сторону больших значе-
ний Qp.
Таким образом, изложенные результаты позволяют выбрать
оптимальный режим работы плазмотрона, обеспечивающий
максимальную скорость резания при минимальном удельном
расходе газа.
Основным преимуществом мнкроплазменной резки волок-
нистых материалов, которое установил В. Л. Зражевский, явля-
ется независимость качества реза от скорости. Даже при оста-
новке дуги на материале ширина реза не увеличивается. При
мнкроплазменной резке искусственных и синтетических тканей,
а также стеклоткани края материала оплавляются, что поло-
жительным образом сказывается на качестве реза. Вопросы
теории мнкроплазменной резки волокнистых материалов изло-
жены в работе [29].
Выполненные исследования позволили ввести в практику
малоамперную сжатую дугу (микроплазму), которая приме-
Рис. 33.
Изменение удельного расхода газа в зависимости
от общего расхода при различных токах дуги*
58
Глава вторая. Способы микроплазменной сварки
няется для высококачественной сварки тонкостенных изделий
и прецизионных конструкций, для прецизионной наплавки, пай-
ки, резки и других процессов термической обработки материа-
лов малых толщин, требующих локальноконцентрированного
источника тепла.
Однако микроплазменная сварка на прямой полярности не
нашла промышленного применения для сварки алюминия и
сплавов на его основе, имеющих на поверхности тугоплавкие
окисные пленки. Авторами работы совместно с Д. М. Рабкиным
были проведены опыты по выяснению возможности микроплаз-
менной сварки алюминия на прямой полярности. При этом в
качестве плазмообразующего и защитного газа был применен
гелий. Благодаря высокой плотности энергии происходило не
только плавление основного металла (алюминия), но и разру-
шение тугоплавких поверхностных окисных пленок. Однако зона
очистки меньше зоны расплавления, что в значительной мере
затрудняет процесс микроплазменной сварки алюминия на пря-
мой полярности.
Известно, что дуговая сварка таких металлов и сплавов
толщиной более 1,5 мм в промышленных условиях осуществля-
ется переменным током или постоянным током на обратной по-
лярности. При сварке толщин 6 < 1 мм из-за прожогов или про-
висаний металла шва не удается получить качественного сое-
динения, а снижение тока приводит к нарушению стабильности
дуги.
Повысить устойчивость дуги на малых токах с холодным
катодом без знания механизма эмиссии не представляется воз-
можным. В связи с этим были изучены катодные процессы в
электрической дуге.
7. ИОННО-ЭЛЕКТРОННАЯ ЭМИССИЯ
В СВАРОЧНОЙ ДУГЕ
Анализ существующих теорий катодных процессов в сварочной
дуге показывает, что ни термоэлектронная, ни автоэлектронная
теория не могут указать реальных путей повышения стабиль-
ности возбуждения и устойчивости горения малоамперной дуги
переменного тока с холодным катодом. Это объясняется тем,
что, с одной стороны, температура катода (например, алюми-
ниевого) весьма мала для существования термоэлектронной
эмиссии. С другой стороны, из-за низкой степени ионизации
остаточной плазмы в момент повторного возбуждения дуги и,
следовательно, малой плотности ионного тока напряженность
электрического поля у катода недостаточна для автоэлектрон-
ной эмиссии. Нами предложен и обоснован новый механизм
Ионно-электронная эмиссия в сварочной дуге
59
катодных процессов в сварочной дуге [30, 31], который позво-
лил дать рекомендации по повышению стабильности горения
малоамперной дуги переменного тока и на основе которого в
ИЭС им. Е. О. Патона АН УССР был создан способ микро-
плазменной сварки алюминия малых и весьма малых толщин.
Физическая сущность этого механизма эмиссии состоит в том,
что ион, подходя к поверхности катода, своим собственным
электрическим полем вырывает из катода электрон, который
под действием внешнего электрического поля, создаваемого
катодным падением потенциала, свободно уходит в прикатод-
ную зону дуги, осуществляя перенос электронной компоненты
тока в этой зоне. Расчеты показывают [30, 31], что в зависи-
мости от скорости иона, напряженности внешнего электрическо-
го поля и температуры катода число электронов, освобож-
даемых из катода под действием ионно-электронной эмиссии
в сильном электрическом поле, может составлять достаточно
большую величину (табл. 4).
Расчетные значения коэффициента ионно-электронной эмис-
сии у, представленные в табл. 4, были получены для катодов
с работой выхода <р=4,5 В при внешнем поле Е=2-107 В/см.
Видно, что даже при низких температурах катода у состав-
ляет величину порядка 6 электронов на 1 ион. Этот коэффици-
ент тем больше, чем меньше скорость иона и выше напряжен-
ность электрического поля. Для ионно-электронной эмиссии
требуется меньшая напряженность электрического поля, чем
для автоэлектронной эмиссии.
Таким образом, предложенный ионно-электронный механизм
эмиссии объясняет как малую, так и большую плотность тока
7=(1 + т)Л в дуге с холодным катодом, а также ряд экспе-
риментально установленных явлений, например блуждание и
обратное движение катодного пятна в поперечном магнитном
поле и др.
Выполненные в ИЭС им. Е. О. Патона АН УССР исследова-
ния по малоамперной дуге с холодным катодом показали, что
сварка алюминия малых толщин на обратной полярности или
на переменном токе затруднена не только из-за пространствен-
ной и временной неустойчивости горения дуги и низкой плот-
ности тока в ней, но также из-за существования большого вре-
Т аб лица 4
тк. к у, электрон/ион к IV 7. электрон/ион '«"д
1000 1500 6,0 6,75 0,86 0,87 2000 2500 7,7 9,3 0,88 0,90
60
Глава вторая. Способы микроплазменной сварки
мени запаздывания возбуждения дуги, например с помощью
высокочастотного осциллятора. С увеличением балластного
сопротивления свыше 20 Ом, т. е. с уменьшением сварочного
тока, время запаздывания даже при х=200 В резко возрас-
тает от 1 с при /?б=20 Ом до 30 с при /?б=40 Ом.
8. СУЩНОСТЬ МИКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКИ
НА ОБРАТНОЙ ПОЛЯРНОСТИ
Практика показала, что при микроплазменной сварке на пря-
мой полярности в непрерывном и импульсном режимах стабиль-
ное возбуждение и устойчивое горение основной дуги дости-
гаются за счет использования дежурной дуги. Поэтому при
разработке микроплазменной сварки тонколистового алюминия
для обеспечения стабильности горения малоамперной дуги, по
аналогии со сваркой на прямой полярности, была применена
малоамперная дежурная дуга, горящая между вольфрамовым
катодом и соплом плазменной горелки. Такое решение непо-
средственно также вытекало из предложенного нами ионно-
электронного механизма эмиссии. Повысить устойчивость горе-
ния дуги с холодным катодом на малых токах, согласно этому
механизму эмиссии, можно, используя посторонний источник
ионов. Таким источником, не зависящим от тока основной дуги,
мог служить факел плазмы / (рис. 34), создаваемый дежурной
дугой косвенного действия. В связи с тем что в промежутке
сопло 2— изделие 3 существует такой факел, то при подаче на
сопло 2 горелки положительного относительно изделия напря-
жения в разрядном промежутке будет протекать ток несамо-
стоятельного разряда обратной полярности. Таким образом, под
действием электрического поля из факела плазмы на изделие
Рис. 34.
Схема микроплазменной
сварки на обратной
полярности.
Сущность ммкроплазменной сварки на обратной полярности
61
(катод) 3 непрерывно поступают иопы, обеспечивая тем самым
легкость возбуждения дуги и стабильность эмиссии с холодного
катода. Условия, при которых формируется дуга обратной по-
лярности, определяются в основном приложенной к разрядному
промежутку разностью потенциалов, током дежурной дуги, а
также состоянием поверхности и материалом изделия.
Использование медного водоохлаждаемого сопла горелки
в качестве анода основной дуги позволяет исключить воздей-
ствие тока дуги обратной полярности на катод дежурной дуги.
При такой схеме питания плазмотрона ^-электрод 4 горелки
используется только в качестве катода дежурной дуги, и его
малый диаметр обеспечивает устойчивое ее горение на токах
2—5 А.
При малых расходах плазмообразующего газа (0,2—
0,8 л/мин) анодное пятно дуги обратной полярности размещает-
ся внутри канала сопла, а фокусировка (сжатие) столба вблизи
изделия и пространственная его устойчивость (как и при микро-
плазменной сварке на прямой полярности) обеспечиваются за-
щитным газом. Катодное пятно в пределах узкой зоны непре-
рывно блуждает по поверхности изделия и разрушает туго-
плавкую окисную пленку. Механизм очистки поверхности изде-
лия от окисных пленок до момента его расплавления, как мы
предполагаем, заключается в следующем. При ионной бомбар-
дировке молекуле окисной пленки сообщается кинетическая
энергия, усиливающая колебания ее ядер. Когда колебатель-
ный уровень движения ядер попадает в область непрерывного
спектра, молекула А12О3 диссоциирует. Разрушение окисной
пленки алюминия путем диссоциации значительно облегчается,
когда на молекулу А12О3 действует сильное электрическое поле,
создаваемое, например, катодным падением напряжения и ло-
кально усиливаемое собственным полем иона при его прибли-
жении к поверхности окисной пленки. В этом случае сильное
поле снижает потенциальный барьер в молекуле и уменьшает
ее электронные связи. Когда этот барьер снижается до основно-
го или возбужденного электронного состояния, электронные
связи освобождаются и молекула разрушается. Следовательно,
ионная бомбардировка и сильное электрическое поле обеспечи-
вают очистку поверхности алюминия от тугоплавких окисных
пленок даже без расплавления основного металла. Этот меха-
низм позволяет объяснить разрушение окисных пленок при
катодном падении напряжения, значительно меньшем энерге-
тического порога распыления материала катода.
Если ток дуги обратной полярности достаточен для рас-
плавления кромок свариваемого изделия, то одновременно с
разрушением окисных пленок будет происходить процесс свар-
ки. Пространственная устойчивость столба сжатой дуги обрат-
62
Глава вторая. Способы мнкроплазменной сварки
ной полярности, горящей между соплом плазмотрона и издели-
ем, достигается благодаря использованию различных газов в
качестве плазмообразующего и защитного. Как правило, плаз-
мообразующим газом служит аргон, защитным — гелий или
смесь аргона с гелием. Если же аргон используется и как за-
щитный, и как плазмообразующий, то при больших расходах
последнего может наблюдаться пространственная неустойчи-
вость, особенно при выполнении стыковых соединений из тон-
колистового алюминия. Для повышения устойчивости сжатой
дуги обратной полярности в аргоновой защитной среде могут
•быть использованы плазмотроны с ^-электродом, запитывае-
мым переменным асимметричным током [32].
9. ДИНАМИЧЕСКИЕ ВОЛЬТ АМПЕРНЫЕ
ХАРАКТЕРИСТИКИ ДУГИ ОБРАТНОЙ ПОЛЯРНОСТИ
Для изучения переходных процессов при возбуждении дуги
обратной полярности с помощью факела плазмы дежурной дуги
были проведены измерения преддуговых токов и падений напря-
жений на разряде с холодными катодами из различных метал-
лов [33].
При измерении преддуговых токов, напряжений зажигания
дуги и динамической вольт-амперной характеристики микро-
плазмы обратной полярности использовалась обычная одно-
полупериодная схема питания плазмотрона импульсами сину-
соидальной формы промышленной частоты с амплитудным зна-
чением напряжения 315 В. Отличительной особенностью изме-
рительной схемы являлось то, что она обеспечивала достаточно
точное измерение как малых (преддуговых), так и больших
(дуговых) значений тока. Это достигалось с помощью токового
шунта — специального делителя напряжения [33], разработан-
ного на стабилитроне Д (Д808) (рис. 35). Падение напряже-
Рис. 35.
Схема нелинейного токового шунта.
Динамические вольт-амперные характеристики дуги обратной полярности 63
ния на резисторе /?, пропорциональное току разряда, подава-
лось на вход осциллографа — вначале непосредственно (при
UR < U ст —напряжения стабилизации диода Д808), т. е.
Uосц = Ur=IR, а затем (при Ur >U =7,5 В)—через дели-
тель напряжения, т. е.
и„
R1
R1 + R2
RR2
R1 + R2
(П.9)
Легко понять, что кривая U имеет два угла на-
клона:
= Д = 7 Ом для I < ~ = 1,07 А;
dU^ _ RR2 _ 7 „ , п_ .
di Rl + R2~ 11 для
Динамическая вольт-амперная характеристика (7ОСЦ — f(I) токо-
вого шунта представлена на рис. 36 (масштаб: 1 клетка по вер-
тикали— 2,3 В, по горизонтали — 5 В). Отчетливо видно, что она
состоит из двух прямолинейных участков. Точка перегиба кри-
вой соответствует условию £Л>сц = UR = Uct, которое выполняется
при /= 1,07 А. По измеренному значению {/осц (в вольтах) ток
разряда (в амперах) вычисляется до точки перегиба по выраже-
нию / =-у2, а после нее — как I — 1,07-J-y (£/осц— 7,5). Димя-
мическая вольт-амперная характеристика разряда записыва-
лась на экране осциллографа С1-18, на входы у и х которого
Рис. 36.
Динамическая вольт-амперная характеристика
нелинейного токового шунта.
Рис. 37.
Динамическая вольт-амперная характеристика
разряда обратной полярности.
64
Глава вторая. Способы микроплазменной сварки
подавались соответственно падение напряжения на разрядном
промежутке и ток разряда (напряжение, снимаемое с нелиней-
ного токового шунта). В качестве катода использовался ряд
металлов от легкоплавких (сплав Вуда) до тугоплавких (вольф-
рам). Опыты проводились при одинаковых для всех материалов
катода длине разрядного промежутка /д=1 мм, расходе плаз-
мообразующего аргона 0,3 л/мин, токе дежурной дуги 4 А.
Вольфрамовый электрод диаметром 1,5 мм затачивался на
конус с углом при вершине 30°. Диаметр сопла равен 1 мм,
глубина погружения электрода в канале сопла 1 мм, защитный
газ — аргон.
Типичная динамическая вольт-амперная характеристика
U=f(I) разряда на обратной полярности, возбуждаемого с
помощью факела плазмы на холодном медном катоде, очищен-
ном дугой обратной полярности, показана на рис. 37 (здесь и
далее в аналогичных рисунках масштаб: 1 клетка по вертикали
50 В, по горизонтали — 2,5 В). Ошибка измерения падения на-
пряжения на разряде не превышала ±5 В, а для преддуговых
токов она составляла величину Д/= ±0,143 Д У*сц ^0,036 А
(АСУ оси - 0,25 В). Однако путем изменения чувствительности
усилителя осциллографа по оси х точность измерения началь-
ных значений токов можно было повысить в 10 или 100 раз.
Для токов разряда больше 1,07 А, т. е. на втором участке
динамической вольт-амперной характеристики токового шунта
(см. рис. 36), погрешность измерения тока не превышала А/=
= 1,57 ДУОСц~0,4 А.
Из вольт-амперной характеристики (см. рис. 37) видно, что
при нарастании напряжения до 175 В ток разряда практически
равен нулю, т. е. меньше ошибки измерения. Дальнейшее уве-
личение напряжения на разряде вызывает рост тока. Падению
напряжения 250 В соответствует ток разряда 1,07 А, и эта точка
является переходной от одного масштаба измерения тока к
другому. При дальнейшем росте напряжения на разряде ско-
рость увеличения тока (СУн>£7ст) замедляется и на кривой
появляется изгиб. При достижении определенного значения па-
дения напряжения формируется дуговой разряд. Значение тока
(1,8 А) и падение напряжения (275 В), определяемые в момент,
предшествующий формированию дуги, рассматриваются как
преддуговые, а участок динамической вольт-амперной харак-
теристики с высоким падением напряжения — как типичная ха-
рактеристика тлеющего разряда. Таким образом, из осцилло-
граммы видно, что дуга обратной полярности на холодном мед-
ном катоде, формируемая с помощью факела плазмы, возбуж-
дается через тлеющий разряд. При уменьшении амплитудного
значения напряжения источника питания дуговой разряд на
медном катоде не возникает (рис. 38)*
Динамические вольт-амперные характеристики дуги обратной полярности 65
Измеренные с помощью осциллографа значения преддуго-
вых токов и напряжений при возбуждении дуги обратной по-
лярности на холодных катодах из различных материалов, очи-
щенных механическим способом [33], представлены в табл. 5.
Из данных таблицы видно, что для большинства материалов
катода дуговой разряд обратной полярности формируется через
тлеющий. Преддуговые токи тлеющего разряда находятся в ос-
новном в интервале 0,5—2,5 А, а падения напряжения изменя-
ются от 160 до 270 В. Для таких металлов, как Al, Zn и сплав
Вуда, дуговой разряд возбуждается, как правило, без заметных
начальных токов (начальные токи меньше ошибки измерения,
т. е. меньше 30 мА).
Напряжение возбуждения зависит от многих параметров.
Оно возрастает с увеличением разрядного промежутка. Для
всех исследованных защитных газов при длине /д=:4-=-5 мм
и напряжении 300 В дуговой разряд возбуждался нестабильно.
Интересно, что в атмосфере воздуха дуга перестает возбуж-
даться уже при длине разрядного промежутка 1,5—2 мм.
Увеличение расхода плазмообразуюшего газа в интервале
0,1—0,5 л/мин понижает напряжение зажигания в рабочем
диапазоне длин дуг (1—3 мм). Дальнейшее повышение расхода
аргона мало изменяет напряжение зажигания дуги, а при рас-
ходе 4—5 л/мин оно даже возрастает. Такая зависимость, оче-
видно, объясняется тем, что при малых расходах аргона напря-
жение зажигания дуги в значительной мере определяется родом
защитного газа. Но мере увеличения расхода аргона защитный
газ все в большей мере оттесняется к периферии, и разряд воз-
буждается преимущественно в аргоновой среде. Это предполо-
жение подтверждается тем, что при использовании аргона в
качестве защитного газа расход плазмообразующего газа прак-
тически не влияет на напряжение возбуждения дуги.
Для всех исследованных газов, кроме аргона, существует
оптимальный расход защитного газа, при котором напряжение
Рис. 38.
Динамическая вольт-ампер пая
характеристика тлеющего разряда
обратной полярности.
3 *2247
66
Глава вторая. Способы микроплазменной сварки
зажигания минимально. Оптимальный расход различен для раз-
личных газов. Например, при расходе плазмообразующего газа
0,3 л/мнн для гелия он равен 3,5 л/мин, для азота — 1,5 л/мин.
В аргоновой защитной среде напряжение зажигания достигает
минимальной величины при расходе аргона 2,5 л/мнн и в даль-
нейшем практически не изменяется. При оптимальных расходах
защитного газа наименьшее напряжение зажигания наблюдает-
ся в аргоне. По порядку увеличения напряжения зажигания
защитные газы располагаются следующим образом: аргоно-во-
дородная смесь, гелий, азот и углекислый газ.
Опыты показали, что напряжение зажигания существенно
зависит от длины факела плазмы, изменяющейся в зависимости
от тока дежурной дуги, диаметра сопла и глубины погружения
электрода в канале сопла. Последний параметр очень влияет
на напряжение возбуждения дуги, и поэтому перед сваркой
необходимо специально подготавливать плазмотрон (отцентро-
вать электрод и выставить его в канале на глубину, приблизи-
тельно равную диаметру сопла).
Кратковременное увеличение тока дежурной дуги значитель-
но снижает напряжение зажигания на больших разрядных про-
межутках. Так, кратковременное увеличение тока дежурной
дуги от 5 до 60 А при разрядном промежутке 3 мм снижает
напряжение зажигания дуги на алюминиевом катоде от 185 до
95 В. Это объясняется удлинением факела и увеличением кон-
центрации заряженных частиц плазмы у холодного катода. При
Т а б л и ц а 5
Материал катода 11реддугсвые Ток дуги. А Материал катода Прсддутовые Ток дуги. А
ток, А напряже- ние, В ток, A напряж e- ние, В 1
Сплав Вуда 250 7,66 Нержавеющая 1,07 225 6,87
Sn 0,07 160 4,22 сталь 1,07 190 8,14
0,5 205 5,77 Ti 1,46 290 8,42
1,07 255 7,8 1,46 285 8,42
Cd 0,6 205 6,56 Zr 1,46 250 8,14
0,7 195 175 7,66 8,44 Nb 1,07 2,25 245 265 6.57 8,14
Zn 190 6,09 1,85 285 8,14
0,36 1,07 200 240 7,34 8,13 Mo 0,89 1,85 245 250 6,87 8,14
Al —• 1'5 5,77 1,80 255 8,14
--- 140 5,77 W 0,96 240 6,57
Си 0,89 250 /,34 2,25 270 8,14
1,87 275 9.22 2,64 270 8.42
Динамические вольт*амперные характеристики дуги обратной полярности 67
коротком (/д < 1 мм) разрядном промежутке электропровод-
ность плазмы достаточно высокая даже при малом токе дежур-
ной дуги» поэтому его увеличение существенно не изменяет
напряжение зажигания дуги обратной полярности.
Выполненные исследования зажигания дуги обратной поляр-
ности относятся к холодным катодам, температура которых
мало отличается от комнатной. Для понимания переходных
процессов в дуге представляет интерес изучение развития дуго-
вого разряда для случая, когда один из электродов накален.
Поэтому исследования, аналогичные описанным, проводились
нами на плазмотроне с прямонакальным вольфрамовым элек-
тродом при атмосферном давлении в инертных газах. В каче-
стве второго электрода использовался брусок из меди или алю-
миния. Прямонакальный катод имел существенное преимуще-
ство с точки зрения изучения влияния теплового режима катода
на процесс возбуждения дуги. Путем изменения тока накала /н
можно было в широком диапазоне регулировать температуру
катода, а следовательно, и ток термоэлектронной эмиссии.
К сожалению, у нас отсутствовала возможность непосредствен-
но определять температуру катода, и процесс возбуждения раз-
ряда изучался в зависимости от величины тока накала, который
не всегда однозначно определяет температуру катода. При
одном и том же токе накала замена одного плазмообразующего
газа другим существенно меняла температурный режим катода.
Например, если при токе накала 60 А вольфрамовый электрод
диаметром 1 мм в аргоне нагревался до «белого каления», т. е.
до температуры, соизмеримой с температурой нити осветитель-
ной лампы, то в гелии он нагревался до температуры, соответ-
ствующей красному свечению. На температурный режим катода
влияет также расход плазмообразующего газа.
Большему расходу соответствует меньшая температура ка-
тода. Несмотря на отмеченное несовершенство методики измере-
ния, полученные данные, по нашему мнению, представляют опре-
деленный интерес и позволяют сделать некоторые новые выво-
ды, касающиеся механизма возбуждения дуги при сварке на
переменном токе.
Для исключения влияния последуговых процессов питание
плазмотрона осуществлялось одиночными импульсами синусо-
идальной формы, генерируемыми с помощью специально раз-
работанной схемы.
Рассматриваемая схема разряда с накаленным и холодным
электродами в принципе напоминает схему обычного газотрона,
который обладает сильным вентильным эффектом, т. е. при
подаче на накаленный электрод отрицательного относительно
холодного электрода напряжения разряд легко возбуждается и
газотрон проводит ток, а при обратной полярности он не
3*
68
Глава вторая. Способы микроплазменпоп сварки
возбуждается, т. е. термоэмиссия при низком давлении явля-
ется определяющим фактором в прохождении тока.
В этой связи естественно было ожидать, что .схема, содер-
жащая накаленный и холодный электроды при атмосферном
давлении, также должна обладать вентильным эффектом. По-
этому нами были проведены опыты с использованием накали-
ваемого электрода как в качестве катода (прямая полярность),
так и в качестве анода (обратная полярность).
Опыты с накаливаемым катодом на первый взгляд кажутся
тривиальными. Из литературы (например, работы [8]) изве-
стно, что чем больше термоэмиссионный ток, тем при меньшем
напряжении возбуждается дуга низкого давления. Действитель-
но, результаты наших экспериментов также показали, чго ток
накала оказывает существенное влияние на напряжение зажи-
гания. Так, например, при токе накала 50 А напряжение, при
котором зажигалась дуга длиной 0,4 мм, составляло 223 В, а
при /н=65 А оно снижалось до 195 В. Однако возникает вопрос,
является ли снижение напряжения зажигания в наших условиях
результатом увеличения термоэмиссионного тока или следстви-
ем других факторов. Для выяснения этого вопроса проводилась
серия опытов для случая, когда накаленный вольфрамовый
электрод являлся анодом, а в качестве катода применялся хо-
лодный медный брусок. Результаты опытов по определению
преддугового падения напряжения на разрядном промежутке
длиной 0,4 мм для прямой и обратной полярности в аргоне
приведены в табл. 6.
Как видно из таблицы, полярность накаленного электрода
не оказывает существенного влияния на преддуговое падение
напряжения. Следовательно, термоэлектронная эмиссия нака-
ленного вольфрамового катода в данном случае не является
первопричиной возбуждения разряда в аргоне при атмосферном
давлении. Определяющим, по-видимому, здесь является темпе-
ратура струи газа, нагреваемого накаленным П^-электродом.
Возникающая при этом ничтожно малая термическая иониза-
ция газа может играть роль, подобную той, которую играет
факел плазмы, создаваемый дежурной дугой.
Т а б л и ц а К
Ток накала рода. '-Г- элект- А Прецдугоаее напря- жен и*1. В 1 Ток 1 1 накала lF-элскт- рода. А Преддуговое напря- жение, В
Wz-катод W7 -к атод
65 195 214 50 221 248
60 203 224 , 45 239 279
55 209 235 40 273 309
Способ мнкроплазменной сварки на переменном т>эке
69
10. СПОСОБ МИКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКИ
НА ПЕРЕМЕННОМ ТОКЕ
Как отмечалось, пространственная и временная неустойчивость
малоамперной дуги на переменном токе, а также нестабильность
ее возбуждения не позволяют осуществлять сварку тонколисто-
вого (6 < 1 мм) алюминия и его сплавов.
Описанный выше дуговой разряд обратной полярности, горя-
щий между соплом плазменной горелки и изделием, возбуждае-
мый и стабилизируемый с помощью факела плазмы, можно
успешно применить для сварки алюминия толщиной в десятые
и сотые доли миллиметра. Однако в этом случае блуждание
катодного пятна приводит к образованию широкого шва и зна-
чительной зоны термического влияния по сравнению, например,
с мнкроплазменной сваркой дугой прямой полярности.
Выполненные исследования по изучению процесса горения
дуги обратной полярности имеют важное значение не только
для разработки способа и аппаратуры мнкроплазменной сварки
дугой обратной полярности, они явились основой для создания
специального способа мнкроплазменной сварки тонколистового
алюминия и его сплавов на переменном токе. Впервые этот
способ осуществлен в ИЭС им. Е. О. Патона АН УССР в 1967 г.
Он запатентован в ряде стран: Франции, Италии, ФРГ, Англии,
Японии, а также в других странах и в настоящее время являет-
ся единственным дуговым способом сварки тонкого алюминия
и его сплавов.
В разработанном способе сварки дуга обратной полярности
используется только в один полупериод для разрушения (очи-
стки) окисных пленок на кромках свариваемых деталей. Плав-
ление металла осуществляется в другой нолупериод высоко-
концентрированным источником тепла — дугой прямой поляр-
ности, горящей между ^-электродом плазменной горелки и из-
делием. При этом получается узкий шов с малой зоной терми-
ческого влияния.
Сущность способа иллюстрируется схемой, изображенной на
рис. 39. Между электродом и соплом плазменной горелки в
Рис. 39.
Схема, иллюстри ру юшая
принцип
мнкроплазменной сварки
на переменном токе:
1, 2 — соотпстствеино
влекгрод и сопле плазменной
горелки; 3 — изделие;
70
Глава вторая. Способы микроплазменной сварки
потоке плазмообразующего газа непрерывно горит дежурная ду-
га постоянного тока, создающая в промежутке сопло — изделие
факел плазмы. При подаче на сопло горелки положительного
относительно изделия полупериода напряжения между соплом
и изделием формируется дуга обратной полярности с неста-
ционарным катодным пятном. В течение этого полупериода про-
исходит разрушение окисной пленки на кромках свариваемого
изделия. Величина тока обраткой полярности выбирается толь-
ко из соображений качественной очистки и поэтому мала. За-
тем на вольфрамовый электрод горелки поступает отрицатель-
ный относительно изделия полупериод напряжения. При этом
формируется плазменная дуга с большой плотностью энергии,
достаточной для плавления, и, таким образом, осуществляется
сварка металлов, имеющих на поверхности тугоплавкие окис-
ные пленки [34].
В созданном способе микроплазменной сварки на перемен-
ном токе на сопло и электрод горелки попеременно подаются
полупериоды напряжения синусоидальной формы промышлен-
ной частоты (50 Гц). Как следует из описанного способа свар-
ки, через изделие проходит асимметричный переменный ток,
а по вольфрамовому электроду — только ток прямой полярно-
сти. Поэтому оплавления ^-электрода, как при аргонодуговой
сварке на переменном токе, не происходит. Это обеспечивает
высокую пространственную устойчивость и стабильность горе-
ния дуги даже на токах меньше 1 А.
Возможность раздельной регулировки тока прямой и обрат*
ной полярности является важным технологическим преимуще-
ством данного способа сварки, поскольку это позволяет незави-
симо управлять степенью очистки поверхности и скоростью
плавления металла.
Режим дежурной дуги, глубина погружения электрода в ка-
нале сопла, диаметр сопла, расходы газов и величины токов
в различные полупериоды являются важными технологическими
параметрами, оптимальный выбор которых обеспечивает ста-
бильность процесса сварки тонкого алюминия и хорошее каче-
ство сварного соединения.
Следует отметить, что нестационарное катодное пятно в
процессе своего блуждания не только очищает открытые по-
верхности изделия, но и проникает в зазор между свариваемыми
кромками, обеспечивая получение высококачественного сварного
соединения без окисных включений даже при сварке по отбор-
товке. Это свойство пятна проникать в щели, трещины, поры,
раковины и т. п. было использовано нами при разработке спо-
соба заварки дефектов в различных металлах, в том числе и
алюминии. Сущность этого способа заключается в следующем.
В начале процесса дефектный участок изделия (в том числе
Способ микроплазменной сварки на переменном токе
71
внутренние полости дефектов) очищается от окисной пленки и
других загрязнений дугой обратной полярности, горящей между
соплом и изделием. Ток дуги мал, и заплавления дефектов не
происходит. По окончании очистки наступает вторая стадия
процесса — заплавление дефекта по способу сварки на перемен-
ном токе [34].
Стабильность процесса горения дуги прямой и обратной по-
лярности на переменном токе иллюстрируется динамической
вольт-амперной характеристикой (рис. 40). По оси абсцисс
записывается ток дуги, по оси ординат — падение напряжения.
Правая ветвь характеристики соответствует дуге прямой поляр-
ности. Характерной особенностью этой ветви является то, что
падение напряжения на дуге при увеличении тока больше, чем
при убывании тока, т. е. падение напряжения зависит от зна-
чения тока не только в данный, но и в предыдущий момент.
_ . d/д d/д
В обоих случаях как при > 0, так и при < 0 харак-
теристика С/д=/(/д) для дуги прямой полярности падающая
/ dUB \
<01. Правая ветвь характеристики подобна статическим
вольт-амперным характеристикам микроплазменной дуги на
постоянном токе. Левая часть характеристики описывает режим
горения дуги обратной полярности с нестационарным катодным
пятном на изделии. Катодное пятно непрерывно перемещается
на поверхности изделия, длина дуги при этом изменяется, и весь
этот процесс на динамической вольт-амперной характеристике
отображается в виде шумовой полосы. Чем шире зона очи-
стки (зона блуждания катодного пятна), тем шире шумовая
полоса.
Как показала многолетняя практика, разработанный способ
микроплазменной сварки металлов на переменном токе являет*
Рис. 40.
Динамическая вольт-амперная
характеристика сжатой дуги
при микроплазменной сварке
алюминия (защитный
газ — гелий).
72
Глава вторая. Способы микроплазменной сварки
ся устойчивым процессом даже на малых токах и позволяет
осуществлять качественную сварку алюминия и его сплавов
малых и весьма малых толщин.
11. МИКРОПЛАЗМЕННАЯ СВАРКА
РАЗНОПОЛЯРНЫМИ ИМПУЛЬСАМИ ТОКА
Способ сварки на переменном токе допускает попеременно пода-
вать импульсы не только синусодиальной формы, но и любой
другой формы (например, прямоугольной) различной длитель-
ности. Раздельная регулировка длительности и амплитуды тока
дуги прямой и обратной полярности значительно расширяет
технологические возможности этого способа, поскольку степень
очистки поверхности от окисных пленок и скорость плавления
металла можно изменять в нужном направлении путем регули-
ровки длительности и амплитуды импульсов тока. В этом слу-
чае сплошной шов образуется плавлением отдельных точек
с заданным перекрытием.
Процесс сварки заключается в следующем. В течение импульса
-пр тока /Пр дугой прямой полярности передается свариваемым
кромкам достаточное количество тепла Чпр/пр^пр^пр, которое рас-
плавляет основной металл, образуя сварочную ванну в виде точки.
В течение импульса Тоб тока /о$ дуги обратной полярности вво-
дится значительно меньшее количество тепла чоб{еб{/об^об, доста-
точное только для разрушения окисных пленок, и сварочная
ванна охлаждается до полной или частичной кристаллизации.
Следующий импульс тока прямой полярности создает сварочную
точку на расстоянии h от предыдущей точки:
/г = (тПр -Т- Tq<) (11.10)
Здесь и {/пр, (/л5 — соответственно КПД и падение напря-
жения на дуге прямой и обратной полярности; асв— скорость
сварки.
Общее количество тепла, вкладываемого в одну точечную
ванну, с некоторым приближением представляется так [35]:
Q®6ui — Чпр^пр {/пр^пр {^оС'Тоб» (11.11)
Таким образом, шов формируется путем периодического рас-
плавления точек с шагом h. Перекрытие точек задается их раз-
мером и шагом. Количество тепла Qb приходящееся на единицу
длины шва, в данном случае равно
г 1 U т: -I- т / П -
/Л *пр* пр^ пр vпр “ Чсб об .. об Vo'r /[ т i лч
с,“ < • (1112)
Если мощность дуги обратной полярности намного меньше
мощности дуги прямой полярности, то уравнение (11.12) упро-
Микроплазменная сварка разнополярными импульсами тока
73
шается и приводится к выражению усредненной мощности с пе-
риодически повторяющимися импульсами дуги прямой полярно-
сти:
Qi~
т J (J т
np'npi пр1пр
(’пр тоб) С'св
(11.13)
/
Учитывая, что -—== G—коэффициент жесткости и ~ = К—
Тпр 'об
коэффициент асимметрии тока, соотношение (П-12) можно запи-
сать в виде
/ G \
^пр ( ^пр^пр Чоб ег ^об)
°' - - 0+0) ’
Если предположить, что (7пр = (7Об = Сд и = ^пр = tq, то выра-
жение (П. 14) примет вид
(11.15)
Выражение (11.15) представляет собой усредненную мощ-
ность микроплазменной дуги с разнополярными импульсами
тока, когда амплитуда и длительность импульсов тока прямой
и обратной полярности различны.
Расчет распространения тепла при микроплазменной сварке
разнополярными импульсами тока и выбор режимов сварки
можно осуществлять так, как и для периодически горящей дуги
постоянного тока с непрерывно действующим источником тепла
мощностью
Общ -
• Л д
(11.16)
Следует отметить, что по сравнению с микроплазменной свар-
кой синусоидальным током при сварке разнополярными им-
пульсами прямоугольной формы благодаря постоянному значе-
нию коэффициента контрагирования в течение всей длительно-
сти импульса глубина проплавления увеличивается, а ширина
шва уменьшается.
Разработанный способ микроплазменной сварки тонкого
алюминия па переменном токе при атмосферном давлении мало
приемлем для сварки в вакууме потому, что при низком давле-
нии формирование катодных процессов и возбуждение дуги
обратной полярности па холодном металле затруднены из-за
малой концентрации нейтральных атомов вблизи катода. Поэтому
74
Глава вторая. Способы мнкроплазменной сварки
способ мнкроплазменной сварки на переменном токе приме*
нительно к сварке тонкого алюминия в вакууме был несколько
модернизирован. Назначение этого способа в том, чтобы у като-
да локально создавать повышенное давление, при котором об-
легчается формирование дуговых катодных процессов. С этой
целью в область сварного шва непрерывно подают струю инерт-
ного газа. Кроме того, в момент прихода на сопло горелки
положительного импульса напряжения кратковременно, в тече-
ние (1—1,5) • 10~3 с, увеличивают ток дежурной дуги до 100—
120 А. При этом в промежутке сопло — изделие возникает
факел плазмы дежурной дуги и при напряжении порядка 150 В
в разрядном промежутке длиной /д=0,5н-3 мм легко возбуж-
дается дуга обратной полярности с нестационарным катодным
пятном, обеспечивающая очистку поверхности от тугоплавких
окисных пленок. Плавление металла осуществляется дугой пря-
мой полярности с большой плотностью тока.
Практическое осуществление описанного способа сварки в
вакууме не вызывало каких-либо затруднений.
Таким образом, высокая концентрация энергии в течение
импульса тока дуги прямой полярности и качественная очистка
поверхности изделия от окисных пленок дугой обратной поляр-
ности обеспечили мнкроплазменной сварке разнополярными
импульсами тока ведущее место при сварке тонкого алюминия»
магния и сплавов на их основе.
Глава третья
ОБОРУДОВАНИЕ
ДЛЯ МНКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКИ
Для реализации оптимальных условий коптрагирования дуги
нормального и низкого давления в разработанных способах
мнкроплазменной сварки и обеспечения стабильных и качест-
венных сварных соединений из металлов малых толщин требу-
ются специальные источники питания. Они должны обладать
гиперболической или пологопадающей внешней характеристи-
кой, обеспечивать надежное возбуждение и горение дуги в не*
прерывном и импульсном режимах в широком диапазоне токов,
начиная примерно с 0,5 А, с длительностью импульсов и паузы
между ними (10—500) ИО-3 с. Кроме того, для сварки легких
металлов и сплавов необходимо обеспечить возбуждение и го-
рение дуги обратной полярности.
В настоящей главе рассматриваются устройство, правила
эксплуатации и ремонта микроплазмепных аппаратов, представ-
ляющих собой сочетание специализированных источника пита-
ния и плазмотрона.
1. ОСНОВНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ
ИСТОЧНИКОВ ПИТАНИЯ
Все микроплазменные источники питания состоят из двух ос-
новных узлов: сварочного выпрямителя и коммутатора (преры-
вателя) тока. Источники питания, предназначенные для сварки
алюминия и его сплавов, содержат еще, как правило, выпря-
митель и коммутатор разнополярных импульсов тока. Кроме
того, во всех источниках питания для мнкроплазменной сварки
имеются маломощный выпрямитель для питания дежурной
дуги, а также различные элементы автоматики: элехтрогаз.о-
клапаны, реле и контакторы, гидравлические датчики м т* зц
76
Глава третья. Оборудование для микроплазменной сварки
Сварочный выпрямитель состоит из трансформатора и блока
вентилей. В разработанных аппаратах использованы два типа
трехфазных трансформаторов: с жесткой внешней характерис-
тикой и симметричный трансформатор с развитым магнитным
рассеянием и с подвижными катушками [36].
В сварочных выпрямителях микроплазмепных источников
питания используются кремниевые вентили типа ВК и ВЛ. Эти
приборы отличаются высокой проводимостью (102—103 Ом~!)
в прямом направлении и незначительными (до 5 мА) токами
утечки в обратном направлении. Характеристики кремниевых
вентилей остаются стабильными при повышенных температурах
(вплоть до 150—200° С), допускают высокие плотности тока (до
200 А/см2), имеют минимальные габариты и массу.
В табл. 7 и 8 приведены значения основных параметров
вентилей типа ВК [37].
Примерно такие же характеристики и у кремниевых лавин-
ных вентилей типа ВЛ. Однако лавинные вентили представляют
собой более надежные выпрямительные элементы, чем вентили
типа ВК, поскольку при кратковременных перенапряжениях в
них происходит обратимый лавинный пробой, не приводящий
к выходу из строя прибора.
11аиболее сложной частью импульсных микроплазмепных
источников питания является коммутатор, предназначенный для
преобразования постоянного тока в импульсный. Во всех микро-
плазменных источниках питания используются коммутаторы, в
которых в качестве приборов ключевого действия применен
управляемый диод — тиристор. Учитывая сравнительную новиз-
ну этих приборов (отечественные тиристоры начали широко
использоваться в шестидесятых годах), остановимся кратко на
описании их устройства, свойствах и технических характе-
ристиках.
Термин «тиристор» обозначает полупроводниковый ключе-
вой прибор, два возможных состояния которого (запертое и от-
Табдица 7
Характеристика Тин вентиля
BK2U0 ВК2-25 ВК2-50 BK2-I00 ВК2-200 BK2R 350
Номинальный прямой ток, А Номинальное обрат- ное напряжение, В Установившееся теп- ловое сопротивление, ' град/Вт 10 150, 1,5 -X г 25 300, 50С 1000 1,0 50 , 800, 0,5 * . 100 100, 25 7( 0,25 200 0, 400, )0 0,15 350 50, 200, 350, 600, 900 0,15
Основные элементы источников питания
77
крытое) обусловливаются регенеративной внутренней обратной
связью в многослойной р— п— р — n-структуре. Наиболее рас-
пространенными являются кремниевые управляемые вентили
(тиристоры), выпускаемые отечественной промышленностью
под марками КУВ^ ВКУ, ВКДУ. ВКДУВ, ПТЛ (УПВКЛ), Т,
Т2, ТЛ (ВКДУЛ), ТЛВ (ВКДУЛВ), ТЧ, ТД и др. Основой
тиристора является многослойная структура из кремния с чере-
дующимися слоями, имеющими проводимости р и п. Крайние
два слоя р и п с припаянными к ним металлическими электро-
дами являются соответственно анодом и катодом тиристора.
К внутреннему слою с проводимостью р присоединяется управ-
ляющий электрод, через который пропускается ток управления.
Статическая вольт-амперная характеристика тиристора
представлена на рис. 41 [38].
Если на управляющий электрод вентиля сигнал не подан
(7у = 0), а напряжение между анодом и катодом не превышает
Та б лица8
Тип вентиля Допустимая нагрузка. А Вид и интенсивность охлажде- ния Тип охладителя
ВК2-10 1 5 10 Воздушное, естественное Без охлаждения Пластинчатый мед- ный МП-50
15 Воздушное, 6 м/с
20 Воздушное, 12 м/с
ВК2-25 15 Воздушное, естественное Пластинчатый мед- ный МП-100
25 Воздушное, 3 м-'с
ВК2-5О f 1 25 Воздушное, естественное Четыре хлопает ный медный М-4Л
50 Воздушное, 6 м/с
1 ВК2-100 30 Воздушное, естественное Шестилопастный, медный М-6Л
100 Воздушное, 12 м/с
1 ВК2-200 50 Воздушное, естественное
150 Воздушное, 6 м/с
200 Воздушное, 12 м/с
ВК2В-350 350 Водяное, 4 л/мин Водяной, медный МВ-1
78
Глава третья. Оборудование для микроплазменной сварки
определенного значения Упер, то тиристор закрыт и имеет боль*
шое сопротивление в обоих направлениях. Переключение тири-
стора из закрытого состояния в открытое может осуществляться
двумя способами: подачей на анод прямого напряжения, пре-
вышающего напряжение переключения, или подачей на управ*
ляющий электрод положительного импульса напряжения. В по-
следнем случае начнет протекать ток управления /у, вследствие
чего резко снизится величина напряжения переключения
(t/дер 1) •
Необходимо отметить, что первый из упомянутых способов
включения тиристоров используется крайне редко; в основном
тиристоры включаются по управляющему электроду.
Для того чтобы закрыть включенный тиристор, необходимо
уменьшить величину протекающего тока до величины, ниже
некоторой минимальной величины, называемой удерживающим
током /уд.
В табл. 9 приведены значения основных параметров тири-
сторов, используемых в источниках питания для микроплазмен-
ной сварки [37, 39].
Необходимо отметить, что в справочных данных приводятся
значения тока и напряжения управляющего электрода, измерен-
ные на постоянном токе. Эти параметры можно брать за основу
при длительности пускового импульса не короче 100 мкс. При
более коротких запускающих импульсах для надежного вклю-
чения тиристора необходим значительно больший ток управ-
ления. Так, например, при длительности запускающего импуль-
са примерно в несколько микросекунд ток управления необхо-
димо увеличить в 2—3 раза.
Кроме величин напряжения и тока управления следует
учитывать максимальное напряжение и предельную мощность,
которые можно подавать на управляющий электрод тиристора,
Рис. 41.
Вольт-амперная
характеристика тиристора.
Основные элементы источников питания
79
ТЧ 100 о о 1 '< 1 о о 100(100) см 1000 о 20 0,32 М-6Л
3 900 0,66
25 8 СО со о 1
320 00 * QO о о 70—250 * 1О ♦—< 2
ТЛ 250 400—10 20—70 (20-200 ю - • Л-, о 1
го с. о ю х п. Е 1G0 1 300 0,2 М-6Л
Тип 100 ю со о со <
50 О о о 1 «1002- .001—1 300 о -250 *
25 о 05) 33 О о —н МП-100
ВКДУ 0SI 1000 О см о LO о tO -6Л
100 о о о о со СМ О1 О
. <— . Параметры Номинальный прямой ток, А Номинальное напряжение, В Допустимая скорость нарастания пря- мого тока, А/мкс (напряжения, В/мкс), не более Номинальное напряжение управления, В, нс более Номинальный ток управления, мА, не более Время включения, мкс, не более Время выключения, мкс, не более Установившееся тепловое сопротивле- ние /?т в, гр ад/Вт, не более Тип охладителя
В зависимости от группы прибора.
80
Глава третья. Оборудование для мнкроплазменной сварки
не опасаясь его повреждения. Обычно они не должны превы-
шать 10—20 В и 10—15 Вт.
На рис. 42 показано несколько известных схем получения
управляющего сигнала для включения тиристора. С приходом
отрицательной полуволны питающего напряжения на катод
тиристора Т (рис. 42, а) на управляющий электрод через огра-
ничительный резистор /?у будет подаваться положительное отно-
сительно катода напряжение. При включении тиристора напря-
жение на нем падает до незначительной величины (0,5—1,5 В),
ток управления также уменьшается. Очевидно, чем больше вели-
чина резистора /?у, тем позже откроется тиристор относительно
момента прихода отрицательной полуволны, т. е. представляется
возможность регулировать угол отпирания в пределах 0—90°.
Использование накопительной /?С-цепочки и диода
(рис. 42, б) позволяет изменять угол отпирания тиристора в
пределах 0—180°, т. е. включать тиристор в любой необходимый
момент в пределах всего полупериода питающего напряжения.
Схема работает следующим образом. Во время положитель-
ного полупериода анодного напряжения конденсатор С заря-
жается до напряжения отпирания тиристора Uy. Время заря-та
определяется в основном постоянной времени 7?С-цепочки. Во
время отрицательного полупериода конденсатор перезаряжает-
ся, обеспечивая подготовку схемы для следующего цикла.
Описанная резисторно-конденсаторная схема управления
предельно проста, однако ее работа значительно зависит от
параметров цепи управления тиристора. Поэтому значительно
Рис. 42.
Схема
включения
тиристоров
(а — г) и
эпюры
напряжений
(<?)-
Основные элементы источников литания
8 Г
чаще для запуска тиристоров используются различные автоном-
ные генераторы импульсов: блокипги, мультивибраторы, релак-
саторы и т. п. (см. рис. 42, в). В частности, в схемах источников
питания для мнкроплазменной сварки почти повсеместно ис-
пользуется релаксатор на переключающемся диоде (динисторе)
(рис. 42, г). Динистор представляет собой четырехслойный по-
лупроводниковый диод, включение которого происходит при
определенном для данного класса прибора напряжении.
Таким образом, при достижении на конденсаторе (рис. 42, д)
напряжения С/с, равного напряжению переключения С/ПеР дини-
стора Д, он включится и конденсатор С сравнительно быстро
разрядится через цепь управления тиристора. После разряда
конденсатора динистор выключится и схема вернется в исходное
состояние. В результате в цепи управления будут протекать им-
пульсы тока, амплитуда и длительность которых определяются
величинами входного напряжения и емкости конденсатора С,
а частота следования — параметрами /?С-цспочки. Очевидно,
что в рассмотренном релаксаторе параметры цепи управления
оказывают значительно меньшее влияние на его работу.
Выключение тиристора представляет определенные трудно-
сти. Это связано с тем, что после открытия тиристора управляю-
щий электрод перестает влиять на его работу и для того, чтобы
закрыть тиристор, необходимо принимать специальные меры.
Наиболее просто вопрос выключения тиристора решается при
работе его в цепи переменного тока. В этом случае при изме-
нении полярности питающего напряжения при отсутствии тока
в цепи управления обеспечивается прекращение протекания
тока через тиристор, т. с. его выключение. Когда тиристор рабо-
тает в цепи постоянного тока, то обычно для выключения на
него подают напряжение обратной полярности с помощью, на-
пример, предварительно заряженного конденсатора, всевозмож-
ных резонансных LC-цепочек и т. д.
В специальной литературе [40—44] описано большое коли-
чество схем тиристорных коммутаторов, в которых обеспечива-
ется надежное включение и выключение тиристоров в необходи-
мый момент времени. Однако эти коммутаторы предназначены
для использования в слаботочных радиотехнических устрой-
ствах: кольцевых счетчиках, распределителях импульсов, релей-
ных схемах, генераторах импульсов напряжения и т. п. В то же
время частотные характеристики режима сварки, сравнительно
большие токи и специфичность дуги как нагрузки в значитель-
ной мере затрудняют использование этих схем тиристорных
коммутаторов.
Известно, что падение напряжения на дуге при изменении'
тока в зависимости от условий горения может оставаться посто-
82
Глава третья. Оборудование для микроплазменной сварки
янным либо изменяться. Следовательно, сопротивление дуги
является сложной функцией тока. Оказывает влияние остаточ-
пая ионизация, благодаря которой проводимость разрядного
промежутка сохраняется после гашения дуги в течение десятков
и сотен микросекунд, т. е. за время, соизмеримое с длительно-»
стью протекания переходных процессов в электрических цепях
коммутатора. В случае использования дежурной дуги, как это
имеет место в микроплазменной сварке, проводимость проме-
жутка сохраняется в течение всего времени ее горения. При
сварке тонкого металла в большинстве случаев длительность
импульса тока нс превышает 10-1 с, а часто бывает значительно
короче.
Все упомянутые выше обстоятельства оказывают существен-
ное влияние на работу коммутатора и, естественно, необходимо
их учитывать при анализе его работы.
2. ПРИНЦИПЫ ПОСТРОЕНИЯ ТИРИСТОРНЫХ
КОММУТАТОРОВ СВАРОЧНОГО ТОКА
В качестве примера рассмотрим коммутатор постоянного тока
[45] (рис. 43), построенный на базе тиристорного мультивибра-
тора. Принцип его работы состоит в следующем.
При включении тиристора Т1 (рис. 43, а) в цепи электрод —
изделие будет протекать ток дуги /дь величина которого опре-
деляется напряжением холостого хода t/x. х источника постоян*
ного тока, падением напряжения на дуге С/Д1 и резистором R1.
По истечении заданного промежутка времени включается ти-
ристор Т2, ранее открытый тиристор Т1 закрывается и начинает
протекать ток дуги /Д2. Его величина также определяется на-
пряжением t/x.x, падением напряжения £7д2 и резистором R2.
Через время t2—T — где Т — длительность полного цикла
работы коммутатора, снова включается тиристор Т1 и схема
возвращается в первоначальное состояние.
Рис. 43.
Схема коммутатора (а)
и эпюры тока и напряжения
(б).
Принципы построения тиристорных коммутаторов сварочного тока 83
Рассмотрим, каким образом происходит выключение тири-
сторов и от чего зависит надежность этого процесса.
С момента включения тиристора Т1 (одновременно с проте-
канием тока дуги /^) будет перезаряжаться конденсатор С
через сопротивление /?2, открытый тиристор Т1 и дугу. Напря-
жение, до которого заряжается конденсатор С (рис. 43,6), опре*
деляется уравнением
где U'c(0) — напряжение, до которого был заряжен конденсатор
С в течение предыдущего цикла работы коммутатора; т2 — постоян-
ная времени заряда конденсатора»
После включения тиристора Т2 напряжение конденсатора
U'c (/J оказывается приложенным к ранее открытому тиристо-
ру Т1 в обратной полярности, в результате чего протекание
тока через последний прекращается и начинается перезаряд
конденсатора через сопротивление /?/, открытый тиристор Т2
И дугу.
Напряжение, до которого заряжается конденсатор С в этом
случае, будет определяться уравнением
(III.2)
где tj — постоянная времени заряда конденсатора, tj = RiC.
Очевидно, что 17с (0) = Uc (4) и Uc (0) = Uc (Л). Тогда, рас-
сматривая дугу как неизменяющуюся противо-ЭДС с напряже-
нием, равным падению на разряде, т. е. принимая U^z^U^^*
= UR и решая совместно уравнения (III.1) и (III.2), нетрудно
найти значения £7с(Л) и Uc(i<i)*
Легко показать, что изменение напряжения на тиристоре Т1
при включении тиристора Т2 описывается выражением
UTi = Uc (6) ехр
— (£7х.х—t/д) 1 ~
т1/ L \ 1
(Ш.3)
При этом тиристор Т1 закроется, если время, в течение которого'
приложенное к нему обратное напряжение, будет больше време-
ни восстановления обратного сопротивления t, (время восста-
новления управляемости).
Подставив в выражение (Ш.З) найденное значение U'c (/j)
и проведя несложные математические преобразования, получим
соотношение, связывающее амплитудно-частотные параметры
коммутатора с напряжением холостого хода источника тока и?
«4
Глава третья. Оборудование для мнкроплазменной сварки
емкостью коммутирующего конденсатора в области его устой-
чивой работы:
Если длительность импульса достаточно большая и выполня-
ется условие ти/д, > С (t/x.x— t/д), то выражение (Ш.4) упро-
щается и принимает вид
/Д1 <!__Д___д2_1п2. (Ш.5)
В
В случае короткого замыкания дугового промежутка нера-
венство (1П.5) преобразуется к известной формуле расчета тири-
торного мультивибратора, работающего в режиме «Включено —
выключено» (40):
, . ^х.х^ In 2 0,7U4 ХС
/Д1 —-{ ~ .
В
Аналогично можно получить выражение, определяющее макси-
мальный ток дуги 1„‘
ш л
Для случая, когда /Д| > /Д1 и Т>2-:и, определяющим для опи-
сания работы коммутатора будет выражение (II 1.4).
При использовании коммутатора, например для аргонодуго-
вой или мнкроплазменной сварки, когда поддерживается постоян-
ным соотношение ~ ~К, выражение (III.4) можно переписать так:
Ki
Рис. 44.
Зависимость тока дуги
от длительности
импульса при различных
значениях С и К
((/Х.Х = 65В; £/д = 25 В):
/ — С =° 2.5 • 10~4 ф
К >=0.1;
2 — С = 2.5 - 10—4 Ф
К *= 0,2;
3 — С = 2,5 . 10—4 ф.
К = 0.3; 4 — с = 10—3 Ф.
К = 0,1; 5 — С = 10”3 Ф.
К -= 0,2; € — С = 10”3 Ф
К = 0,3; 7 — С = 10—3 Ф.
К — 0.1 w t/д ™ f
Принципы построения тиристорных коммутаторов сварочного тока 85
На рис. 44 представлены амплитудно-частотные характе-
ристики коммутатора, построенные путем графического решения
неравенства (Ш-7) при различных значениях коэффициента К
и емкости С.
Из приведенных характеристик видно, что с увеличением
емкости С область устойчивой работы расширяется. Увеличение
коэффициента К способствует улучшению частотных характе-
ристик коммутатора, поскольку в этом случае уменьшается за-
рядное сопротивление R2, а следовательно, постоянная времени
заряда коммутирующего конденсатора. Однако увеличение со-
отношения 7Дг//Д1 в большинстве случаев ограничивается тех-
нологическими условиями. Особенно это относится к сварке при
пониженном давлении, так как наличие тока примерно 15—50 А
в паузе между импульсами будет приводить к перегреву изде-
лия и ухудшению параметров сварного шва. Поэтому описывае-
мый коммутатор для указанного способа сварки может исполь-
зоваться только при фиксированных и небольших значениях
тока / 1 -г-5 А. В этом случае частотные характеристики
коммутатора оказываются значительно хуже. Ход кривых, пред-
ставленных на рис. 45, показывает, что для данной емкости
максимальная амплитуда коммутирующего тока до некоторого
момента зависит от длительности импульсов, причем с увели-
чением емкости указанная зависимость проявляется более от-
четливо. Это важное обстоятельство необходимо учитывать при
проектировании и эксплуатации коммутатора. Если в работаю-
щем коммутаторе сокращать длительность импульса тока, не
уменьшая его амплитуды, то в некоторый момент наступит срыв
работы коммутатора, что может вызвать прожог изделия, раз-
рушение сварочной горелки, выход из строя тиристоров и т. д.
Этот срыв легко объясняется тем, что при уменьшении длитель-
Рис. 45.
Зависимость
максимальной ачплитуды
комму ти руемого тока
дуги от длительности
импульса ({/х х = 65 В;
/в-10-4 С; ид = 25 В):
I - /д< - 5 А.
С~ 2,5 • 10””4 Ф;
2 — 1 А»
С = 2,5 • 10~4 Ф;
3 - /Д) = 5 Л, С - 1 0—3 ф;
4 — и | А. С 10 3 ф;
J — « 1 А, С = 0—3 Ф.
86
Глава третья. Оборудование для мнкроплаэмеиной сварки
ности импульса время зарядки конденсатора сокращается, сле-
довательно, падает напряжение U'c (тн), до которого он заря-
жается. Это в свою очередь приводит к тому, что при перезаряд-
ке конденсатора через сопротивление, которое определяет дан-
ную амплитуду тока, не обеспечивается наличие обратного на-
пряжения на закрываемом тиристоре в течение необходимого
времени. Повышение напряжения холостого хода источника су-
щественно не улучшает амплитудную и ухудшает частотную
характеристику коммутатора при работе на коротких (примерно
единицы миллисекунд) импульсах (рис. 46). В то же время
при длительности импульсов 10_* с и более амплитуда комму-
тируемого тока возрастает. Однако при повышении напряжения
холостого хода источника постоянного тока уменьшается КПД
коммутатора, определяемый в основном соотношением Ua/U^ х.
Из проведенного анализа следует, что описанный коммута-
тор приемлем для импульсной микроплазменной сварки и мало
пригоден для сварки при низком давлении. В подобном комму-
таторе также невозможно использовать выпрямитель с падаю-
щей внешней характеристикой, что затрудняет конструирование
источников питания. Кроме того, недостатком этого коммута-
тора является сильная зависимость его выходных характеристик
от режимов сварки и параметров дуги. Это происходит вслед-
ствие того, что один и тот же сварочный источник используется
как для сварки, так и для работы коммутатора. Поэтому можно
ожидать, что амплитудно-частотные характеристики улучшатся,
если для заряда коммутирующего конденсатора применить вспо-
могательный источник напряжения.
На рис. 47 представлена схема подобного коммутатора [46].
Маломощный выпрямитель U1 со сравнительно высоким напря-
Рис. 46.
Зависимость амплитуды тока от на-
пряжения холостого хода источника
тока (/д = 1 А; /в= 10~4 5 * 7 с;
ид = 25 В):
1 — 2.5 • 10
Ф, тн «=> 1 о 2 с;
Ф, ~ 5 • 10 2
Ж»
ю
4 — С =- IO”3 Ф, ти = W”2 е;
5 — С 10“3 Ф. ти « Б - 10“2
4 — С «с 10 3 Ф, Jjj «= >0 1 с;
7 - С - IO”9 Ф. 17д - f Кд), т
io—*
Принципы построения тиристорных коммутаторов сварочного тока 87
жением холостого хода обеспечивает работу коммутатора и про-
текание тока дежурной дуги в паузе между импульсами.
Выпрямитель U2 — сварочный. Принцип работы данного
коммутатора в целом аналогичен рассмотренному ранее. Отли-
чие.заключается в раздельном подключении катодов тиристоров
соответственно к соплу горелки и к изделию и в применении
переходного конденсатора С2 для передачи на катоды тиристо-
ров импульса обратного напряжения. Кроме того, различны
цепи разряда конденсатора С1: во время паузы конденсатор
разряжается через дежурную дугу и выпрямитель U1, а во вре-
мя импульса — через сварочную дугу и выпрямитель U2.
Выражение, приближенно описывающее область устойчивой
работы этого коммутатора, имеет вид
У/х.х-"дГ,
(^х.х - ^д) с!
_____И Д.Д_____
(<"х.х~<"д.д)С'
Здесь /д.д — амплитуда тока дежурной дуги; 1/д.д — падение на-
пряжения на дежурной дуге; Е — напряжение, перезаряжающее
конденсатор. Благодаря остаточной ионизации
>Е> Ul^ - UR.
Однако целесообразно принимать E—Ul^^ так как при
этом рассматриваются заведомо худшие условия для выключе-
ния тиристора. Нетрудно убедиться, что амплитудные характе-
ристики рассматриваемого коммутатора при определенных
условиях превосходят аналогичные характеристики коммутато-
ров, имеющих один источник питания.
Рис. 47.
Схема коммутатора с дополнительным источ-
ником напряжения.
Рис. 48.
Схемы коммутаторов с дополнительным источ-
ником повышенного напряжения.
88
Глава третья. Оборудование для микроплазменной сварки
Необходимо отметить, что рассматриваемые здесь коммута-
торы обладают одним существенным недостатком, который за-
ключается в протекании тока разряда конденсатора через сва-
рочный источник и дугу. В этом случае затруднено применение
таких сварочных источников, как генераторы постоянного тока,
а наличие выброса тока в конце импульса приводит к быстрому
износу (обеднению) вольфрамового электрода и является неже-
лательным из технологических соображений. Поэтому более
перспективным является тиристорный коммутатор, у которого
вспомогательный источник напряжения используется только для
зарядки коммутирующего конденсатора. Такой коммутатор спо-
собен генерировать импульсы тока значительно большей ампли-
туды и с длительностью, ограничиваемой только частотными ха-
рактеристиками самих тиристоров. При этом его можно постро-
ить таким образом, чтобы исключить разряд конденсатора через
источник и дугу [47]. На рис. 48 представлены подобные схемы
коммутаторов, которые могут быть использованы с источниками
постоянного тока, имеющими как жесткую (д), так и падающую
(б) внешнюю характеристику. Принцип их работы состоит в
следующем.
При включении силового тиристора Т1 в цепи электрод— из-
делие начинает протекать сварочный ток, величина которого
регулируется в одном случае балластным сопротивлением
а в другом — наклоном внешней характеристики сварочного
источника.
Одновременно через тиристор Г3 происходит заряд комму-
тирующей емкости С от вспомогательного маломощного источ-
ника U2 с повышенным напряжением холостого хода У2К т. При
включении коммутирующего тиристора Т2 конденсатор С раз-
ряжается на сопротивление или индуктивность, создавая на них
обратное напряжение, и тиристор Т1 выключается. По оконча-
нии разряда конденсатора С тиристор Т2 выключается, тирис-
тор Г, через незначительное время задержки 0,5—1 мс)
снова откроется, и схема вернется в исходное состояние.
Таким образом, зарядка конденсатора происходит за все
время периода Т. Поскольку Т—\Ц и Т > RC по крайней
мере при частоте следования импульсов тока 250 ч-500 Гц,
коммутирующий конденсатор С будет заряжаться до напряже-
ния холостого хода вспомогательного источника, т. е. Uc=
= U2^ х.
Расчет показывает, что максимальный коммутирующий ток
будет определяться следующим простым выражением:
(^х.х~^д)С U2
с 1 U1.
(Ш.9)
Принципы построения тиристорных коммутаторов сварочного тока
89
Нетрудно убедиться, что характеристики этого коммутатора
намного превосходят соответствующие характеристики ранее
описанных схем.
Таким образом, использование маломощного вспомогатель-
ного источника с повышенным напряжением холостого хода
позволяет улучшить амплитудно-частотные характеристики ти-
ристорных коммутаторов, что делает их пригодными для им-
пульсной сварки при низком давлении.
Для реализации импульсных процессов при сварке алюми-
ния и его сплавов разработаны соответствующие коммутаторы,
способные генерировать разнополярные импульсы тока необхо-
димой длительности, амплитуды, формы и обеспечивающие воз-
можность их регулирования.
На рис. 49 показана блок-схема источника, который состоит
из двух выпрямителей U1 и U2 и коммутатора постоянного тока.
Последний включает в себя два тиристора Г/, Т2, коммутирую-
щий конденсатор С, зарядное устройство ЗУ и блок управле-
ния БУ.
В исходном состоянии оба тиристора закрыты. В начальный
момент работы между соплом и изделием зажигается дуга об-
ратной полярности. Под действием этой дуги происходит очист-
ка поверхности металла от окисных пленок. Величина тока дуги
обратной полярности регулируется сопротивлением RI или на-
клоном внешней характеристики выпрямителя U1. В момент
поступления запускающего импульса на управляющий элект-
род силового тиристора Т1 последний открывается и дуга обрат-
ной полярности гаснет, так как разрядный промежуток сопло —
Рис. 49.
Блок-схема источника разнополярных
импульсов гока.
Рис. 50.
Блок-схема коммутатора
разнополярных импульсов тока.
no
Глава третья. Оборудование для мнкроплазменной сварки
изделие через открытый тиристор Т1 и диод Д шунтируется низ-
коомным сопротивлением R2. В то же время через открытый
тиристор Т1 к разрядному промежутку электрод — изделие при-
кладывается напряжение от выпрямителя U2, под действием
которого формируется дуга прямой полярности, осуществляю-
щая плавление металла. Величина тока дуги прямой полярности
регулируется сопротивлением R2 или наклоном характеристи-
ки источника U2. После включения тиристора Т2 происходит
выключение силового тиристора Т19 и напряжение выпрямителя
Ш снова оказывается приложенным к промежутку сопло — из-
делие.
Таким образом, поочередно к соплу горелки прикладываются
положительные, а к электроду — отрицательные относительно
изделия прямоугольные импульсы напряжения. Длительность
отрицательного импульса, а следовательно, и длительность про-
текания тока дуги прямой полярности задается временем между
приходом управляющих импульсов на тиристоры Т1 и Т2,
а длительность положительных импульсов — частотой следова-
ния управляющей пары сигналов.
Расчетной формулой для определения параметров коммута-
тора могут служить выражения (Ш-4) или (1II.8), где х—
напряжение холостого хода выпрямителя дуги обратной поляр-
ности.
Блок-схема другого коммутатора разнополярных импульсов
тока показана на рис. 50 [48]. При включении тиристора Т1
между электродом и изделием возникает дуга прямой полярно-
сти. Одновременно происходит заряд конденсатора С1 от вы-
прямителя U2 и конденсатора С2 от выпрямителя U1.
По истечении заданного времени тпр (длительность импульса
тока прямой полярности) открывается тиристор Т2. Напряже-
ние на конденсаторе С2 в сумме с напряжением на С1 прикла-
дывается к тиристору Т1 в обратном направлении, и тиристор
Т1 закрывается. Одновременно через открытый тиристор Т2
начинает протекать ток дуги обратной полярности, а кон-
денсатор С2 перезаряжается от выпрямителя U2 до напряже-
ния Конденсатор С1 также перезаряжается от выпрями-
теля U1.
По истечении заданной длительности импульса тока обрат-
ной полярности Тоб снова открывается тиристор TL При этом
напряжение конденсатора С2 в сумме с напряжением С1 при-
кладывается к тиристору Т2 в обратном направлении, и он за-
крывается.
Длительность и амплитуды токов дуг прямой и обратной
полярности регулируются так же, как и в схеме на рис. 49.
Приближенные расчетные формулы для этого коммутатора
разнополярных импульсов тока имеют вид
Аппараты для мнкроплазменной сварки на прямой полярности
91
, - <,д) (Cl + С2) и1лл 4- 1/2х.х ,
7"Р t 1П| U2 Z1
в х.х
~ ехр ~ {Ц2^^сПГС2) ||; (ШЛО)
(U2, г — ид (Cl + С2) ( иГ' + иг^, (
Г \ Х.Х Д/ ' 1 ' 1„ Х.Х 1 Х.Х 1 I
/об <---------7-------in /----ТГГ~----11 —
*в [ v 1 х.х (
— exp 1 — + С2) || * (Ш ЛI)
Таким образом, описанные схемы коммутаторов однополяр-
ных и разнополярных импульсов тока с дополнительными источ-
никами питания по амплитудно-временным характеристикам
полностью соответствуют разработанным способам микроплаз-
менной сварки тонких металлов как при нормальном, так и при
низком давлении. На их основе создан ряд аппаратов для
импульсной мнкроплазменной сварки при нормальном и низ-
ком давлении на прямой полярности и разнополярными им-
пульсами тока.
3. АППАРАТЫ ДЛЯ МНКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКИ
НА ПРЯМОЙ ПОЛЯРНОСТИ
Аппарат А-1255. Одним из первых аппаратов для микроплаз-
менной сварки на прямой полярности черных и цветных метал-
лов является источник питания постоянного тока с линейно-
падающей характеристикой (аппарат А-1255). Он выпускался
Опытным заводом ИЭС им. Е. О. Патона АН УССР в 1968—
1971 гг.
Источник питания (рис. 51) состоит из стандартного трех-
фазного трансформатора1 Тр2 (ТТ-0,63) с жесткой внешней
характеристикой и вентилей Д1 — Д6 (Д-243), собранных по
схеме Ларионова. Положительный полюс выпрямителя заземлен
через реостат R1 (РСПС-3) и амперметр, а отрицательный пода-
ется на электрод плазменной горелки через защитный дрос-
сель Др. Изменением сопротивления реостата, а также переклю-
чением его плеч осуществляется регулировка величины сварочно-
го тока от 0,5 до 10 А. Напряжение холостого хода силового вы-
прямителя равно 50 В. В аппарате имеется еще один выпрями-
1 В приведенных в настоящей монографии упрощенных принципиальных
электрических схемах аппаратов нумерация элементов и их обозначения
идентичны соответствующим обозначениям, выполненным в технической доку-
ментации, прилагаемой к аппарату.
92
Глава третья. Оборудование для микроплазменной сварки
тель для питания дежурной дуги, горящей между электродом и
соплом плазменной горелки. Он также выполнен из стандартных
элементов: трехфазпого трансформатора ТрЗ (ТТ-0,25) и венти-
лей Д7— Д12 (Д-243Б). «Минус» выпрямителя дежурной дуги
соединен с отрицательной клеммой силового выпрямителя, а
«плюс» подается на сопло через балластный резистор R2
(ПЭВР-100—150 Ом), с помощью которого можно регулировать
ток в пределах 0,8—1,5 А. Предусмотрена возможность увели-
чения тока дежурной дуги до 2 А, например в момент поджига.
<580 В
Аппараты для микроплазменной сварки на прямой полярности
9$
Это достигается параллельным включением обоих выпрямите-
лей тумблером В4. Напряжение холостого хода выпрямителя
дежурной дуги 100 В. От этого же выпрямителя запитывается
схема поджига (осциллятор), состоящая из генератора импуль-
сов (Д13у Д14у С5У R3, R8) с высоковольтным трансформатором
Тр1 и схемы запуска тиристора Д13 (Д16, Д17, R4y R5, С6,
Тр4). Последняя представляет собой /?С-накопительную цепоч-
ку с динистором Д16 и импульсным трансформатором Тр4у вы-
полненным па ферритовых кольцах. При достижении на об-
кладках конденсатора С6 напряжения, равного напряжению-
включения динистора (10—20 В), происходит разряд конден-
сатора через первичную обмотку трансформатора Тр4. Пере-
заряд конденсатора осуществляет ЭДС самоиндукции через
диод Д17. Положительные импульсы напряжения с амплитудой
12—20 В и длительностью 6—10 мкс подаются через ограничи-
вающий резистор R6 на управляющий электрод тиристо-
ра Д13.
Генератор поджигающих импульсов также является /?С-на-
копителем, конденсатор которого С5 разряжается через первич-
ную обмотку повышающего трансформатора. Высоковольтные
импульсы (2—3 кВ) поступают на электрод и сопло горелки
через конденсатор СЗ. Для защиты выпрямителей и приборов-
в схеме источника предусмотрен фильтр — Др, Cl, С4.
Конструктивно аппарат выполнен в виде переносного при-
бора (рис. 52) и комплектуется плазменной горелкой ОБ-1115.
Аппарат прост по устройству и позволяет сваривать большин-
ство черных и цветных металлов толщиной от 0.1 до 0,8 мм.
Допускаются колебания длины дуги в значительных пределах
Рис. 52.
Аппарат А-1255.
94
Глава третья. Оборудование для микроплазменной сварки
’И при этом на свариваемом изделии поддерживается практически
постоянная тепловая мощность, выделяемая микроплазменной
.дугой, что очень важно для ручной сварки.
Аппарат А-1255К. Этот аппарат явился модификацией про-
екта А-1255 с несколько более простой электрической схемой
(рис. 53). В частности, были упрощены выпрямитель дежурной
дуги и схема поджига. Подключение схемы запуска тиристора
Д11 и самого генератора поджигающих импульсов после бал-
ластных резисторов —R4 обеспечивает автоматическое вы-
ключение осциллятора после возбуждения дежурной дуги. Это
^происходит вследствие уменьшения напряжения на входе осцил-
лятора до падения напряжения на дежурной дуге (15—25 В),
что становится недостаточным для запуска тиристора Д11. Тех-
нические характеристики аппарата А-1255К (сварочный ток,
напряжение, толщина свариваемого металла, размеры корпуса
и т. п.) идентичны технической характеристике аппарата
А-1255.
Рис. 53.
Принципиальная электрическая схема
аппарата А-1255К.
Аппараты для микроплазменной сварки на прямой полярности
95
Аппарат А-1255И. Он разработан на основе источника пита-
ния А-1255К и обеспечивает микроплазменную сварку как па
постоянном токе, так и в импульсном режиме. В нем использо-
ван коммутатор с дополнительным источником напряжения,
показанный на рис. 47. Напряжение сварочного выпрямителя
поступает на электрод горелки через тиристор Д16 (рис. 54),
а напряжение выпрямителя дежурной дуги используется для
работы коммутатора (R2t R8, С9. Д16. Д17. СЮ. R17). Для
запуска тиристоров коммутатора собраны две одинаковые схе-
мы /?С-накопителей с динисторами {Д15 и Д18). питающиеся
Рис. 54.
Принципиальная электрическая схема аппарата А-1255И.
$6
Глава третья. Оборудование для микроплазменной сварки
от опорных напряжений стабилитронов (Д14 и Д19). Переклю-
чением резисторов R18—R23 и конденсаторов С11—С15 изме-
няется момент времени включения тиристора Д17, что приводит
к выключению ранее открытого тиристора Д16. Следовательно,
изменением этих параметров регулируется время пребывания
тиристора Д16 в открытом состоянии, т. е. длительность импуль-
са. Аналогично переключением резисторов R1J—RJ6 и конден-
саторов С4—С8 изменяется момент повторного включения тири-
стора Д16. т. е. регулируется длительность паузы. Очевидно,
что если переключатель П2 вывести в крайнее положение, разор-
вав тем самым цепь запуска тиристора Д17, то принудитель-
ной коммутации тиристора Д16 происходить не будет и сварка
будет идти на постоянном токе. В импульсном режиме выбором
элементов схемы запуска и закорачиванием части балластного
резистора контактами реле Р1 обеспечивается получение им-
пульсов тока длительностью 0,02—0,5 с с частотой следования
1—25 Гц и амплитудой до 20 А.
Опыт эксплуатации аппарата А-1255И подтвердил преиму-
щество импульсного процесса микроплазменной сварки, что зна-
чительно расширило диапазон его применения по сравнению
с аппаратами А-1255 и А-1255К.
Аппарат Л-1326 (МПУ-М). Аппаратов серии А-1255 было
изготовлено несколько сот штук. Их внедрение в промышлен-
ность позволило разрешить множество проблем конструирова-
ния и изготовления тонкостенных конструкций и приборов, в
-основном в области радиоэлектроники и приборостроения. Од-
нако по мере дальнейшего применения микроплазменной свар-
ки, особенно на заводах с крупносерийным производством, по-
требовалось повышение мощности аппаратов. Это было вызва-
ло прежде всего необходимостью увеличения производительно-
сти сварочных работ и расширения диапазона толщин свари-
ваемых металлов. В связи с этим был сконструировав аппарат
А-1326 (МПУ-М). Он предназначен для микроплазменной свар-
ки на постоянном токе и в импульсном режиме на токах до
30. А различных черных и цветных металлов толщиной до
1 —1,3 мм.
В силовой части аппарата использован симметричный трех-
фазный трансформатор Тр2 с магнитным рассеянием (рис. 55),
поскольку обеспечение линейнопадающей характеристики на
таких мощностях представлялось нецелесообразным по эконо-
мическим и конструктивным соображениям. Регулировка сва-
рочного тока выпрямителя осуществляется перемещением дви-
гателем вторичной обмотки трансформатора и переключением
его обмоток соответствующими контакторами (Р1 и ПМ2). Де-
журная дуга питается от того же трансформатора Тр2 с выпря-
Аппараты для микроплазменной сварки и а прямой полярности
97
мительного моста Вн19—Вн24 через балластные резисторы R4—
R6. Ток дежурной дуги имеет две ступени регулировки: 1,5 и
2 А (переключатель В2). Поджиг дежурной дуги производится
осциллятором (Вн32, Тр4, С8 и т. д.), идентичным по схеме
осциллятору аппарата А-1255К. Частота высоковольтных под-
жигающих импульсов регулируется резистором /?7, а напря-
жение— резистором R10. В аппарате применен тиристорный
коммутатор (Вн29, ВнЗО, /?/, R2, СЗ—С7), подобный изображен-
ному на рис. 47. Дополнительный источник повышенного напря-
жения, собранный на трансформаторе Тр1 и выпрямительном
мосте Вн7—Вн12, подключен к катодам тиристоров Вн29, ВнЗО
и резисторам Rl, R2. Он обеспечивает зарядку коммутирующих
конденсаторов СЗ—С7 до более высокого напряжения. Это, как
было показало выше, способствует устойчивой работе коммута-
тора.
Для управления тиристорами используются импульсы напря-
жения мультивибратора, выполненного на транзисторах Т4, Т7.
Импульсы на управляющие электроды поступают с плеч муль-
тивибраторов через отдельные усилители мощности, выполнен-
ные на транзисторах Т5 и Тб. Питание мультивибратора и уси-
лителей осуществляется от отдельного источника питания Вн1—
Внб через транзисторный стабилизатор напряжения Т1—ТЗ,
уменьшающий влияние колебаний напряжения сети на работу
мультивибратора.
Мультивибратор запитывается только в импульсном режиме
при включении тумблеров ВЗ и В4, и длительность пауз и им-
пульсов его задается /?С-цепочками, собранными на резисторах
R19—R29, R39—R49 и конденсаторах С12—С22, С25—С35.
Опыт эксплуатации аппаратов МПУ-М показал, что упомя-
нутая схема запуска по ряду причин на больших скважностях
работает ненадежно и поэтому была разработана специальная
приставка ОБ-1460, которая подключалась к аппарату МПУ-М
и обеспечивала надежный запуск тиристоров па всех режимах.
Она состояла из 7?С-пакопительных цепочек с динисторами.
Переключателями В1 и В4 (рис. 56) изменяются емкость и со-
противление цепочек, что в свою очередь обеспечивает регули-
ровку длительностей импульса и паузы сварочного тока аппара-
та МПУ-М. Впоследствии эта схема запуска располагалась
внутри источника.
Аппарат выполнен в виде отдельной установки (рис. 57) с
подставкой для крепления двух баллонов.
Аппарат А-1456 (МПИ-3). Этот аппарат является вторым
источником питания повышенной мощности. Он разработан в
ИЭС им. Е. О. Патона АН УССР и выпускался в течение 1971—
1973 гг. Аппарат предназначен для сварки на токах до 20 А
п отличается малыми габаритами (480x140x370 мм) и массой
4 8-247
98
Глава третья. Оборудование для мнкроплазменной сварки
3808
Рис. 55.
Принципиальная электрическая схема аппарата А-1326 (МГ1У-М).
ИЖ-.
к— -- !
Аппараты для мнкроплазменной сварки на прямой полярности
99
100
Глава третья. Оборудование для микроплазменной сварки
(19 кг). Последнее обстоятельство способствовало дальней-
тему расширению области использования микроплазменной
сварки, в частности на поточных линиях, конвейерах, в ремонт-
ных мастерских и т. п.
В основу аппарата положен конденсаторный накопитель
энергии [49], схема которого показана на рис. 58. В отрица-
тельный полупериод питающего напряжения открывается тирис-
стор Гэ и накопительные конденсаторы заряжаются через дрос-
сель L1 и разделительные диоды Д1—Дп. Для создания воз-
можности регулирования напряжения на конденсаторах вклю-
чение тиристора осуществляется на заднем фронте полуволны,
Рис. 56.
Электрическая схема дмнисгорной приставки
ОБ-1460.
Аппараты для микроплазменной сварки на прямой полярности
101
т. е. < а < л. При изменении полярности питающего напря-
жения поочередно открываются тиристоры Г/, Т2, ... , Тп и кон-
денсаторные батареи Clt С2, ... , Сп разряжаются через дрос-
сель L2 непосредственно на дугу. После разряда каждой бата-
реи запасенная магнитная энергия дросселя передается на дугу
через диод Дь. Количеством конденсаторов Cl, С2,..., Сп и вре-
менем между двумя последовательными включениями тиристо-
ров регулируются длительности импульса тока и его форма. По-
скольку включение последнего разрядного тиристора может про-
исходить непосредственно перед повторным включением заряд-
ного тиристора, то длительность импульсов тока не должна
превышать 10—15 мс.
Регулировка запасенной энергии, а следовательно, и сва-
рочного тока осуществляется изменением угла задержи
чения зарядного тиристора с помощью схемы фазового
рования. Суммарная емкость конденсаторов накопителя
ляется из условия
С = 2^макс
где РМахв — максимальная мощность; -ц —КПД схемы;
максимальное напряжение, до которого заряжаются конденса-
торы; f — частота циклов разряда.
Поскольку для промышленной сети / — 50 Гц, принимая
= 300 В, определим суммарную емкость накопителя (мкФ):
я вклю-
регули-
опреде*
(III.12)
Cj ха ш.-ь '

(III.13)
Рис. 57.
Аппарат серии МПУ.
Рис. 58.
Схема конденсаторного накопителя.
!02
Глава третья. Оборудование для мнкроплазменной сварки
В аппарат МПИ-3 (рис. 59) суммарная емкость конденса-
торов С7—С18 выбрана равной 360 мкФ, что обеспечивает по-
лучение на выходе источника мощности порядка 700 Вт.
В аппарате отсутствует силовой трансформатор, и включе-
ние источника питания в сеть производится таким образом,
чтобы на катод управляемого диода Д8 была подана фаза.
Фазировка производится с помощью сигнальной лампочки Л1.
При отрицательной полуволне напряжения сети и включении
диода Д8 осуществляется заряд конденсаторов С7—С18 через
разделительные диоды Д13—Д16 до напряжения, соответствую-
щего заданному уровню мощности (в диапазоне 100—285 В),
Рис. 59.
Принципиальная электрическая схема аппарата А-1456 (МПИ-3).
Аппараты для мнкроплазменной сварки на прямой полярности
103
определяемому углом отпирания силового диода Д8 (т. е. па-
раметрами схемы запуска).
При положительной полуволне питающего напряжения, ког-
да тиристор Д8 закрыт, происходит поочередный разряд кон-
денсаторов С7—С9, СЮ—С 12t С13—С15, С16—С18 через соот-
ветствующие разрядные тиристоры Д17> Д18, Д19, Д20 и общий
разрядный дроссель Др2 на дуговой промежуток электрод —
изделие. При этом возникает импульс тока, форма которого
приближается к прямоугольной. Синхронизация включения
тиристоров Д18—Д20 осуществляется идентичными схемами
запуска, состоящими соответственно из стабилизирующих цепо-
104
Глава третья. Оборудование для микроплазменной сварки
чек (Д25, R29, Д26, R32, Д27, R35) и /?С-релаксаторов на ди-
нисторах (R30, R31, С4, R33, R34t С5, R36, R37, С6 и Д22,
Д23, Д24). Схемы питаются от напряжений между одноимен-
ными обкладками соответствующих групп конденсаторов. Ти-
ристор Д17 включается /?С-релаксатором (R22, R23, СЗ, Д21),
запитываемым от пик-трансформатора Тр2. Подключением ре-
зисторов R24—R27 изменяется частота сварочных импульсов
тока на выходе источника.
В аппарате МПИ-3 применено несколько новых схемных
решений, улучшающих его технологические характеристики и
облегчающих эксплуатацию. Так, предусмотрено плавное вы-
ключение мощности для предотвращения образования кратера
в конце сварки. Это достигнуто введением в схему фазового
управления тиристора Д8, накопительного конденсатора С1 и
зарядного диода Д6. Плавное выключение осуществляется
постепенным зарядом конденсатора С1 током разряда конден-
сатора С2 через диод Д6 при размыкании контактов реле Р4
(при выключении сварки). Когда конденсатор CI зарядится
настолько, что разница между напряжением на С2 и его напря-
жением станет меньше напряжения переключения диода Д9,
тиристор Д8 закроется [50].
Для компенсации разброса напряжения переключения дио-
да Д9 в случае его замены введена схема, состоящая из выпря-
мителя ДЗО—ДЗЗ, резисторов R8, R38 и потенциометра RI0.
Изменением напряжения, снимаемого с R10, компенсируется
разница в напряжении переключения заменяемого диода. На-
пример, при замене диода, имеющего напряжение переключения
20 В, на диод с напряжением переключения 15 В с помощью
резистора R10 вводят дополнительно 5 В. Описанная схема
значительно упрощает настройку и ремонт аппарата. i
Во всех рассмотренных ранее аппаратах ток дежурной дуги
сравнительно небольшой, примерно 0,8—2 А. Это предотвращает
сильный подогрев свариваемых кромок в паузах между цик-
лами сварки, когда горелка поднесена к изделию. В то же
время, как показал опыт, при указанных значениях токов за-
трудняется возбуждение дежурной дуги, особенно с длительно
проработавшего электрода, у которого торец притуплен и обед-
нен легирующими добавками. Поэтому в аппарате МПИ-3 пред-
усмотрено форсирование тока дежурной дуги до 4,5 А в
момент возбуждения с помощью автоматического закорачива-
ния на несколько секунд части балластного резистора R39.
Для предотвращения окисления начального участка свар-
ного шва и улучшения условий безопасности в аппарате пред-
усмотрено поэтапное включение сварочного тока. При подне-
сении горелки к изделию за счет напряжения конденсатора С22
(65 В) начнет протекать ток вспомогательной дуги между элек-
Аппараты для микроплазменной сварки на прямой полярности
105
тродом и изделием (примерно 0,5 А) через балластные резис-
торы R40, R45 и стабилитрон Д29. При этом срабатывает реле
Р2 и только в этом случае возможно включение тиристора Д8-
Для защиты элементов блока питания от перенапряжений,
которые могут возникать при каких-либо неисправностях схемы
запуска тиристора Д8 или при выходе его самого из строя,
предусмотрено реле РЗ выключающее в этом случае аппарат
полностью.
Конструктивно аппарат МПИ-3 выполнен в унифицирован-
ном корпусе «Награда» (рис. 60) и снабжен стрелочными рас-
ходомерами конструкции ОКБ ИЭС им. Е. О. Патона АН
УССР.
Опыт изготовления и эксплуатации аппаратов типа МПИ-3
подтвердил ожидаемые преимущества, связанные с малыми га-
баритами и массой устройства. Это в первую очередь экономия
материалов, производственных площадей, мобильность в пере-
оборудовании сварочных участков, возможность работы в неста-
ционарных условиях. В то же время сравнительно небольшой
сварочный ток аппарата не позволил в полной мере удовлетво-
рить запросы производства в резком увеличении скорости
сварки.
В связи с этим в ИЭС им. Е. О. Патона АП УССР были по-
ставлены работы по созданию малогабаритного аппарата на
ток примерно 100 А и более. Решить поставленную задачу, ис-
пользуя описанный выше принцип работы конденсаторного на-
копителя не удалось, поскольку повышение выходной мощности
влечет значительное увеличение габаритов конденсаторного бло-
ка и особенно дросселей. Более рациональным оказалось под-
ключение накопителя к источнику постоянного напряжения и
осуществление зарядно-разрядных процессов на повышенных
частотах. Для этого разделительные диоды Д1—Д„ (см. рис.
58) были заменены на тиристоры, запуск которых (одновремен-
но с соответствующим разрядным тиристором) осуществляется
по замкнутому циклу, например, Д1 с Т2 затем Д2 с ТЗ... Дц
с Т1 и т. д. Это позволило в несколько раз увеличить сварочный
ток источника питания при габаритно-массовых показателях
Рис. 60.
Аппарат А-1456
МПИ-3.
106
Глава третья. Оборудование для микроплазменной сварки
конденсаторного блока и дросселей даже меньших, чем в аппа-
рате МПИ-3. Однако общая масса и габариты аппарата все же
возросли из-за силового трансформатора источника постоянно-
го напряжения, масса которого составляет 60%, а объем до 35%
устройства в целом. Кроме того, значительно увеличился рас-
ход материалов на изготовление источника, особенно меди и
стали. Все это обусловило поиск новых принципов построения
микроплазменных аппаратов подобного класса.
Исследования, проведенные в ИЭС им. Е. О. Патона
АН УССР показали, что весьма перспективным является при-
менение высокочастотных инверторов, питаемых от бестранс-
форматорных сетевых выпрямителей. Высокочастотные силовые
трансформаторы, используемые в этом случае на выходе инвер-
тора, как известно, значительно меньше и легче соответствую-
щих сетевых трансформаторов такой же мощности. В связи с
этим в ИЭС им. Е. О. Патона АН УССР был разработан спе-
циальный инвертор с частотой преобразования мощности в не-
сколько килогерц. Он положен в основу аппарата для микро-
плазменной и плазменной сварки на постоянном токе и в им-
пульсном режиме на прямой полярности током до 120 А. В бло-
ке дежурной дуги аппарата также использован высокочастотный
инвертор. В результате габариты аппарата сравнительно не-
большие, примерно такие же, как у МПИ-3, а масса — менее
40 кг. Аппарат успешно прошел лабораторные испытания и в
ближайшее время поступит в опытное производство.
4. АППАРАТЫ ДЛЯ СВАРКИ
ПЕРЕМЕННЫМ ТОКОМ
Для осуществления микроплазменной сварки алюминия и его
сплавов была разработана специальная схема [51], позволяю-
щая регулировать амплитуды импульсов прямой и обратной
полярности. Она состоит из силового трансформатора Тр, двух
/иристоров и дросселя (рис. 61, а). Положительный полупериод
переменного напряжения через тиристор Т1 поступает на сопло,
а отрицательный полупериод через управляемый диод Т2 посту-
пает на электрод горелки. Ток дуги прямой и обратной поляр-
ности ограничивается и регулируется дросселем Др, включен-
ным в первичную цепь трансформатора. I
Эквивалентная схема источника изображена на рис 61,6,
где mi и —сопротивления дуги прямой и обратной поляр-
ности, трансформированные в первичную цепь, —
— W1/W3—коэффициенты трансформации.
Выходные напряжения выпрямителей £/_ на дуге прямой
полярности и U+ на дуге обратной полярности (эффективные
Аппараты для сварки переменным током
107
значения за 1/2 периода Т переменного напряжения) имеют
следующие значения:
К(гп2)2+ (coL)2 ’
V\tfrc2)2 4-(соД)2
(III.14)
(Ш.15)
где 1/эф — эффективное напряжение питающей сети.
Выражая г и R через падения напряжения LC, и соот-
ветствующие токи (эффективные значения за 1/2 Т) и
производя элементарные преобразования, находим аналитическое
выражение статистической вольт-амперной характеристики для
каждого однополупериодного выпрямителя:
Запишем выражение для отношения токов
(IIL16)
(Ш.17)
/ \21
(Ш.18)
Рис. 61.
Принципиальная (а) и эквивалентная (б)
схемы питания плазмотрона переменным током
для микроплазменной сварки.
108
Глава третья. Оборудование для мнкроплазменной сварки
Здесь t/x.x — напряжение холостого хода выпрямителя для
питания дуги прямой полярности, L^”x = Ut.x — напряжение
холостого хода для питания дуги обратной полярности» f/Jx =*
п2
Если оба выпрямителя нагружены так, что , то
^Х.Х Х.Х
/ Hi / Л. __ _.1
~ , или -т-~ — , если С/_ < с/хх и < С/^х*
7 4- п2 14* п2
Выражая пл и гъ через число витков Wl9 W2, 1ГЗ, находим,
что 1Г2/_ №<3/+ или W21~^W31+ при указанных выше ус-
ловиях. Таким образом, по расчету авторов работы [51] транс-
форматор источника питания работает без постоянной состав-
ляющей.
По разработанной схеме сконструировано несколько моди-
фикации аппаратов, предназначенных для мнкроплазменной
снарки на переменном токе. Наибольшее распространение по-
л\чил аппарат А-1281К, принципиальная электрическая схема
которого показана на рис. 62.
Рис. 62.
Принципиальная электрическая схема
аппарата А-1281К.
Аппараты для сварки переменным током
109
Источник питания подключается к однофазной сети напря-
жения 220 В. В аппарате использован трансформатор с разви-
тым магнитным рассеянием. На его магнитопроводе намотаны
обмотки, питающие выпрямители Д12—Д15 для элементов авто-
матики и Д6—Д9 — для дежурной дуги. Ток дежурной дуги в ап-
парате А-1281К значительно больше, чем в аппаратах для сварки
па прямой полярности, и достигает 5 А. Это предусмотрено с
целью увеличения потока ионов к поверхности изделия, что,
как было показано выше, способствует облегчению возбужде-
ния дуги обратной полярности.
В положительный полупериод напряжение со вторичной об-
мотки трансформатора Тр1 через открытый в этот полупериод
тиристор Д2 поступает на сопло горелки. При этом изделие
имеет отрицательную полярность и дуга возбуждается между
соплом и изделием. В отрицательный полупериод напряжение
со вторичной обмотки трансформатора Тр1 соответственно че-
рез открытый тиристор Д1 поступает на электрод горелки, и
дуга возбуждается между электродом и изделием. В связи
с тем что ток прямой полярности, протекающий через открытый
тиристор Д/, отстает по фазе от напряжения, питающего тугу
обратной полярности, момент открытия тиристора Д2 должен
ПО Глава третья. Оборудование для микроплазменной сварки
быть сдвинут во времени по отношению к началу полупериода
питающего напряжения. Это осуществляется с помощью рези-
стора R1, включенного в цепь управления тиристора Д2. Регу-
лировка сварочного тока производится перемещением катушек
силового трансформатора.
В источнике питания А-1281К применен осциллятор, аналогич-
ный ранее описанному осциллятору аппарата А-1255К. При
его включении тумблером ВЗ размыкается цепь катушек реле
КМ1, КМ2, контакты которых защищают тиристоры Д1 и Д2
от высокого напряжения. После возбуждения дежурной дуги
тумблер ВЗ выключают.
Аппарат А-1281К (рис. 63), предназначен для сварки метал-
лов и сплавов толщиной 0,2—1,2 мм, имеющих на поверхности
тугоплавкие окисные пленки (алюминий, магний, дюралюминий
и т. п.). I
Для автоматической сварки подобных металлов большей
толщины (до 2—2,5 мм) на основе описанной выше схемы
сконструирован источник питания А-1575 (рис. 64). Он работает
совместно с трансформатором СТШ-500 и обеспечивает полу-
чение синусоидальных импульсов тока дуги прямой полярности
до 200 А и обратной — до 100 А. I
Положительная полуволна напряжения поступает на сопло
горелки со вторичной обмотки (клеммы Кл1, Кл2) трансформа-
тора СТШ-500 через силовой тиристор Д8, а отрицательная
полуволна — на электрод горелки через силовой тиристор Д18.
В аппарате предусмотрено плавное выключение сварочного тока
за счет постепенного заряда конденсаторов С2 и С9 током раз-
ряда соответственно конденсаторов С1 и С8, как в схеме источ-
ника питания МПИ-3. Потенциометром R18 осуществляется
регулирование времени (скорости) затухания тока сварочной
дуги. Ток дежурной дуги в аппарате увеличен до 10 Л. Преду-
смотрена также схема (Тр2, С7, Д13, R10) подачи на сопло
импульса повышенного напряжения в начале каждого поло- ।
жительного полупериода. Все это обеспечивает более надежное I
возбуждение дуги обратной полярности. I
5. УНИВЕРСАЛЬНЫЕ АППАРАТЫ
ДЛЯ МИКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКИ
В ИЭС им. Е. О. Патона АН УССР было разработано несколько 1
типов универсальных аппаратов, которые используются для
сварки черных и цветных металлов, а также алюминия и его I
сплавов. Как правило, в этих аппаратах предусмотрена воз-
можность работы на четырех режимах: разнополярном, одно-
полярном, на постоянном токе прямой и обратной полярности, ।
причем в первом из упомянутых режимов возможна регулиров-
Универсальные аппараты для микроплазменной сварки 111
ка в широких пределах не только амплитуды тока (как в ис-
точнике питания А-1281 или А-1575), но и длительности прямо-
угольных импульсов тока дуг прямой и обратной полярности.
Наиболее распространенным из этой серии аппаратов явля-
ется источник питания А-1390М (МПУ-РИ), который обеспе-
чивает все упомянутые выше режимы горения дуги. При сварке
постоянным током прямой полярности имеется возможность
плавной регулировки тока от 1,5 до 30 А (режим А). В режи-
ме В сварка ведется импульсным током прямой полярности с
дискретной независимой регулировкой длительности импульса
и паузы. Режим С — сварка импульсным разнополярным током
при плавной регулировке амплитуд тока прямой и обратной
полярности. В режиме D обеспечивается сварка постоянным
током обратной полярности. Этот режим используется практи-
чески для сварки особо тонкого алюминия и его сплавов.
В основу электрической схемы (рис. 65) источника питания
МПУ-РИ положен тиристорный коммутатор, изображенный
на рис. 50. В силовой части источника использован трансфор-
матор Тр2 с развитым магнитным рассеянием и подвижными
катушками, который питает три выпрямителя. Два из них —
Д2—Д7 и Д14—Д19 питают дуги соответственно прямой и
обратной полярности через тиристоры коммутатора Д28 и Д34.
С выпрямителя Д8—Д13 запитываются схема осциллятора
(ДЗО, СП, Тр4 и т. д.) и дежурная дуга. Для повышения устой-
чивости работы коммутатора, особенно на коротких импульсах
и больших токах, конденсаторы С12—С21 и С22—С26 запитаны
от вспомогательного маломощного источника с повышенным
напряжением {ТрЗ, Д20—Д25). При этом увеличивается напря-
Рис. 63.
Аппарат А-1281 К.
112
Глава третья. Оборудование для микроплазменной сварки
Универсальные аппараты для микроплазменной сварки
ИЗ
Рис. 64.
Принципиальная электрическая
114
Глава третья. Оборудование для мнкроплазменной сварки
Рис. 65.
Принципиальная электрическая схема
аппарата A-J390M (МПУ-РИ).
-3808
Универсальные аппараты для мнкроплазменной сварки
115
116
Глава третья. Оборудование для микроплазменной сварки
жение на коммутирующих конденсаторах и соответственно об-
ратное напряжение, прикладываемое к тиристорам Д28 и Д34
в различные циклы работы коммутатора. Все это позволило
улучшить его амплитудно-частотные характеристики.
Управление тиристорным коммутатором осуществляется пе-
реключением элементов 7?С-иакопительных цепей, состоящих из
R27—R33, С28—С32 (для тиристора Д34) и R5—R9, С4-—С8
(для тиристора Д28). Для работы па постоянном токе прямой
полярности (режим Л) отключается управление тиристора Д34,
в режиме D обесточивается реле Р5 и тем самым разрывается
цепь питания управляющего электрода тиристора Д28.
Конструктивно аппарат 1МПУ-РИ выполнен в корпусе ис-
точника питания 1МПУ-М (см. рис. 59). В этом же корпусе
выполнен и аппарат МПУ-4, являющийся дальнейшей модифи-
кацией источника питания МПУ-РИ. Принципиальные электри-
ческие схемы обоих аппаратов в основном одинаковые. Отличие
заключается во введении схемы формирования импульса под-
жига дуги обратной полярности (рис. 66). Конденсатор С35
при включении тиристора Д28 заряжается до повышенного на-
пряжения от выпрямителя Д20—Д25 (см. рис. 65). В следую-
щий цикл работы коммутатора одновременно с тиристором Д34
включается тиристор Д81 и конденсатор С35 разряжается через
промежуток сопло — изделие. Это обеспечило падежное воз-
буждение дуги обратном полярности при напряжении холостого
хода ее выпрямителя примерно 65 В.
КУ201И
ЖА81
е -------------И---------
ZA29 8X2-200-6
3X2-200-6
Рис. 66.
Схема коммутатора сварочного
тока аппарата МПУ-4.
Универсальные аппараты для микроплазменной сварки
117
В течение 1975—1977 гг. выпускался универсальный мало-
габаритный аппарат типа МПИ-5, который является модифи-
кацией аппарата МПИ-3 и обеспечивает сварку различных ме-
таллов, включая алюминий и его сплавы, толщиной до 0,8 мм.
Отличительными особенностями аппарата МПИ-5, как и
МПИ-3, являются малогабаритность (480X480x214 мм) и
сравнительно небольшая масса (40 кг). Сварка производится
разнополярными импульсами тока с амплитудами соответствен-
но 1,5—25 Л и 1,5—12 А.
Силовой блок, питающий дугу прямой полярности, аналоги-
чен по составу и принципу работы аппарату МПИ-3 (см.
рис. 59). Блок питания дуги обратной полярности является так-
Рис. 67.
Схема силового блока дуги
обратной полярности аппарата
А-1620 (МПИ-5).
118
Глава третья. Оборудование для микроплазменной сварки
же конденсаторным накопителем (рис. 67). В положительный
полупериод питающего напряжения конденсаторная батарея С8
заряжается от сети через общий дроссель Др1 до напряжения,
определяемого параметрами схемы запуска тиристора Д47
(резисторы R12—R17). Одновременно до более высокого на-
пряжения заряжается конденсатор С22. С приходом отрицатель-
ной полуволны питающего напряжения схемой запуска (R49,
Д41, С21, Тр4 и т. д.) включаются тиристоры Д45 и Д46. На-
пряжением конденсатора С22 возбуждается дуга обратной по-
лярности, протекание сварочного тока которой обеспечивается
от батареи конденсаторов С8 через тиристор Д46 и дроссель
ДрЗ. В результате в цепи электрод — изделие протекает разно-
полярный сварочный ток. В аппарате МПИ-5, как и в МПИ-3,
предусмотрено поэтапное включение мощности, защита от пере-
напряжений, плавное выключение дуги прямой полярности и
т. п. Конструктивно аппарат МПИ-5 также выполнен в корпусе
«Награда» (рис. 68).
Наиболее мощным из всех разработанных универсальных
аппаратов является источник питания А-1347, который предна-
значен для автоматической и ручной микроплазменной сварки
различных черных, цветных и легких металлов и их сплавов
толщиной от 0,2 до 2,5 мм. В его основу положен тиристорный
коммутатор разнополярных импульсов тока, содержащий два
источника напряжения (см. рис. 49).
Принципиальная электрическая схема аппарата А-1347 пред-
ставлена на рис. 69. Источник питания подключается к трех-
фазной сети напряжением 380 В. Выпрямитель основной дуги
Д1—Д6 питается от вторичных об^моток силового трансформа-
тора Тр1. Плавная регулировка тока осуществляется переме-
щением вторичных обмоток относительно первичных, а ступен-
чатая — путем переключения обмоток с помощью переключате-
Рис. 68.
Аппарат А-1620 (МПИ-5).
Универсальные аппараты для микроплазменной сварки
119
ля В12. Выпрямитель дуги обратной полярности Д13—Д18
питается от вторичных обмоток трансформатора Tpl, имеющих
жесткую внешнюю характеристику, и регулировка тока осущест-
вляется с помощью балластных резисторов R9—R12 и переклю-
чателей В4—В7. При включении тиристора Д9 напряжение си-
лового выпрямителя окажется приложенным через дроссель
Др1 к изделию и через переключатель В16 или балластный
резистор R57— к электроду плазмотрона. Одновременно от
трансформатора Трб через диод Д8 и резистор R5 происходит
зарядка коммутирующих конденсаторов С1 и С2. Через проме-
жуток времени, определяющий длительность импульса тока
дуги прямой полярности, включаются тиристоры Д7, ДЮ. Под
действием обратного напряжения конденсаторов С1 и С2 ти-
ристор Д9 выключается и протекание тока основной дуги пре-
кращается. Одновременно напряжение выпрямителя Д13—Д18
оказывается приложенным к промежутку сопло — изделие и
начинает протекать ток дуги обратной полярности. После раз-
рядки конденсаторов С1 и С2 тиристор Д7 выключается и кон-
денсаторы начинают снова заряжаться. По истечении времени,
определяющего длительность импульса тока дуги обратной по-
лярности, вновь включается тиристор Д9 и ток дуги обратной
полярности прекращается. При этом тиристор ДЮ выключается
и вновь возбуждается дуга прямой полярности.
Включение управляемых диодов коммутатора происходит с
тиристорного мультивибратора (ДЗЗ, Д37, R26, R28, С19 ит. д.).
Аппарат выполнен в виде отдельного блока (рис. 70) с вы-
носным пультом управления и обеспечивает возможность свар-
ки на постоянном токе (/Макс= 90 А), однополярными и разно-
полярными импульсами тока (7Пр = 6—150 А; =Зч-55 А).
В настоящее время в ИЭС им. Е. О. Патона АН УССР раз-
работаны и подготовлены к опытному производству два типа
аппаратов: МПУ-5 и МПА-80. Первый из них является универ-
сальным, представляет собой модификацию аппарата А-1281К
и обеспечивает возможность сварки переменным током, на пря-
мой полярности и в импульсном режиме.
Аппарат МПА-80 (рис. 71) предназначен для микроплаз-
менной сварки на прямой полярности пульсирующим с часто-
той до 20 кГц током с регулируемой глубиной пульсации в
непрерывном и импульсном режимах. В основу аппарата поло-
жен конденсаторный накопитель (подобный изображенному на
рис. 58), питающийся от постоянного напряжения. Блок управ-
ления тиристорами накопителя выполнен на интегральных схе-
мах и однопереходных транзисторах, являющихся более качест-
венными и надежными элементами, чем динисторы. Аппарат
обеспечивает высокую стабильность сварочного тока, отлича-
120
Глава третья. Оборудование для мнкроплазменной сварки
Рис. 69.
Принципиальная электрическая схема аппарата Л-1347.
Универсальные аппараты для мнкроплазменной сварки
121
817 Р4 $18
Пульт
дистанционного
управления
122
Глава третья. Оборудование для микроплазменной сварки
Таблица 10
Плазмотроны
123
ется малыми габаритами и массой, имеет широкие технологи-
ческие возможности,
В табл. 10 приведены основные характеристики всех разра-
ботанных в ИЭС им. Е. О. Патона АН УССР аппаратов для
микроплазменной сварки.
6. ПЛАЗМОТРОНЫ
В ИЭС им. Е. О. Патона АН УССР разработано несколько
плазмотронов (плазменных горелок), предназначенных для
ручной и автоматической микроплазменной сварки. Плазмотрон
типа ОБ-1115 входил в комплект аппаратов А-1255, А-1255И
и МПУ-АЪ и использовался для сварки черных и цветных метал-
лов малоамперной дугой прямой полярности на токах до 30 А.
Плазмотрон типа ОБ-1160 (ОБ-1160А) входит в комплект всех
остальных аппаратов и предназначен для сварки на прямой
полярности и переменном токе. Конструкция горелки позволяет
применять ее на токе до 40—50 А. Плазмотрон ОБ-1213 пред-
назначен для автоматической сварки на токах до 90 А как на
постоянном, так и на переменном токе. Этим плазмотроном
дополнительно комплектуются аппараты серии А-1281, А-1347,
МПИ-5, МПУ-5 и МПА-80,
Рис. 70.
Аппарат А-1347.
Рис. 71.
Аппарат МПА-80.
124
Глава третья. Оборудование для микроплазмеппой сварки
Конструкции всех перечисленных плазмотронов примерно
одинаковы. Различие состоит в размерах каналов для охлаж-
дающей воды, в форме токопроводящего сопла, конструкции
выводов и в некоторых других незначительных деталях.
На рис. 72 показана схема горелки ОБ-И15. В качестве
катода 1 используется вольфрамовый электрод диаметром
0,8—1 мм, который вместе с цанговым устройством размеща-
ется по оси водоохлаждаемого корпуса плазменного сопла 2.
Крепление электрода осуществляется зажимной гайкой 7 с
помощью втягивающейся цанги 5. Керамическая втулка 4 изо-
лирует электрод от корпуса сопла. Глубина посадки электрода
внутри сопла регулируется гайкой 10. При нажатии кнопки 8
электрод перемещается вниз до соприкосновения с соплом.
После снятия усилия с кнопки подпружиненная пружиной 6
втулка возвращает электрод в первоначальное положение, раз-
рывается электрический контакт между соплом и электродом
и возникает дежурная дуга. Горелка снабжена защитным соп-
лом 3, и по кольцевому зазору между соплами 2 и 3 подается
газ для защиты ванночки расплавленного металла. Все токо-
ведущие части горелки изолированы. Токоподвод к электроду
осуществляется через верхнюю часть корпуса горелки и впаян-
Плазмотроны
125
ную в него трубку для подачи плазмообразующего газа, а к
соплу 2—через трубки, подводящие к соплу горелки воду.
Трубки для воды и газов опрессованы пласТхМассой и состав-
ляют ручку горелки. Ручка оканчивается четырьмя штуцерами,
на которые надеваются гибкие трубки из пластика, защищен-
ные медной луженой плетенкой, присоединяемой к горелке
накидной гайкой 9, С другой стороны шланг горелки оканчива-
ется разъемом для присоединения к источнику питания. Внутри
водоохлаждаемых трубок размещены гибкие токоведущие
провода. Конструкция горелки обеспечивает безвихревое и рав-
номерное истечение как плазмообразующего, так и защитного
газов. Размеры горелки: диаметр 21 мм, высота НО мм, длина
160 мм, масса горелки приблизительно 150 г. Длина подводя-
щего шланга 2 м.
На рис. 73 представлена схема горелки ОБ-1 ШОА, которой
комплектуются почти все выпускаемые аппараты для мнкро-
плазменной сварки. В ней также используется вольфрамовый
Рис. 73.
Микроплазменная горелка ОБ-1160А:
1 — наконечник: 2 — электрод; 3 — сопло; 4 — каркас
нижний; 5 — пластмассовый корпус; 6 — керамическая
втулке; 7 — корпус: 8 — шайба; 9 — каркас верхний;
10 — гайка; 11 — цанга; 12 — колпачок.
126
Глава третья. Оборудование тля микроплазменной сварки
электрод диаметром 0,8—1,6 мм, который закреплен с помощью
втягивающейся цанги и изолируется керамической втулкой.
Корпус горелки состоит из двух частей, которые склеены через
керамическую шайбу. В нижнюю часть корпуса ввинчивается
сменный молибденовый наконечник с диаметром отверстия
0,8—4,5 мм.
Подвод воды и газов осуществляется, как в горелке ОБ4115.
Шланг горелки оканчивается четырьмя штуцерами с накидными
гайками М14, с помощью которых плазмотрон подключается
к источнику питания. Для правильного подключения на накид-
ных гайках выбиты номера, соответствующие номерам на па-
нели источника питания.
В корпусе пластмассовой ручки горелки ОБ4160А имеется
микропереключатель МП-11, с помощью которого осуществля-
ется включение и выключение сварки. Электрические провода
от микропереключателя подсоединены к штуцерам подвода га-
зов (при работе с аппаратами А-1281, А-1347 и др.) или выве-
дены на отдельный электрический разъем (к аппаратам МПИ-3,
МПИ-5 и МПЛ-80).
Горелка ОБ-1160А предназначена для ручной микроплаз-
меиной сварки на постоянном и переменном токе. Мощность
горелки 2 кВт, габаритные размеры: диаметр 20 мм, высота
ПО мм, длина 150 мм; масса 320 г. Длина подводящего шланга
3—5 м.
Конструкция плазмотрона ОБ-1213 практически полностью
аналогична конструкции горелки ОБ-1160А.
7. ОБОРУДОВАНИЕ
ДЛЯ МИКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКИ В ВАКУУМЕ
Опыт работ показал, что для микроплазменной сварки в ваку-
уме могут использоваться без особых существенных переделок
вакуумные камеры большинства электроннолучевых установок
или установок для сварки в контролируемой атмосфере.
Откачная система камеры должна создавать разрежение в
пей примерно ЫО’2—5-10~3 мм рт. ст. при натекании газа
1—3 см3/с. Такую производительность обеспечивает, например,
бустерный насос БН-3 с форвакуумным насосом ВН-1. Наличие
в составе откачной системы дополнительного форвакуумного
насоса (например, типа ВН4 или ВН-2) для предварительной
откачки камеры после очередной ее загрузки намного упрощает
схему переключений системы и способствует повышению надеж-*
ности и долговечности работы бустерного насоса.
В качестве плазмотрона могут использоваться известные
горелки (ОГ4, ОБ4062К и т. п.) как с обычным стержневым
Оборудование для микроплазменной снарки в вакууме
127
катодом, так и с катодом, накаливаемым от постороннего ис-
точника. Применение горелок с катодом, накаливаемым от по-
стороннего источника, более предпочтительно. Так, в ИЭС
им Е. О. Патона АН УССР была разработана и использова-
лась в установке «Вулкан» (для сварки в условиях косми-
ческого пространства) малогабаритная неводоохлаждаемая
плазменная горелка с V-образным катодом (из вольфрамовой
проволоки диаметром 0,8—1,5 мм). В процессе испытаний уста-
новки подтвердилась надежность горелки и ее удобство в экс-
плуатации.
Модификация этой горелки с водяным охлаждением и удли-
ненным плоским соплом для использования в промышленных
установках показана на рис. 74.
Кроме того, в ИЭС им. Е. О. Патона АН УССР разработана
горелка со стержневым подогреваемым катодом (рис. 75). Опа
состоит из корпуса /, катодного узла 2, стержневого вольфра-
мового электрода 3, сопла 4 и контактной шайбы 5, выполнен-
ной из молибдена или ниобия.
С помощью шайбы 5 осуществляется электрический контакт
между внутренней поверхностью сопла и вольфрамовым элек-
Рис. 74.
Горелка с V-образным накаливаемым
катодом типа А= 1092К для микроплазменной
сварки в вакууме.
Рис. 75.
Схема горелки со стержневым накаливаемым
катодом и контактной шайбой.
128
Глава третья. Оборудование для мнкроплазменной сварки
тродом (катодом). При подаче тока накала катод нагревается.
Вследствие теплопроводности нагревается также конец катода,
расположенный ниже шайбы. Этому способствуют зубчатый
профиль внутренней и внешней поверхностей шайбы, препят-
ствующий отводу тепла от поверхности катода, а также сравни-
тельно небольшая толщина шайбы (примерно 0,7 мм). В ре-
зультате нагрева торца происходит термоэмиссия, обеспечиваю-
щая возбуждение дугового разряда.
Экспериментально установлено, что оптимальное расстояние
между торцом электрода и шайбой 2—2,5 мм. При оплавлении
торца электрода последний затачивается вновь, и не требуется
замена всего электрода. Для предотвращения протекания тока
через накальную цепь к соплу подключается положительная
клемма накального источника напряжения, а к катодному уз-
лу подключается отрицательная клемма. В этом случае поляр-
ность диодов источника накального напряжения препятствует
протеканию тока разряда через накальную цепь. После возбуж-
дения разряда при необходимости накальные цепи могут быть
отключены.
Для регулировки расхода плазмообразующего газа в настоя-
щее время лучшим является натекатсль типа Т-19. Испытания
показали, что использование этого натекателя при гиперболи-
ческой или линейнопадающей характеристике источника пита-
ния обеспечивает постоянство вкладываемой в изделие мощ-
ности в пределах, не превышающих ±1Ос/о» па протяжении
нескольких часов непрерывной работы.
Значительно хуже обстоит дело с приборами контроля рас-
хода газа. Лучшим в настоящее время является расходомер типа
V70 Model фирмы Сетарам, имеющий точность измерения 1%
и инерционность 30 с. Однако высокая стоимость указанного
расходомера и трудности поставки делают его малоприемлемым.
Других каких-либо проверенных приборов для измерения малых
расходов газа пока нет. Поэтому регулировка и контроль рас-
хода газа осуществляются по измерению параметров дуги, в
основном напряжения и формы импульса тока.
Для осуществления мнкроплазменной сварки тонких метал-
лов при низком давлении в ИЭС им. Е. О. Патона АН УССР
разработаны два типа импульсных источников питания. Один
из них сконструирован на базе тиристорного коммутатора по-
стоянного тока (см. рис. 48), который вошел в состав специали-
зированной сварочной установки ЮХ-306.
В основу второго источника (А-1539) положен конденсатор-
ный накопитель (см. рис. 58). Этот источник сравнительно не-
больших габаритов, конструктивно выполнен переносным и
предназначается для работы в составе различных сварочных
установок.
Оборудование для мнкроплазменной сварки в вакууме
129
На рис. 76 представлена принципиальная электрическая
схема' силового блока источника питания установки ЮХ-306.
Он состоит из выпрямителя сварочной дуги (/им = 250 А,
^х.х = 80 В), тиристорного коммутатора (Д13.Д14, С2,СЗ,Др),
накального трансформатора Тр2 и развязывающих диодов Д14,
Д15, обеспечивающих симметричное протекание тока дуги че-
рез ветви катода. Выпрямитель в свою очередь состоит из трех-
фазного трансформатора Тр1 и вентильного моста Д6—ДИ,
собранного по схеме Ларионова. Трансформатор Тр1 с магнит-
ным рассеянием имеет подвижные катушки вторичной обмотки
и пологопадающую характеристику. «Плюс» выпрямителей под-
ключен непосредственно к изделию, «минус» — через дроссель
Др, тиристор Д13 коммутатора — к катоду. Напряжение для
питания схемы запуска и коммутирующих конденсаторов С2,
СЗ снимается с дополнительных обмоток, намотанных на пер-
вичные катушки силового трансформатора TpL
^80В
Рис. 76.
Электрическая схема силового блока
установки ЮХ-306 для микроплаз-
мениой сварки в вакууме.
Р2
JU
JU
JL
К выключателю л схеме
Сращешю запуска
изделия
К схеме
запуска
5 &-247
130
Глава третья. Оборудование для микроплазменной сварки
Включение накала плазмотрона осуществляется нажатие^м
кнопки Кн2, включающей реле Р7, Для корректировки тока
накала в зависимости от режима работы и по мере изменения
параметров катода первичная обмотка накального трансформа-
тора подключена к питающей сети через балластные резисторы
R7—R9. Контроль величины тока осуществляется оператором
по амперметру А. Величина резисторов R8> R9 выбрана таким
образом, чтобы при разомкнутом контакте реле времени Р4
величина тока накала составляла 50—55 А. После нажатия
кнопки «Пуск — сварка» на выносном пульте управления сра-
батывает реле РЗ и все дальнейшие переключения происходят
автоматически в следующей последовательности. Возбуждается
дежурная дуга, срабатывает токовое реле Р6 и Р4, контакты
которых шунтируют резисторы R8, R9, увеличивая ток накала
катода до 70—75 А. Через 1—3 с срабатывает реле времени
Р5 и включается блок запуска. Одновременно обесточивается
реле времени Р4, в результате чего через 4—6 с подключаются
резисторы R8, R9 и ток накала снова уменьшается. В случае
сварки при большой скважности импульсов тока производится
блокирование контактов Р5 в цепи реле Р4. Выключение сварки
осуществляется вручную на пульте управления отключением
цепи питания реле РЗ. При этом выключается схема запуска
и отключается цепь дежурной дуги.
Источник питания выполнен в виде отдельного блока, обо-
рудован приборами для измерения тока накала и напряжения
силового выпрямителя.
Аппарат А-1539 (МПИ-4) отличается от аппарата А-1456
(МПИ-3) в основном наличием блока накала катода и большей
мощностью (1500 Вт против 700 Вт у МПИ-3). МПИ-4 также
выполнен в виде переносного блока (рис. 77). Его размеры
480x200x370 мм, масса 4S кг.
Для микроплазменной сварки в вакууме алюминия и его
сплавов используется описанный выше аппарат А-1347*
Рис. 77.
Аппарат МПИ-4»
Монтаж, эксплуатация и ремонт аппаратов
131
8. МОНТАЖ, ЭКСПЛУАТАЦИЯ И РЕМОНТ
АППАРАТОВ
Аппараты для микроплазменной сварки устанавливаются в не-
посредственной близости от места сварки в производственных
непожароопасных помещениях, площадь и кубатура которых
удовлетворяют требованиям строительных норм и правил
(СНиП). Поскольку микроплазменная сварка выполняется с
использованием защитных газов, то помещение, в котором про-
изводятся сварочные работы, должно хорошо вентилироваться.
Установка микроплазмепных аппаратов производится обычно
без креплений к полу, что дает возможность легкой перестройки
сварочного поста.
Согласно правилам технической эксплуатации электроуста-
новок [52], при монтаже электросварочного оборудования
необходимо предусматривать проходы шириной не менее
0,8 м, обеспечивающие удобство и безопасность сварочных
работ. Кроме того, электросварочное оборудование должно
быть удалено от нагревательных печей не менее чем
на 2 м.
Для работы микроплазмепных аппаратов необходимы: элек-
троэнергия, заземление, водопроводная сеть и баллоны с газа-
ми. Большинство аппаратов подключается к трехфазной элек-
трической сети (аппараты серии А-1281 и МПИ — к однофаз-
ной). При монтаже необходимо предусмотреть индивидуальные
выключатели и предохранители к каждому аппарату. Расчет
сечения проводов производится по значениям потребляемой
мощности, указанным в инструкции по эксплуатации. Все аппа-
раты должны быть заземлены, причем каждая установка дол-
жна быть присоединена к заземляющей магистрали посредством
отдельного провода.
К каждому аппарату необходимо предусмотреть водопро-
водное ответвление с запорным краном и ниппелем для крепле-
ния водяного шланга, а также трубопровод для отвода охлаж-
дающей воды. Как правило, во всех аппаратах расход охлаж-
дающей воды определяется режимом работы плазмотрона и
составляет примерно 0,4—1,5 л/мин. Исключением является
аппарат А-1347, в котором имеется отдельная цепь охлажде-
ния резисторов с расходом 10—15 л/мин.
Для осуществления микроплазменной сварки необходимо
наличие двух баллонов, которые должны быть закреплены в
специальной стойке или прикреплены к стене, что предохра-
няет от падения, толчков и ударов. В аппаратах типа МПУ-М,
МПУ-РИ. МПУ-4 и МПУ-5 упомянутая стойка для баллонов
имеется на каркасе источника питания. Один из баллонов дол-
жен содержать аргон, а другой в зависимости от рода сваривае-
5’
132
Глава третья. Оборудование для микроплазменной сварки
мых металлов — аргон, гелий, азот, углекислый газ и смеси:
аргон с гелием, аргон с водородом и т. д.
Наиболее часто в качестве защитного газа используется
смесь аргона с водородом (3—10% Н2). Поскольку такая смесь
промышленностью в готовом виде практически не выпускается,
то ее необходимо приготовить до начала работ. Порядок при-
готовления подобной смеси следующий.
Берется баллон аргона с небольшим остаточным давлением
(1—1,5)-103 мм рт. ст. и соединяется специальным переход-
ником (рис. 78) с баллоном водорода, имеющим водородный
редуктор. Плотное соединение аргонового баллона с переходни-
ком обеспечивается затягиванием гайки со стороны аргонового
баллона. Гайку переходника со стороны водородного баллона
подсоединяют к редуктору водородного баллона не уплотняя.
Далее открывается вентиль аргонового баллона, и в течение
нескольких секунд переходник продувается аргоном, чтобы обес-
печить выход из него воздуха через неплотное соединение гайки
Рис. 78.
Схема заполнения баллона водородом для
приготовления защитной смеси.
Монтаж, эксплуатация и ремонт аппаратов 13$
переходника с редуктором водородного баллона. После уплот-
нения гайки переходника открываются вентиль и редуктор
водородного баллона, аргоновый баллон наполняется водородом
до давления, определяемого требуемым составом смеси. Иско-
мое давление рн2 можно оценить по следующей простой фор-
муле:
Рн,= ерАг. (II 1.19)
где в — необходимое процентное содержание водорода; рАг —
давление, до которого впоследствии баллон будет заполнен ар-
гоном. Для заполнения баллона аргоном его с помощью пере-
ходника, показанного на рис. 79, соединяют с баллоном, напол-
ненным аргоном не менее чем до (5,3—6,0) • 104 мм рт. ст. После
продувки системы (по ранее описанному способу) гайки пере-
ходника затягиваются и вентиль наполненного водородом бал-
лона открывается. Через 3—5 мин примерно половина объема
газа заполненного аргоном баллона перейдет в баллон, напол-
ненный водородом, образовав необходимую смесь.
При подключении баллонов к аппарату необходимо обратить
особое внимание на чистоту резиновых шлангов. Недопустимо
наличие внутри их талька, масла, грязи, так как это резко
ухудшит качество сварки, а в некоторых случаях может сделать
ее вообще невозможной. Поэтому крайне необходимо промыть
шланги перед подключением. Один из способов очистки рези-
новых шлангов состоит в том, что в шланг несколько раз зали-
вается чистый технический ацетон, затем этиловый спирт и в
конце производится сушка аргоном в течение 1—1,5 мин.
Заключительным этапом монтажа аппаратов является под-
ключение микроплазменной горелки согласно надписям на па-
нелях аппаратов и на подсоединительных штуцерах горелки.
При пуске оборудования в эксплуатацию после монтажа
необходимо тщательно его осмотреть, очистить от пыли, подго-
товить рабочее место, оснастку, инструменты и т. п. Правила
эксплуатации аппаратов оговорены в инструкциях заводов-из-
готовителей. В основном они сводятся к следующему, оборудо-
вание необходимо пе реже одного раза в неделю продувать и
протирать в доступных местах сухой ветошью. Следует тща-
тельно следить за состоянием контактов и клемм сварочной
цепи и периодически осуществлять профилактический осмотр
для устранения замеченных неисправностей.
Порядок работы на всех аппаратах примерно одинаковый.
После подачи в аппарат воды и газов (давление на выходе
редукторов (2—5)*102 мм рт. ст.), а также питающего напря-
жения включается дежурная дуга. Плазмотрон выставляется
на начальный участок стыка на расстоянии от него 2—4 мм.
Предварительно устанавливается необходимый расход защит-
134
Глава третья. Оборудование для микроплазменной сварки
кого газа и нажатием педали, кнопки на плазмотроне или
дистанционно с автомата включается сварка. Выключение свар-
ки необходимо осуществлять с помощью указанных выше орга-
нов управления, поскольку только в этом случае реализуется
плавное уменьшение сварочного тока (в аппаратах МПУ-4,
МПИ-3, МПИ-5). Если подготовка к сварке последующего изде-
лия занимает менее 20—30 мин, дежурная дуга может не вы-
ключаться. Последовательность выключения аппаратов при-
мерно такая: выключаются сварка и дежурная дуга, перекры-
ваются газы, отключаются питание источника и подача воды.
К настоящему времени на предприятиях страны успешно
внедрено около 2500 различных аппаратов для микроплазмен-
ной сварки. В подавляющем большинстве оборудование рабо*
Рис. 79.
Схема заполнения баллона аргоном.
118±2
Монтаж, эксплуатация и ремонт аппаратов
13S
тает надежно, обеспечивая высококачественную сварку тонко-
листовых металлов и сплавов. Однако нередки случаи, когда
по тем или иным причинам качественную сварку осуществить
не удается. Опыт показал, что наиболее часто это происходит
из-за некачественной сборки, несовершенной технологии и
значительно реже из-за неисправной работы оборудования.
Среди причин выхода из строя оборудования наиболее частой
является нарушение нормальной работы плазмотрона. Рас-
смотрим основные виды его неисправностей и методы устра-
нения.
Обрыв токоподводящих проводов внутри шланга. Он возни-
кает вследствие заводских дефектов или небрежной эксплуата-
ции. Как правило, обрыв происходит в месте -пайки провода
к выходным штуцерам или трубкам горелки. Определить нали-
чие обрыва можно только с помощью омметра при выключен-
ном аппарате. Проверка путем измерения напряжений на плаз-
мотроне вольтметром приводит к неверным выводам вследствие
наличия в шлангах воды с растворенными в ней солями. Метод
устранения неисправности достаточно прост — следует припаять
провод к штуцеру или трубке. В последнем случае необходимо
разобрать корпус (пластмассовую ручку) горелки. Пайку сле-
дует выполнять с помощью паяльника мощностью не менее
90 В г любым легкоплавким оловянным припоем, причем необ-
ходимо обратить внимание на то, чтобы излишним припоем
не перекрыть проход для охлаждающей воды.
Затруднение возбуждения и нестабильное горение дежурной
дуги. Этот вид неисправности происходит в основном вследствие
двух причин: загрязнения внутренней полости горелки и исполь-
зования в качестве электрода вольфрама с низким процентом
легирующих добавок. Выходные параметры выпрямителей де-
журной дуги и осцилляторов в источниках питания обеспечи-
вают надежное возбуждение и горение дуги с лантанированио-
го (ВЛ) или торированного (ВТ) вольфрама в среде чистого
аргона. Наличие в полости горелки масла, грязи, воды и тому
подобных примесей затрудняет процесс формирования дуги.
Такое же влияние оказывает уменьшение процента легирующих
добавок в вольфраме, так как при этом увеличивается работа
выхода. Поэтому необходимо следить за чистотой плазмотрона,
периодически протирать внутреннюю полость и использовать
в качестве электрода только лантанированный или тарирован-
ный вольфрам. Необходимо отметить, что при сравнительно
длительной работе, особенно на максимальных токах, могут
возникнуть затруднения с возбуждением дежурной дуги. Это
происходит вследствие обеднения копчика вольфрамового элек-
трода легирующими добавками. В этих случаях необходима
перезаточка электрода.
136
Глава третья. Оборудование для микроплазменной сварки
Засорение водяных шлангов и коммуникаций плазмотрона.
Это происходит вследствие использования воды с большим ко-
личеством различных примесей. Можно рекомендовать исполь-
зование на входе аппарата фильтров и обязательную продувку
всей водяной магистрали горелки перед длительной паузой в
использовании оборудования. Для ремонта необходимо продуть
водяную магистраль в обоих направлениях поочередно сжатым
воздухом или аргоном при давлении не выше (1,5—2,3) X
X Ю3 мм рт. ст. Если это не принесет успеха, то необходимо
разобрать горелку и сменить шланги.
Поломка керамических деталей (защитного сопла и направ-
ляющей трубки). Такая поломка возникает в результате неак-
куратной эксплуатации плазмотрона: падений, ударов и т. п.
Как правило, заводы-изготовители аппаратуры не высылают
дополнительных деталей. Поэтому с керамическими деталями
плазмотрона необходимо обращаться особенно осторожно.
Источники питания перед отправкой потребителю испыты-
ваются в течение продолжительного времени на специальных
стендах и проходят приемку ОТК завода-изготовителя. Тем не
менее в результате небрежной транспортировки, неправильной
эксплуатации или наличия скрытых дефектов наблюдаются
выходы из строя аппаратов. Поэтому остановимся на некоторых
неисправностях, встречающихся в практике эксплуатации мик-
роплазменных источников питания, и методах их устранения.
Каждый источник можно условно разделить на следующие
блоки: дежурной дуги (включая осциллятор), силовой, управ-
ления, автоматики.
Неисправности в блоке дежурной дуги встречаются крайне
редко. Зарегистрировано несколько случаев выхода из строя
балластных резисторов (R2—R4— в аппаратах А-1255; R10,
R11 — в МПУ-РИ и R39 — в МПИ-3) и разрядного тиристора
осциллятора. В любом случае выход каждого из элементов
этого блока из строя установить нетрудно по отсутствию напря-
жения и тока дежурной дуги, а также импульсов поджига
горелки. Ремонт блока дежурной дуги осуществляется заме-
ной вышедшего из строя элемента на исправный того же но-
минала. При этом не требуется последующей регулировки и
настройки.
Неисправности в силовом блоке отыскиваются последова-
тельной проверкой напряжений и сопротивлений в силовых
цепях, начиная от автомата включения и кончая выходными
клеммами аппарата. Практика показывает, что со временем при
отсутствии профилактических мероприятий может иметь место
отказ в работе автоматов включения и пусковых реле: подго-
рание и залипание контактов, разрегулировка и т. п. Выход
из строя выпрямительных диодов определяется измерением
Монтаж, эксплуатация и ремонт аппаратов
137
напряжения па выходе мостов, а исправность тиристоров ком-
мутатора аппарата контролируется измерением сопротивления
между его катодом и анодом при отключенной питающей сети.
В исправном тиристоре при любой полярности омметра оно
должно превышать 100—200 кОм. Сопротивление между като-
дом и управляющим электродом должно быть примерно 50—
150 Ом. При замене вышедших из строя диодов допускается
использование приборов другой марки с соблюдением номи-
нальных значений тока и рабочего напряжения.
Замена тиристора допускается при тех же условиях, но до-
полнительно необходимо учитывать их динамические свойства.
Такие параметры, как допустимая скорость нарастания прямого
напряжения и тока, а также время выключения, должны быть
у выбранной марки тиристоров не хуже, чем у заменяемой. Так,
например, допускается замена тиристоров марки ВКДУ на
тиристоры серии Т, ТЛ или ТЧ.
Наиболее сложными являются отыскание неисправностей и
ремонт в блоках управления. В то же время, как показывает
опыт, чаще всего из-за неисправностей в схемах управления
имеет место отказ в работе микроплазмепных источников
питания.
Поиск неисправностей необходимо начать с определения
характера нарушения работы источника питания в целом. Мо-
гут наблюдаться полное отсутствие сварочного тока, нестабиль-
ная работа в импульсном режиме, отсутствие одного из импуль-
сов дуги прямой или обратной полярности (в аппаратах типа
А-1281, А-1575, МПИ-5 и др.), «короткий» импульс сварочного
тока (в аппаратах типа МПИ) и т. п. Характер нарушения ра-
боты источника питания нетрудно определить по приборам
аппарата или с помощью осциллографа типа С1-19М, С1-18,
С1-16 и подобных типов, имеющих ждущий и непрерывный
режимы развертки луча с длительностью до 1 с и более. При
использовании осциллографа необходимо в цепь, идущую от
аппарата к сварочному столу (или изделию), включить шунт
типа ШС 75-50-05 (ГОСТ 8042-61) и подключить к нему клем-
мы осциллографа для наблюдения осциллограммы сварочного
тока. По форме осциллограммы определяют характер наруше-
ния работы источника и неисправность схемы запуска. Так,
например, при полном отсутствии сварочного тока (разумеется,
при исправной работе силового блока) производится поиск не-
исправности в схемах управления силовых тиристоров комму-
таторов (Д1 или Д2 в А-1281, Д16 — в А-1255И, Д8 — в
МПИ-3, Д28 —в МПУ-РИ, ВнЗО—в МПУ-М и т. д.). При
нестабильности или отсутствии импульсного режима нарушается
работа управления коммутирующих тиристоров (Д17— в
А-1255И, Д34 —в МПУ-РИ, Вн29 —в МПУ-М, Д7 —в А-1347
и т. д.).
138
Глава третья. Оборудование для мнкроплазменной сварки
Поиск неисправностей в схемах управления необходимо на-
чинать с определения наличия импульса запуска на управляю-
щем электроде соответствующего тиристора* Для этого к катоду
тиристора подключают земляную клемму осциллографа (осцил-
лограф не должен быть заземлен), а к управляющему электро-
ду — потенциальную клемму. Если положительный импульс
отсутствует или имеет недостаточную амплитуду (менее 4—7 В),
необходимо последовательно проверить все элементы схемы,
начиная со стабилитронов и кончая динисторами.
В качестве схемы запуска в микроплазменпых аппаратах
используются 7?С-рела.ксаторы на динисторах. На рис. 80, а
приведена одна из типичных схем запуска тиристора (аппарат
МПИ-3). Последовательность проверки примерно такая. С по-
мощью осциллографа измеряется напряжение на стабилитроне
Д25, которое должно по величине соответствовать типу прибора.
Если напряжение отсутствует, проверяется наличие напряжения
питания всей схемы запуска, в данном случае напряжение меж-
ду конденсаторами С8—СИ. Если оио имеется, необходимо
заменить стабилитрон. Далее проверяется накопительный кон-
денсатор С4, форма напряжения на котором должна быть
пилообразной (рис. 80, б) с амплитудным значением, равным
напряжению переключения динистора Д22, и длительностью,
равной длительности импульса тока. Любое несоответствие ука-
занных параметров номинальным значениям будет означать
Рис. 80.
Схема запуска тиристора (с) и эпюры
напряжений (б).
Сварочные автоматы 13ff
неисправность одного из элементов схемы: резисторов R30—
R31, самого конденсатора или динистора. С помощью омметра
необходимо отыскать неисправный элемент и заменить его. При
этом следует учитывать, что ввиду большого разброса напря-
жения переключения динистора, достигающего 200% и более,
после его замены в схеме необходима дополнительная подре-
гулировка. Изменением сопротивления реостата R31 добиваются
получения номинальных значений длительности импульсов тока.
Контроль осуществляют с помощью осциллографа, подключен-
ного к обкладкам конденсатора С4 или СИ. Может возникнуть
необходимость в подборе и самого динистора, если с помощью
реостата R31 не удается получить необходимые длительности.
Все 7?С-.пакопительные цепочки в аппаратах рассчитаны на
установку динисторов с напряжением переключения 20—30 В.
Для выбора соответствующего динистора необходимо собрать
схему, показанную на рис. 81. Увеличивая плавно напряжение,
подаваемое в схему с потенциометра R, определяют минималь-
ное напряжение, при котором в цепи миллиамперметра ток
скачком возрастает до 20—40 мА.
В блоке автоматики микроплазменных источников исполь-
зуются всевозможные контакторы, промежуточные реле, а так-
же датчики различной конструкции, сигнализирующие о наличии
воды. При надлежащем профилактическом уходе (периодиче-
ской чистке контактов) выход из строя электромагнитных реле,
контакторов и автоматов наблюдается крайне редко. При вы-
ходе из строя какого-либо из перечисленных элементов реко-
мендуется замена его на исправный той же марки. Довольно
часто отказ в работе датчиков наличия воды происходит вслед-
ствие засорения проходных каналов. В этом случае датчик
необходимо разобрать и прочистить его каналы.
9. СВАРОЧНЫЕ АВТОМАТЫ
Наиболее высокое качество сварных соединений при микро-
плазменной сварке достигается в случае применения автомати-
ческих установок, обеспечивающих точное направление дуги
Рис. 81.
Схема для определения
напряжения переключения
динистора.
140
Глава третья. Оборудование для микроплазменной сварки
вдоль оси шва. Для микроплазменной сварки тонколистовых
изделий разработаны универсальные и специализированные
автоматы комплектуемые соответствующими источниками пи-
тания и микроплазменны-ми горелками. Такие автоматы состоят
обычно из механизма перемещения дуги вдоль шва, устройства
подачи присадочной проволоки, системы корректировок и схем
управления.
Автомат Л-1342. Применяемые для аргонодуговой сварки
серийные автоматы имеют большие габариты и массу. Кроме
того, они не обеспечивают точное направление электрода по
кромкам и поэтому практически не применимы для сварки
металлов малых толщин. Этих недостатков лишен автомат
А-1342 (рис. 82). Его габариты 400 X 500 X 300 мм, масса 20 кг.
Автомат предназначен для сварки стыковых, угловых, торцовых
и нахлесточных соединений металлов и сплавов толщиной
0,2—2,5 мм. Он состоит из тележки /, механизма подачи свароч-
ной проволоки 2, плазмотрона 3, системы корректоров 4, пуль-
та управления 5 и направляющего рельса 6.
Тележка снабжена четырьмя свободно вращающимися бе-
гунками с вертикальной осью вращения. Два бегунка установ-
лены непосредственно на тележке, два других — на рычагах
с пружинным поджимом. Тележка передвигается электропри-
водом, на выходном валу которого установлено зубчатое колесо,
зацепляющееся с рейкой направляющего рельса. Скорость свар-
ки плавно регулируется в пределах 10—50 м/ч. Точность направ-
ления электрода по стыку в вертикальном и поперечном на-
правлениях при длине направляющего рельса 1300 мм состав-
ляет ±0,15 мм.
Присадочная проволока подается с помощью специального
устройства, которое гарантирует стабильное и точное направ-
ление проволоки диаметром 0,8—2,0 мм как из мягкого алю-
миния, так и из высокопрочных сплавов. Скорость подачи про-
волоки плавно регулируется в диапазоне 6—150 м/ч. Устрой-
ство для подачи проволоки содержит привод и прижимной эле-
мент, выполненный из бесконечного ремня (эластичного па-
сика), надетого на два свободно сидящих на осях ролика. Для
исключения смятия насечек проволоки при использовании жест-
кого подающего ролика бесконечный ремень установлен на
роликах таким образом, что он находится в сопряжении с ка-
навкой подающего ролика и охватывает его по дуге не
более 90°.
На рис. 83 изображен боковой вид подающего устройства.
Оно состоит из основания Л рычагов 2 с пружиной 3> двух сво-
- 1 Автоматы разработаны в ИЭС им. Е. О. Патона АН УССР под руко-
водством В. Е. Патона.
Сварочные автоматы
141
бедно сидящих на осях 5 роликов 4, эластичного бесконечного
пасика 6, жесткого подающего профилированного ролика 7.
На основании установлены приемные втулки 8 для направления
сварочной проволоки.
Работает устройство следующим образом. Сварочная про-
волока, сматываемая с катушки, пропускается предварительно
в приемные направляющие втулки, затем прижимается пасиком
под действием пружины и рычагов. После приведения во вра-
щение подающего ролика под действием сил трения проволока
подается в зону сварки. При этом одновременно начинает вра-
щаться пасик, поскольку он надет на ролики, свободно сидящие
на осях.
После заправки в приемный канал присадочную проволоку
укладывают в канавку подающего ролика и выпускают через
направляющий канал. Диаметр отверстия наконечника канала
выбирают в зависимости от диаметра присадочной проволоки
(табл. 11). Описанная система подачи присадочной проволоки
обеспечивает достаточно высокие усилия протягивания.
Блок корректора, на котором смонтирована горелка, обес-
печивает ее вертикальное и поперечное перемещение совместно
с присадочной проволокой. Предусмотрена также самостоятель-
ная корректировка проволоки в горизонтальной и вертикаль-
ной плоскостях. Поперечный корректор выполнен в виде рычага,
закрепленного на двух шарикоподшипниках с червячной пере-
дачей. Для устранения люфта в зацеплении червяк имеет кони-
Рис. 82.
Автомат А-1342 для микроплазменной сварки.
520
142
Глава третья. Оборудование для мнкроплазменной сварки
Таблица 11
Диаметр проволоки, мм Диаметр отверстия нако- нечника, мм Тяговое усилие, кге
0,8 1,0 1,75
1,0 1,2 3,0
1,2 1,4 4,0
1,6 1,8 6,0
2,0 2,2 10,0
ческую форму и устройство для осевого регулирования. Верти-
кальный корректор выполнен в виде подвижного винта с при-
водом от гайки шестерни, приводимой в движение винтовой
передачей. В нижней части корректора имеются серьги для
закрепления каналов и наконечника, которые направляют при-
садочную проволоку в зону сварки.
На корпусе ходовой тележки установлен пульт контроля и
управления сваркой. Перед началом сварки включают подачу
плазмообразующего газа (аргона) и зажигают дежурную дугу.
При работе в автоматическом режиме электрическая схема
автомата обеспечивает предварительное включение подачи за-
щитного газа за 1—2 с до начала сварки и его выключение
через 2—3 с после окончания сварки. Автомат может комплек-
товаться источниками питания как постоянного, так и перемен-
ного тока. При использовании соответствующих источников
питания автомат применим для сварки любых цветных и чер-
ных металлов. В случае сварки цилиндрических изделий вра-
щатели для кольцевых швов, зажимные устройства и другую
оснастку разрабатывают отдельно с учетом конкретной конст-
рукции свариваемого изделия.
Рис. S3.
Устройство для подачи
присадочной проволоки.
Сварочные автоматы
ИЗ
Специализированные автоматы. Автомат А-1342 использован
в качестве основного узла при создании ряда специализирован-
ных сварочных установок, предназначенных для изготовления
различных конструкций из тонколистовых металлов и сплавов,
в частности установок А-1475 и А-1476 для мнкроплазменной
сварки корпусов конденсаторов.
Установка А-1475 предназначена для автоматической микро-
плазменной сварки продольных швов корпусов конденсаторов.
Корпус конденсатора представляет собой сварную конструкцию,
состоящую из обечайки прямоугольного сечения, донышка и
крышки. Обечайку сваривают продольным стыковым швом.
Донышко и крышку соединяют с обечайкой торцовым швом
по прямоугольному периметру.
В комплект установки А-1475 (рис. 84) входят сборочно-
сварочный стол и источник питания А-1347. Сборочно-свароч-
ный стол состоит из станины /, поворотной консоли 2 и кла-
вишного прижима 3. На верхней плоскости станины установлен
направляющий рельс 4 для размещения автомата А-1342 (5).
На передней стенке станины расположена консольная пово-
ротная оправка для установки изделия и предварительного
поджима кромок. Оправка для установки обечайки корпуса
конденсатора поворачивается на шарнире, расположенном с
левой стороны. После установки изделия оправку фиксируют
с помощью рукоятки, расположенной с правой стороны. При
этом пружинные толкатели, смонтированные в станине» поджи-
мают заднюю сторону изделия к плоскости оправки. Переднюю
Рис. 84.
Установка А-1475
для мнкроплазменной
сварки продольных
швов корпусов
конденсаторов.
144
Глава третья. Оборудование для микроплазменной сварки
сторону изделия прижимают к оправке с помощью ручных
рычажных поджимов. Поворотная консоль перемещается и
фиксируется при усилии на рукоятке не более 15 кгс.
Прижим свариваемых кро-мок к медному вкладышу оправки
осуществляют клавишным устройством с пневматическим при-
водом. Управление пневмосистемой производят тумблером пуль-
та управления с помощью электропневмоклапана, установлен-
ного в станине. При отключении воздуха возвратные пружины
обеспечивают установку клавишей в верхнее положение. В про-
цессе сварки изделие остается неподвижным, а автомат А-1342
перемещается вдоль стыка со скоростью сварки.
Подготовку установки к работе производят следующим об-
разом. Сварочный автомат устанавливают на направляющий
рельс так, чтобы шестерня электропривода входила в зацепле-
ние с зубчатой рейкой направляющего рельса. Маховичок пру-
жинного поджима завинчивают до тех пор, пока зазор между
ним и контргайкой на толкателе не установится в пределах
1,5—2,5 мм. При отключении электропривода тележка должна
перемещаться по рельсу от усилия руки. Вертикальный и попе-
речный корректоры с помощью маховичков устанавливают в
среднее положение. При этом должно быть учтено расположе-
ние свариваемого шва относительно направляющего рельса.
Корректоры присадочной проволоки устанавливают в положе-
ние, при котором возможна корректировка в различных направ-
лениях. При этом нижний зажим направляющего канала вы-
ставляют так, чтобы присадочная проволока выходила парал-
лельно шву. Катушку с присадочной проволокой надевают на
ось тормоза. Направление размотки проволоки должно совпа-
дать с общим ее изгибом. Тормозной момент регулируют в
зависимости от диаметра и жесткости присадочной проволоки
таким образом, чтобы при остановке подачи проволоки катуш-
ка прекращала вращение без распушивания проволоки. Вход-
ной шланг пневмосистемы подключают к цеховой сети сжатого
воздуха. Опробуют работу клавишного прижима. Клавишный
прижим отключают, ручной прижим отводят в верхнее поло-
жение. Затем рукояткой, расположенной на станине, отводят
фиксатор и поворотную консоль переводят в положение для
установки свариваемого изделия. После установки изделия на
поворотную консоль указанные операции выполняют в обрат-
ном порядке.
Установка А-1476 предназначена для микроплазменной свар-
ки донышка и крышки к обечайке корпуса конденсатора тор-
цовыми швами по прямоугольному периметру. Основные тех-
нические характеристики установки А-1476 аналогичны тако-
вым установки А-1475. Присадочную проволоку в данном слу-
чае не применяют.
Сварочные автоматы
145
Сборочно-сварочный стол установки (рис. 85) состоит из
станины 1У упоров (нижних) 2, зажимной рамки 3, пневмоза-
жима 4, сварочного автомата 5, тележки 6, поперечного суппор-
та 7, вертикального корректора 8, горелки 9, пульта управления
10 и клеммника 11. На верхней плоскости станины установлен
направляющий рельс для размещения сварочного автомата. На
передней стенке станины расположены нижние упоры и зажим-
ные рамки с пневмоприводом. Для увеличения производитель-
ности сварки сборочная часть выполнена двухпозиционной.
При сварке па одной позиции можно производить установку
изделия на другой позиции. Зажимная рамка имеет жесткие
упоры на задней и одной боковой сторонах. На другой боковой
стороне упоры подпружинены. Передний кронштейн с упорами
выполнен поворотным относительно горизонтальной оси и снаб-
жен пневмоприводом. Упоры переднего кронштейна обеспечи-
вают прижатие кромок обечайки корпуса к крышке или до-
нышку. Нижние упоры фиксируют корпус конденсатора по
высоте и могут быть настроены на установку конденсаторов
соответствующего габарита.
Сварочная часть установки представляет собой автомат
А-1342 без устройства подачи присадочной проволоки. В авто-
мате предусмотрен поперечный суппорт с механизированным
приводом и системой конечных выключателей для сварки по
замкнутому контуру.
Рис. 85.
Установка А-1476
для микроплазмен-
ной сварки торцо-
вых швов корпусов
конденсаторов.
146 Глава третья. Оборудование для микроплазменной сварки
Перед сваркой корпус конденсатора с предварительно со-
бранной и прихваченной крышкой или донышком устанавли-
вают на нижние опоры и вводят в зажимную рамку при под-
нятой передней планке. Затем с помощью пневмозажима перед-
няя планка прижимает свариваемые кромки по длинным
сторонам. Для подготовки схемы к работе достаточно включить
автоматический выключатель, установленный на станине. Схе-
ма предусматривает три режима работы установки: наладоч-
ный, ручной и рабочий. Установку режима работы производят
•специальным переключателем.
Установка А-1579 (рис. 86) предназначена для микроплаз-
менной сварки стыковых швов коробчатых изделий с закруглен-
ными углами, имеющих квадратное, прямоугольное и паралле-
лограммное сечение. Для исключения инерционных сил, возни-
кающих при вращении такого рода изделий и технологической
оснастки, в данной установке свариваемые детали и оснастка
не подвергаются вращению, а только перемешаются относитель-
но сварочной горелки в прямолинейном направлении. В момент
окончания перемещения изделия горелка поворачивается на
угол, соответствующий углу между соседними швами (для из-
делия прямоугольного сечения этот угол равен 90°). При этом
окружная скорость вращения горелки по радиусу закругления
равна скорости сварки. Микроплазменную сварку выполняют
горизонтальным швом на вертикальной плоскости.
Рис. 86.
Установка А-1579 для микроплазменной
•сварки стыковых швов коробчатых изделий.
Сварочные автоматы
147
На станине 1 расположен стол с приспособлением 2 для
крепления свариваемого изделия 3 с шаблоном 4. Стол уста-
новлен на верхнем приводном суппорте 5, расположенном на
нижнем приводном суппорте 6. На станине также установлена
стойка 7 с приводом перемещения горелки 8 с копирующим
пальцем 9. Привод перемещения горелки представляет собой
поворотную планшайбу 10 с наружным зацеплением, опираю-
щуюся на наружную кольцевую опору //, которая выполнена
в виде двойного упорного подшипника качения и установлена
на стойке. Горелка установлена на планшайбе так, что имеет
возможность радиально перемещаться. Для принудительного
прижатия копирующего пальца к шаблону горелка снабжена
пружиной.
Поворот планшайбы осуществляют включением через схему
управления привода 12, кинематически связанного с этой план-
шайбой. Для сварки изделий параллелограммного сечения
взаимно перекрещивающиеся направляющие 13 и 14, на кото-
рых смонтированы суппорты 5 и 6, установлены так, что воз-
можно изменение угла между ними.
Работает установка следующим образом. Изделие с шабло-
ном устанавливают на приспособление 2 и включением приво-
дов суппортов 5 и 6 ставят в исходное положение, при котором
центр радиуса закругления изделия совпадает с осью поворота
горелки. При включении установки суппорт 5 перемещает из-
делие относительно горелки до совпадения центра радиуса
следующего закругления с осью поворота горелки. Приводы
суппортов 5 и 6 и привод 12 перемещения горелки сблокиро-
ваны между собой схемой управления таким образом, что
конец каждого перемещения изделия совпадает с началом по-
ворота сварочной горелки на 90° относительно неподвижного-
изделия по траектории, соответствующей закруглению этого из-
делия. Окружная скорость при этом равна скорости сварки.
По окончании поворота горелки включается привод суппорта б,
перемещающего изделие на величину прямолинейного участка,
и при совпадении радиуса с осью поворота горелки происходит
отключение суппорта 6 и включение поворота горелки. Анало-
гично продолжается цикл сварки до возвращения изделия и
сварочной головки в исходное положение.
При сварке изделий с параллелограммным контуром произ-
водят предварительную настройку взаимного расположения
суппортов параллельно сторонам изделия и настройку поворота
горелки на участках закругления изделия иа угол между на-
правляющими суппортов. Дальше установка работает так же,
как и при сварке изделий с прямоугольным контуром.
Таким образом, в данном случае, благодаря тому что сварку
выполняют горизонтальным швом на вертикальной плоскости,.
148
Глава третья. Оборудование для мнкроплазменной сварки
создана малогабаритная установка, обеспечивающая точное
направление дуги относительно оси свариваемого стыка слож-
ного профиля. Техника мнкроплазменной сварки горизонталь-
ных швов па вертикальной плоскости не вызывает затруднений*
Стекания металла сварочной ванны при правильно выбранных
режимах сварки не наблюдается. Форма швов симметрична
относительно оси и практически ничем не отличается от формы
швов, выполненных в нижнем положении.
Кроме описанных выше разработано множество других спе-
циализированных установок различной конструкции, обеспечи-
вающих механизацию сварочных и сборочных операций. Для
полной комплексной механизации процессов изготовления тон-
колистовых изделий создаются поточные, механизированные и
автоматизированные линии, которые кроме сборки и сварки
охватывают ряд смежных операций (заготовку, формовку, очи-
стку и пр.).
Такие линии позволят получить наибольший технико-эконо-
мический эффект от применения мнкроплазменной сварки. Ком-
плексная механизация и автоматизация всех операций техноло-
гического процесса изготовления сварных конструкций из метал-
лов малых толщин является важнейшим средством повышения
.производительности труда и улучшения качества изделий.
Глава четвертая
ОСОБЕННОСТИ ТЕХНОЛОГИИ
МНКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКИ
Микроплазменную сварку применяют в настоящее время прак-
тически для всех металлов и сплавов, используемых в качестве
конструкционных материалов. Наибольшее распространение для
изготовления тонкостенных сварных конструкций получили
углеродистые и легированные стали. За ними следуют алюми-
ний и алюминиевые сплавы. В последние годы в промышлен-
ности широко используют также тонколистовую медь, никель,
титан, тугоплавкие металлы и сплавы, а в некоторых случаях
и благородные металлы.
Технология сварки различных металлов и сплавов во многом
зависит от их физико-химических свойств. В настоящей главе
приведены основные сведения о характерных особенностях и
режимах сварки черных и цветных металлов. Техника сварки
в каждом конкретном случае должна разрабатываться с учетом
свойств данного металла или сплава, а также типов соедине-
ний и конструкции изделия. При выборе технологии следует
учитывать технические требования к качеству сварных сое-
динений, наличие соответствующего оборудования и технологи-
ческой оснастки.
1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ О ТЕХНОЛОГИИ И ТЕХНИКЕ
МНКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКИ
Сварное соединение, выполняемое мнкроплазменной сваркой,
состоит из основного металла, металла околошовной зоны, зо-
ны сплавления и шва. Исходя из конструкции изделия, шов при
данном способе сварки можно получать только за счет пере-
плавленного основного металла или за счет основного и допол-
нительного (присадочного) металла. Размеры околошовной
150
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
зоны, прилегающей к шву и претерпевающей определенные
структурные изменения вследствие нагрева и последующего ох-
лаждения, при микроплазменной сварке обычно не превышают
нескольких миллиметров. Зона сплавления, представляющая
собой совокупность пограничных участков околошовной зоны
и металла шва, в большинстве случаев при микроплазменной
сварке практически не обнаруживается.
Вследствие многообразия условий изготовления и эксплуа-
тации изделий сварные соединения металлов малых толщин
можно классифицировать по различным признакам. В зависи-
мости от взаимного расположения свариваемых элементов при-
меняют стыковые, угловые и нахлесточные соединения. Стыко-
вые соединения сваривают, как правило, стыковыми швами.
В угловых и нахлесточных соединениях при расплавлении сва-
риваемых кромок образуются швы более сложной формы, отли-
чающиеся от швов, получаемых при дуговой сварке металлов
средних и больших толщин.
При микроплазменной сварке стыковые соединения
(рис. 87, а) применяют для металлов толщиной 0,1—2,0 мм.
Разделка свариваемых кромок для этих толщин не произво-
дится. В случае необходимости сварки элементов различной
толщины на более толстом из них выполняют скос кромок с
одной или двух сторон до толщины меньшего элемента
(рис. 87,6). В том случае, если разница в толщинах неболь-
шая (не более чем в 2—3 раза), скос кромок не производят.
Частым вариантом стыковых соединений металлов толщиной
менее 0,2—0,3 мм являются соединения с отбортовкой кромок
(рис. 87, в).
Сварку стыковых соединений осуществляют в прецизионных
зажимных приспособлениях на технологических подкладках.
При сварке легких металлов и сплавов толщиной 0,5—2,0 мм
с использованием присадочной проволоки в подкладках преду-
сматривают канавки овальной, прямоугольной или треугольной
формы. Канавки служат для форАмирования обратной стороны
шва. Ширина и глубина формирующей канавки в зависимости
от толщины металла соответственно равны 2—3 и 0,2—0,5 мм.
Металлы толщиной до 0,3 мм сваривают преимущественно на
подкладках без формирующих канавок.

Рис. 87.
Стыковые соединения:
а — одинаковой толщины;
б — различной толщины;
в — с отбортовкой кромок?
г — с предварительным изгибом
кромок.
Общие сведения о технологии и технике микроплазменной сварки
151
Качественное соединение легких металлов и сплавов тол-
щиной 0,2—0,5 мм при сварке с присадочной проволокой может
быть получено, если стыкуемые кромки соединяемых элемен-
тов деформировать по форме канавки в подкладке с выводом
торцов кромок в корень шва за пределы основного металла
(рис. 87, г) [53]. По этой схеме в процессе сборки стыковых
соединений производят предварительный изгиб свариваемых
кромок по форме канавки в технологической подкладке, к кото-
рой поджимают кромки свариваемых металлов. Сборку осу-
ществляют с перекрытием кромок друг другом на величину
(2—4)8. Образовавшееся углубление заплавляют в процессе
сварки присадочной проволокой.
При оплавлении кромки верхнего листа образуется ванночка
жидкого металла, которая, растекаясь, уплотняет зазор между
свариваемыми кромками, что дает возможность производить
сварку тонкого металла без прожогов. Предварительное форми-
рование кромок по канавке позволяет вывести нахлесточное
соединение за пределы плоскости основного металла. Последнее
способствует удалению окисных пленок из рабочего сечения
шва. При этом достигается стабильное сплавление обеих кро-
мок. Введение дополнительной присадки обеспечивает качест-
венные швы, толщина которых превышает толщину свариваемо-
го металла. Варьируя количество присадочного металла и глу-
бину канавки в технологической подкладке, можно получать
усиление швов различной формы, в том числе заподлицо с ос-
новным металлом.
Ориентировочные размеры стыковых швов на металлах тол-
щиной 0,3, 0,5 и 1,5 мм приведены на рис. 88 [54, 55]. Основ-
ными конструктивными элементами таких швов являются об-
щая толщина шва, ширина провара в верхнем и нижнем осно-
ваниях, величина проплава и высота усиления (ослабления).
При микроплазменной сварке стыковых соединений приме-
няют односторонние швы, выполняемые обычно за один проход
с полным проплавлением кромок на всю толщину металла.
Для обеспечения высококачественных соединений в некоторых
случаях может предусматриваться также многократное ведение
дуги вдоль шва с одной стороны. Параметры режимов каждого
прохода при этом изменяются. Такие приемы используют, на-
пример, для стыковых соединений кольцевых швов. Первый
проход, выполняемый на малых токах, служит для прихватки
соединяемых кромок. Следующим проходом добиваются пол-
ного проплавления кромок.
В угловых соединениях (рис. 89) угол между сопрягаемыми
элементами может быть прямым, острым или тупым. Швы угло-
вых соединений в зависимости от угла расположения деталей
по форме являются стыковыми и торцовыми. Угловые соеди-
152
Глава четвертая. Особенности технологии мнкроплазменной сварки
нения с тупым углом между сопрягаемыми элементами толщи-
ной более 0,5 мм сваривают аналогично стыковым соединениям.
Если толщина металла меньше 0,5 мм, соединяемые кромки
собирают впритык и выполняют сварку торцовым швом. Затем
сваренные элементы разгибают на необходимый угол. Соеди-
нения впритык (иногда их называют торцовыми или бортовыми
соединениями) весьма распространены при мнкроплазменной
сварке. Такие соединения для данного способа сварки наибо-
лее технологичны, поскольку при их выполнении отпадает необ-
ходимость применения присадочной проволоки и технологиче-
ских подкладок.
Как известно, аргонодуговая сварка не всегда обеспечивает
качественные торцовые соединения, особенно для металлов с
тугоплавкими поверхностными окислами. Вследствие более вы-
сокой концентрации энергии при мнкроплазменной сварке такого
типа соединений достигается глубина проплавления, превышаю-
щая толщину свариваемого металла. Это обстоятельство позво-
ляет рекомендовать торцовые соединения для изделий, от кото-
рых требуются высокая прочность и плотность. Торцовые соеди-
нения выполняют, как правило, за один проход.
В нахлесточных соединениях при мнкроплазменной сварке
предусматривают проплавление верхнего и нижнего листов на
всю их глубину (рис. 90, а). Как и при других способах сварки
плавлением, мнкроплазменной сваркой можно получать также

Рис. 88.
Размеры стыковых швов металла толщиной
0,3 (а), 0,5 (б) и 1,5 (<?) мм.
Рис. 89.
Угловые соединения с прямым (а), острым (б),
тупым (в) углом и соединение впригык (г).
Общие сведения о технологии и технике мнкроплазменной сварки
153
нахлесточные соединения с электрозаклепочными и шпоночными
швами, заполняемыми присадочным металлом (рис. 90, б, в).
Техника сварки тавровых соединений при микроплазменпом
способе затруднена. Такие соединения следует заменять стыко-
выми, угловыми или торцовыми.
Микроплазменную сварку применяют для нижних, верти-
кальных, горизонтальных и потолочных швов (рис. 91). Естест-
венно, технологически в большинстве случаев наиболее просто
выполнять швы в нижнем положении. Однако, поскольку при
мнкроплазменной сварке объем сварочной ванны небольшой,
возникают благоприятные возможности получения качественных
швов, расположенных в различных пространственных положе-
ниях. Примером служит сварка неповоротных стыков трубо-
проводов, ось которых занимает горизонтальное положение.
Вследствие малого объема сварочной ванны силы поверхност-
ного натяжения надежно удерживают жидкий металл от стека-
ния, в том числе при сварке участков швов, расположенных
в потолочном положении. Следует отметить, что выполнение
потолочных и горизонтальных швов в значительной мере упро-
щается при импульсной мнкроплазменной сварке.
Поскольку микроплазменную сварку применяют для тонко-
стенных, а в некоторых случаях и для миниатюрных изделий,
к технике сборки и сварки соединений предъявляются повышен-
ные требования. Резку листовых заготовок осуществляют на
ручных и механических гильотинных ножницах, рабочие части
которых тщательно очищены от загрязнений. Из-за малой тол-
щины заготовок размечать их керном или чертилкой рекомен-
дуется только для линий реза. Остальная разметка произво-
дится карандашом. Кромки стыков тщательно очищают от
поверхностных загрязнений. Рихтовку заготовок следует произ-
водить деревянным молотком с плоским рабочим основанием.
Рис. 90.
Нахлесточные соединения
G угловыми (а),
точечными (б)
и шпоночными (в) швами.
Рис. 91.
Типы швов в зависимости
от пространственного
положения:
а — нижний;
б— вертикальный;
6 — горизонтальный?
г — потолочный.
154 Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
В процессе сборки изделий для фиксации отдельных элемен-
тов применяют прецизионную оснастку с соответствующими
удобными зажимными устройствами. При сборке без прихваток
сборочные приспособления должны обеспечивать минимальные
величины зазоров и превышений кромок. В случае протяжен-
ных швов перед сваркой производят постановку прихваток
длиной 3—5 мм. При сборке и сварке особо тонких заготовок
<0,1 -ьО,2 мм) целесообразно пользоваться оптическими
средствами, обеспечивающими многократное увеличение объек-
тов изображения.
Стабильность процессов микроплазменной сварки в значи-
тельной мере зависит от формы рабочей части вольфрамового
электрода и его расположения в сопле. Перед установкой вольф-
рамового электрода в цангу горелки конец его затачивают на
конус с углом в вершине 10—15°. Непосредственно перед свар-
кой следует проверить центровку вольфрамового электрода в
плазмообразующем сопле. Острие электрода должно находить-
ся строго по оси внутреннего канала сопла с глубиной погру-
жения относительно нижнего среза не более 0,5 мм. При откло-
нении электрода от центра или глубоком погружении его в
сопло затрудняются возбуждение и горение дежурной дуги,
нарушается устойчивость горения основной дуги. Если электрод
установлен правильно, длина факела дежурной дуги, выдува-
емого из отверстия сопла, должна быть не менее 1,5—2 мм.
При горении вспомогательной дуги возбуждение основной
дуги достигается довольно легко сближением горелки с местом
сварки. После зажигания дуги на изделии необходимо выдер-
жать некоторое время, пока расплавится основной металл и
образуется ванночка с блестящей поверхностью. Только после
этого в ванну можно подавать присадочную проволоку. Если
конец присадочной проволоки окислился, производят удаление
окисленной части с помощью кусачек. При ручной микроплаз-
менной сварке горелку следует располагать к изделию под уг-
лом вперед на 60—80°, а при автоматической — на 80—90°.
Угол между присадочной проволокой и горелкой в процессе
сварки должен быть около 90°. Поперечное колебание при мик-
роплазменной сварке не производят. Присадочный пруток вво-
дят впереди дуги. Включение и выключение дуги осуществляют
обычно с помощью малогабаритной кнопки, расположенной на
горелке. Защитный газ после отключения дуги подают еще
в течение нескольких секунд для предохранения нагретого
участка шва от окисления.
В качестве неплавящихся электродов при микроплазменной
сварке используют проволоку из вольфрама с активирующими
присадками окислов лантана, иттрия или тория. Электроды из
чистого вольфрама не обеспечивают стабильного зажигания
Общие сведения о технологии и технике микроплазменной сварки
155
и горения микроплазменной дуги. Выпускаются лантанирован-
ные электроды марок ЭВЛ-10 и ЭВЛ-20 и иттрированные —
марки ЭВИ-30. Цифры в обозначении вольфрамовых электро-
дов указывают на количество активирующих присадок в деся-
тых долях процента. Так, в электроде марки ВИ-30 содержится
около 3% окиси иттрия, в электроде ВЛ-10 содержится 1%
лантана. Следует отметить, что вследствие естественной радиоак-
тивности тория производство и применение торированных вольф-
рамовых электродов для сварки в настоящее время ограничено.
Добавки к вольфраму окислов лантана и иттрия повышают
стойкость электрода, облегчают зажигание дуги и увеличивают
устойчивость дугового разряда. Применение вольфрамовых
электродов возможно только при использовании неокислитель-
ной атмосферы (инертные газы и вакуум), а также азота, с
которым вольфрам не реагирует даже при высоких темпера-
турах.
Сопла плазменных горелок изготовляют из молибдена марки
М4 (рис. 92, а, б). Рекомендации по выбору сопел и диаметров
вольфрамовых электродов при сварке постоянным током пря-
мой полярности приведены в табл. 12.
Надежность газовой защиты оказывает решающее влияние
на качество сварных соединений. Защитный газ должен изо-
лировать от атмосферного воздуха как ванночку расплавлен-
ного металла, так и нагретый конец присадочной проволоки.
Вольфрамовый электрод и внутренняя полость молибденового
сопла защищаются плазмообразующим газом (аргоном). На
эффективность газовой защиты зоны плавления влияют многие
факторы: расход газа, форма и размеры сопла, расстояние от
сопла до изделия, герметичность узлов горелки, положение
горелки, геометрия сварного соединения, скорость перемещения

е
о

90'
Z5
R0,5
Рис. 92.
Конструкция плазмообразующих сопел
горелки ОБ-1160А для ручной (с) и
горелки ОБ-1213 для автоматической
(б) сварки.
2(слр.)
0,5*45
1

ф в ® J-
Q
156
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
воздушных потоков. Наилучший характер истечения газовой
струи обеспечивает сопло с цилиндрической или конической
формой выходного отверстия. Чрезмерно большой расход газа
нарушает ламинарность газового потока. При этом завихрение
струи газа приводит к подсосу воздуха, т. е. к ухудшению
защиты. При малых расходах защитного газа струя легко откло-
няется от сварочной ванны, особенно при работе на сквозняках.
Завихрения газовой струи могут возникать вследствие не-
ровностей обреза сопла, а также наличия загрязнения на его
внутренней поверхности. Газовая защита нарушается также
вследствие инжектирования воздуха инертным газом через не-
плотности в шлангах или вследствие неправильного положения
присадочного прутка. Для обеспечения надежной защиты ме-
талла угол между присадочным прутком и плоскостью металла
должен быть не более 20—30°. Газовая защита улучшается
с уменьшением расстояния от торца сопла до ванны. Однако
при этом затрудняется визуальное наблюдение за дугой. Опти-
мальное расстояние от торца сопла до плоскости свариваемого
металла находится в пределах 2—5 мм. Хорошие условия газо-
вой защиты создаются при сварке стыковых швов. Несколько
хуже защита при выполнении соединений впритык и угловых
соединений. Улучшения газовой защиты в некоторых случаях
можно достигнуть применением отражательных экранов, уста-
навливаемых в местах расположения швов.
Выпускаемые в настоящее время источники питания для
микроплазменной сварки обеспечивают устойчивое горение дуги
при ее длине до 4—6 мм. Рабочую длину дуги следует выбирать
в пределах 2—3 мм. При этом обеспечивается удовлетворитель-
ная защита швов, а неизбежные колебания длины дуги в диа-
пазоне ±1,5 мм мало сказываются на ее проплавляющей спо-
собности.
По сравнению с аргонодуговой сваркой при микроплазмен-
ном способе имеется большее количество параметров режимов.
Помимо расхода защитного газа, величины сварочного тока,
диаметра вольфрамового электрода, скорости сварки, диаметра
и скорости подачи присадочной проволоки при микроплазмен-
Т аб ли ца 12
Ток. А Диаметр канала сопла, мм Высота канала сопла, мм Диаметр электрода, мм
ДО 10 0,6—0,8 0,8—1,0 0,8—1,0
10—20 0,8—1,2 1,0—1,2 1,0—1,2
20—30 1,2—1,5 1,2—1,5 1,2—1,5
Свыше 30 1,5—1,8 1,0—1,5 1,5—2,0
Общие сведения о технологии и технике микроплазменной сварки
157
ной сварке следует принимать во внимание расход плазмо-об-
разующего газа, ток дежурной дуги, диаметр канала плазмо-
образующего сопла, длительность импульсов и пауз. При сварке
асимметричным переменным током или разнополярными им-
пульсами немаловажное значение имеют соотношение токов
прямой (/др) и обратной (/Об) полярности (так называемый
коэффициент асимметрии тока), а также жесткость режима,
характеризуемая соотношением длительностей импульсов соот-
ветствующих полярностей. Каждый из перечисленных парамет-
ров режимов микроплазменной сварки оказывает влияние на
качество сварных соединений.
Наиболее распространенным дефектом при сварке металлов
малых толщин являются прожоги. Они образуются обычно при
завышенной величине сварочного тока, низкой или неравно-
мерной скорости сварки, чрезмерно большом расходе плазмо-
образующего газа, а также при увеличенном зазоре между сва-
риваемыми кромками и неплотном прижатии кромок к техно-
логической оснастке. При отсутствии присадочной проволоки
или недостаточной скорости ее подачи, большом зазоре между
кромками и завышенном сварочном токе могут иметь место
заниженные размеры швов. Если скорость подачи присадочной,
проволоки завышена, а сварочный ток и скорость сварки недо-
статочны, образуются швы с увеличенным усилением. Завышен-
ные размеры швов связаны с большими сварочными деформа-
циями, ухудшением внешнего вида изделий, а иногда и со сни-
жением вибрационной прочности сварных соединений. При зани-
женных размерах швов уменьшается статическая и вибрацион-
ная прочность сварных соединений. Неустойчивый режим свар-
ки, переменный зазор между кромками и наличие прихваток
завышенного сечения приводят к нарушению равномерного
формирования швов. При резких обрывах дуги в швах могут
образоваться незаваренные кратеры и даже прожоги. При
сварке торцовых соединений из-за завышенной величины тока
и низкой скорости сварки образуются односторонние или дву-
сторонние наплывы, ухудшающие внешний вид швов и нару-
шающие их геометрические размеры. Этот вид дефектов уда-
ляют механическим путем.
Расход плазмообразующего газа при микроплазменной свар-
ке в зависимости от толщины и свойств свариваемого металла
находится в пределах 0,1—0,8 л/мин. При выборе оптимального
расхода плазмообразующего газа необходимо иметь в виду,
что чрезмерное его увеличение ухудшает формирование швов
и приводит к эффекту резки металла. С другой стороны, малый
расход плазмообразующего газа снижает устойчивость горения
дуги. Особенно важно правильно выбрать расход плазмообра-
зующего газа при сварке металла толщиной менее 0,2 мм.
158
Глава четвертая. Особенности технологии мнкроплазменной сварки
В зависимости от толщины свариваемого металла величину
тока дежурной дуги выбирают в пределах 1—5 А. Меньшей
толщине металла соответствуют меньшие значения токов де-
журной дуги. При сварке металлов толщиной не более 0,1 мм
во избежание чрезмерного разогрева металла длинный факел
дуги не рекомендуется.
Соотношение между параметрами импульсов и скоростью
мнкроплазменной сварки должно обеспечивать перекрытие
сварных точек на величину не менее 50% их диаметра. Жест-
кость режима сварки G, характеризуемая отношением длитель-
ности паузы тп к длительности импульса ти, находится в пре-
делах G= ~-= 0,5ч-10.
и
В общем случае процесс мнкроплазменной обработки состо-
ит из ряда последовательных операций: возбуждения и поддер-
жания горения дежурной и основной дуги; манипуляции горел-
кой для придания шву требуемой формы; направления дуги
и перемещения ее вдоль кромок; подачи присадочного мате-
риала и прекращения процесса сварки. По степени механизации
указанных операций различают ручную и автоматическую свар-
ку. При ручной сварке все перечисленные операции выполняют
без применения механизмов; при автоматической — с приме-
нением механизмов перемещения горелки, подачи проволоки,
корректировки и пр. Возможна также полуавтоматическая мик-
роплазменная сварка, при которой присадочную проволоку на-
правляют в зону сварки механизмом подачи, а перемещение
горелки вдоль шва осуществляют вручную. Применяют микро-
плазменную сварку с одной или несколькими горелками. Ис-
пользование многодуговой сварки позволяет в несколько раз
повысить производительность процесса и довести линейную
скорость сварки до нескольких сот метров в час.
Условия работы сварных тонкостенных конструкций во мно-
гих случаях характеризуются высокими давлениями, цикли-
ческим характером нагрузок, значительными скоростями пере-
мещения, повышенными и отрицательными температурами экс-
плуатации. Обеспечение надежности и долговечности таких
изделий зависит от свойств сварных соединений. Последние
определяются качеством основного металла и технологических
материалов (присадочной проволоки, защитных и плазмообра-
зующих газов), состоянием сборочно-сварочного оборудования
и оснастки, квалификацией сборщиков и сварщиков, правиль-
ностью сборки деталей и соблюдением заданной технологии
и техники сварки. При изготовлении изделий из металлов
малых толщин большое значение имеют наличие простых и
удобных способов выявления качества сварных соединений, а
также возможность быстрым и надежным выборочным контро-
Некоторые особенности металлургических процессов
15$
лем предупредить отклонения сварных швов от норм, которые
снижают прочность, плотность, коррозионную стойкость, жаро-
прочность и другие служебные характеристики сварных изделий,
Для предупреждения образования дефектов в соединениях,
выполненных мнкроплазменной сваркой, производят предвари-
тельный контроль, контроль в процессе выполнения сварки
(текущий контроль) и окончательный контроль готовой про-
дукции. Внешний осмотр производят с помощью лупы с увели-
чением от 2 до 10 раз. Он обязателен для всех швов и выпол-
няется на всем их протяжении. При этом проверяют равномер-
ность формирования швов, отсутствие наплывов, подрезов, про-
жогов, наружных трещин и пор. Внешнему осмотру подвергают
основной металл и исходные сварочные материалы, качество
подготовки заготовок и сборки, сборочно-сварочные приспособ-
ления и оборудование. Перед сборкой контролируют качество
заготовок. Их размеры должны соответствовать требованиям
чертежа, а шероховатость поверхности — требованиям техноло-
гического процесса. В собранной конструкции определяют пере-
косы, несовмещения кромок, величину зазоров, общие размеры
узла, размеры и места расположения прихваток. Проверка при-
способлений заключается в контроле базовых размеров, фикса-
торов и крепежных деталей, а также состояния поверхности
мест, соприкасающихся с изделием.
‘ Сварочное оборудование должно обеспечить точность и
правильность установки и регулирования режимов сварки.
В процессе сварки величину тока и напряжения контролируют
амперметром и вольтметром, а в некоторых случаях и осцил-
лографами. При окончательном контроле сварных изделий по-
мимо внешнего осмотра и обмера швов применяют специаль-
ные методы испытаний качества согласно техническим требо-
ваниям на данное изделие.
»
2. НЕКОТОРЫЕ ОСОБЕННОСТИ
МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ
ПРИ МНКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКЕ
К металлургическим процессам при сварке в защитных газах
относят обычно процессы высокотемпературного взаимодейст-
вия газов со свариваемым металлом, а также реакции жидких
и твердых фаз в зоне плавления. Конечная цель технологиче-
ского процесса мнкроплазменной сварки заключается в полу-
чении между соединениями металлическими телами таких свя-
зей, которые обеспечили бы требуемые служебные свойства
соединений.
Как известно, по способности образовывать прочные меж-
атомные связи все элементы делят на две неравные группы:
Я 60
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
химически активные и химически инертные. В зависимости от
химических свойств активные элементы делят на две также
неравные группы: металлы и неметаллы. Наиболее типичными
представителями металлов являются медь и серебро, а неметал-
лов—- азот, водород, углерод. Активные элементы имеют не пол-
ностью застроенные внешние оболочки и способны образовывать
различные соединения с более или менее прочными связями.
К химически инертным элементам относится группа благород-
ных газов — аргон, неон, гелий, криптон, ксенон и родон. Атомы
инертных газов имеют заполненные внешние электронные обо-
лочки и поэтому не вступают в химические реакции с другими
элементами. Следовательно, с металлургической точки зрения
инертные газы не будут взаимодействовать со свариваемым
металлом ни в твердом, ни в жидком состоянии и могут успеш-
но применяться в качестве защитных или плазмообразующих
сред для любых металлов и сплавов.
Микроплазменным способом можно сваривать практически
все однородные металлы и разнородные пары металлов, обла-
дающих взаимной растворимостью в жидком состоянии. Естест-
венно, невозможна сварка металлов, не смешивающихся в жид-
ком состоянии (например, свинца и меди, свинца и железа).
Затруднена сварка металлов, образующих при совместной
кристаллизации хрупкие химические соединения (алюминий 4-
4- медь, алюминий 4- сталь, титан + сталь).
Как и при других способах сварки плавлением, время пре-
бывания металлической ванны в расплавленном состоянии при
микроплазменной сварке зависит от длины ванны и скорости
сварки. Поскольку в данном случае длина ванночки обычно
равна 2—5 мм, а скорость сварки—10—50 м/ч, время пребы-
вания металла ванны в жидком состоянии для встречаемых
на практике случаев микроплазменной сварки оценивается от
нескольких десятых секунд до 2—3 с. Следует отметить, что
при дуговых способах сварки металлов средних и больших
толщин это время достигает 50 с и более. Небольшие размеры
сварочной ванны и весьма малая длительность пребывания
металла в жидком состоянии обусловливают специфичность
металлургических процессов при микроплазменной сварке
металлов малых толщин. Так, например, при микроплазменной
сварке во многих случаях появляется возможность использо-
вать в качестве защитного газа аргоно-водородные смеси, кото-
рые, как правило, непригодны для дуговой сварки тех же ме-
таллов и сплавов средних и больших толщин.
Следует иметь в виду, что в инертных газах, используемых
в качестве защитных или плазмообразующих сред, всегда име-
ются примеси активных газов (кислорода, азота, водорода и
ларов воды). Кроме того, активные газы могут попадать в зону
Некоторые особенности металлургических процессов
161
дуги также из атмосферы воздуха при нарушении газовой за-
щиты. В определенных условиях указанные примеси и продукты
их разложения приводят к образованию в швах дефектов ме-
таллургического характера (пор, трещин, неметаллических
включений).
При выборе состава защитного газа или газовых смесей
необходимо строго учитывать особенности поведения кислорода,
азота и водорода по отношению к металлу сварочной ванны
и околошовной зоны.
Непременное условие получения качественных сварных со-
единений металлов малых толщин — предупреждение взаимо-
действия сварочной ванны, околошовной зоны и присадочного
металла с кислородом и азотом путем выбора соответствующего
состава защитного и плазмообразующего газов, создания надеж-
ной защиты и использования основных технологических материа-
лов с чистой поверхностью. При микроплазменной сварке без
защитного газа металл сварных швов обычно получается хруп-
ким, несмотря на то, что основной металл и присадочная про-
волока представляют собой весьма пластичные материалы. Эта
хрупкость вызвана тем, что при отсутствии защитного газа сре-
дой, окружающей сварочную ванну, является атмосферный
воздух, содержащий кислород и азот. Во влажном воздухе
находятся также пары воды. Каждый из этих газов, как
правило, отрицательно влияет на свойства сварных сое-
динений.
Характер взаимодействия различных металлов с кислородом
в условиях сварки неодинаков. Ряд металлов (например, же-
лезо, медь, титан) в жидком состоянии растворяют то или иное
количество кислорода. Другие металлы (алюминий, магний)
практически не растворяют кислород ни в жидком, ни в твер-
дом состоянии. При их окислении образуются отдельные фазы
либо в виде обособленных пленок окислов, либо в виде частиц,
распределенных в металле шва.
С повышением температур растворимость кислорода в ме-
таллах первой группы увеличивается. Например, при темпера-
туре плавления чистое железо растворяет до 0,22% кислорода.
Во время охлаждения шва закись железа выделяется из раст-
вора. Если содержание кислорода в шве превышает 0,035%, он
в виде закиси — окиси располагается на охлажденном металле
между отдельными зернами, ухудшая механические свойства
сварных соединений. Кроме окисления железа при микроплаз-
менной сварке сталей в условиях неудовлетворительной защиты
зоны плавления возможно также окисление углерода, кремния
и марганца. Указанные процессы окисления приводят к тому,
что содержание кислорода в металле шва может увеличиться
в несколько раз по сравнению с его содержанием в основном
6 Ь-247
162
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
металле, а концентрация углерода, кремния и марганца при
этом резко снижается. При надежной газовой защите и опти-
мальных режимах сварки углерод и другие легирующие эле-
менты в швах, выполняемых микроплазменной сваркой, сохра-
няются практически на уровне их концентрации в основном
металле.
Тугоплавкие окислы, образующиеся на поверхности легких
металлов и сплавов, препятствуют установлению прочных ме-
таллических связей между соединяемыми поверхностями, что
в определенных условиях может привести к понижению проч-
ности сварных соединений и нарушению их герметичности.
Повышенное сродство этих металлов к кислороду и высокие
температуры нагрева кромок перед сварочной ванной при нали-
чии окислительной среды создают благоприятные условия для
роста окисной пленки и попадания ее в шов. Для оценки воз-
можности взаимодействия кислорода с поверхностью основного
металла при сварке необходимо знать толщину окисного слоя,
образующегося в условиях высокотемпературного нагрева.
Кинетика роста окисной пленки на алюминии при комнат-
ной температуре описана в ряде работ [56—58]. В начальный
момент взаимодействия ювенильной поверхности алюминия с
сухим воздухом толщина окисной пленки растет наиболее
быстро и достигает 7—26 А в течение 10—15 мин [56]. В даль-
нейшем наблюдается ее медленный рост, который продолжается
70—80 дней. Затем рост пленки практически прекращается и
ее предельная толщина составляет около 30 А. Хранение об-
разцов в течение нескольких лет в указанных условиях не при-
водит к каким-либо изменениям их поверхности, а толщина
пленки составляет по-прежнему 30 А. По другим данным [58].
процессы окисления алюминия ограничиваются возникновением
окиси толщиной 50—100 А в течение недели. По этим же дан-
ным, окисная пленка при температуре плавления алюминия
может достигать толщины 1000 А.
В отношении точного состава и структуры окисной пленки
на алюминии данных недостаточно. Не разработана также ди-
аграмма состояния системы А1—О [59]. Однако твердо уста-
новлено существование в этой системе соединения А12О3
(52,92% А1). Имеются сведения о существовании более бедных
кислородом окислов, отвечающих по составу формулам АЮ
(62,77% AI) и А12О (77,13% А1). Наибольшей термодинамиче-
ской устойчивостью в интервале сварочных температур обладает
окись алюминия А12О3 (рис. 93) [60]. Принимая во внимание,
что образующаяся на алюминии окисная пленка нерастворима
ни в жидком, ни в твердом алюминии, и используя данные
рис. 93, можно рассчитать упругость диссоциации окислов чис-
Некоторые особенности металлургических процессов
163
того алюминия для различных температур. Результаты расче-
тов показывают, что в диапазоне сварочных температур будет
образовываться преимущественно окись алюминия AI2O3.
Нетрудно оценить, при какой температуре произойдет дис-
социация окиси AI2O3 в вакууме 10~5 мм рт. ст., где парциаль-
ное давление кислорода равно Pos = 2,76*10~fi мм рт. ст. Рас-
четы показывают, что в этих условиях окисление алюминия
прекратится при температуре около 3000° С, а при большей
температуре будет происходить разложение А12О3 с образова-
нием металлического алюминия. Для средней температуры
алюминиевой сварочной ванны (900—1000° С) этот процесс воз-
можен при разрежении примерно 2,49 мм рт. ст. Таким
образом, алюминий будет окисляться в любом технически до-
стижимом вакууме и тем более в атмосфере технического ар-
гона и гелия. Поскольку в условиях сварки в инертных газах
возможны также нарушения защиты из-за неизбежно возникаю-
щих турбулентных потоков, захватывающих воздух, то скорость
окисления сварочной ванны и околошовной зоны может быть
достаточно высокой.
Механизм влияния легирующих добавок и примесей на окис-
ление алюминия исследовался мало. По практическим соображе-
ниям наибольшее внимание привлекли к себе вопросы образо-
вания окисных слоев на сплавах алюминия с магнием [57].
Показано, что в зависимости от температуры на поверхности
алюминиевомагниевых сплавов может образоваться окись алю-
миния AI2O3, окись магния MgO или магнезиальная шпинель
Al2O3-MgO (рис. 94). Количественные данные о температурном
Рис. 93.
Зависимость изобарного
потенциала образования
окислов алюминия от
температуры.
6*
164 Глава четвертая. Особенности технологии мнкроплазменной сварки
росте толщины окисной пленки для промышленного сплава
АМгб и для технического алюминия А5 получены методом тер-
момассометрии [61]. Предполагали, что вещество пленки огра-
ничено двумя плоскопараллельными плоскостями, а расстояние
между ними по нормали является толщиной окисной пленки.
Толщину поверхностного слоя рассчитывали с помощью соот-
ношения
0 = ДРЛТах/МхР, (IV. 1)
где /Иах и р—соответственно молекулярный вес и плотность
поверхностного соединения; Мх— вес отрицательного компонен-
та, приходящийся на молекулу поверхностного слоя; ДР — при-
вес, г.
Электронно-графическое исследование окисных пленок, обра-
зующихся на поверхности алюминия А5 и сплава АМгб при их
нагреве в атмосфере сухого воздуха в диапазоне температур
400—700°С показало, что на алюминии А5 образуется окись
алюминия AI2O3, а на сплаве АМгб—преимущественно окись
магния MgO. В связи с этим в расчетах толщин поверхностных
слоев для алюминия А5 принимали AIai.o,2^ 102, pAiao.= 3,97 г/см3,
М (О-~)з = 48, а для сплава АМгб — 40; рмяо= 3,58 г/см3;
М 16.
Привес образцов в зависимости от температуры и времени
нагрева фиксировали на термомассометрической автоматиче-
ской установке, состоящей из регистрирующих электронных
весов, электрической нагревательной печи и пульта управления
с самопишущими потенциометрами. В установке применены
аналитические весы, работающие по нулевому методу с помощью
электронной следящей системы. Электрическая нагревательная
печь представляла собой керамическую трубу, на которую бифи-
лярно намотана спираль из платиновой проволоки. Цена деле-
Рис. 94.
Структура окисных слоев на
алюминиевомагниевом сплаве прн нагреве
до 350е С (Щ; 350—400° С (б); 350—450° С (в)
и свыше 5606 С (г).
Атмосфера
Некоторые особенности металлургических процессов
165
ция шкалы потенциометра 1 мг на 1 деление. Суммарная по-
грешность определения температуры не более ±2%.
Предварительно вакуумированные и тщательно обработан’
ные цилиндрические образцы диаметром 15 мм, высотой 15 мм
из алюминия А5 и сплава АМгб устанавливали в фарфоровый
тигель и нагревали в воздушной атмосфере печи при темпера-
турах 400, 500, 600, 700° С и выдержках до 5 ч. Изменение массы
образцов и температуры опытов регистрировали на самопишу-
щих автоматических потенциометрах непрерывно в ходе реакции
окисления.
Высокотемпературное окисление в околошовной зоне в про-
цессе мнкроплазменной сварки изучали па металле толщиной
1—2 мм. Термические циклы в поперечном сечении образцов
записывали осциллографом Н-700. Для различно удаленных
от оси шва точек методом интегрирования термических циклов
рассчитывали величину эквивалентного времени нагрева, в те-
чение которого скорость окисления постоянна. По полученным
методом термомассометрии параметрам процесса окисления и
эквивалентному времени нагрева различных точек металла око-
лошовной зоны рассчитывали толщины окисных слоев, которые
могут образоваться в процессе сварки. Экспериментальную про-
верку толщин окисных слоев в околошовной зоне выполняли
электрохимическим методом [62] путем определения момента
полного растворения окислов по максимальному значению ЭДС
электрохимической системы. Структуру и содержание окисных
включений, образующихся в металле сварных швов алюминия
А5 и сплава АМгб, изучали электрохимическим методом анод-
ного растворения образцов, изготовленных из швов [63]. В ка-
честве электролита служил раствор следующего состава:
3% FeSO4 + 2,5% NaCl + 5% H2SO4 + 0,5% С6Н8О7. Плот-
ность тока 0,05 А/см2, длительность электролиза 30—40 мин,
катод платиновый или из нержавеющей стали. Перед электроли-
зом образцы травили в 30%-ном водном растворе едкого натра
для снятия поверхностных окислов и тщательно промывали
водой. После электролиза и декантации анодный осадок про-
мывали дистиллированной водой, подвергали персульфатной
обработке и взвешивали.
Для обоих сплавов кривая зависимости роста толщины
поверхностного слоя от времени окисления при 300—600° С
имеет параболический характер. Зависимости £2 = /(т) выра-
жаются прямыми. В полулогарифмических координатах In о—
зависимости S = f(T) приобретают вид прямых с изломом в
области 360—380° С, т. е. до 360° С скорость окисления отно-
сительно низка, а после 360—380° С она значительно выше.
Если исходить из предпосылки, что рост окисных слоев
166
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
происходит благодаря диффузии кислорода через продукты
окисления, то приближенно толщину окисного слоя можно вы-
разить через константу К (пропорциональную коэффициенту
диффузии) и время окисления т (82=Кт). Подставляя в
формулу полученные ранее значения 3 в диапазоне температур
400—700° С, определяли значения константы К (рис. 95).
Пользуясь термическими циклами и значениями К, рассчи-
тывали толщины окисных слоев в околошовной зоне при микро-
плдзменной и аргонодуговой сварке алюминия А5 и сплава
АМгб (рис. 96). Полученные расчетные и экспериментальные
данные показывают, что при наличии кислорода в зоне защиты
толщина окисной пленки в околошовной зоне может вырасти
так, что превысит в сотни раз толщину первоначального слоя
окиси. При одной и той же толщине образцов окисная пленка
на сплаве АМгб всегда толще, чем на алюминии А5. В усло-
виях микроплазменной сварки ширина и толщина окисных слоев
меньше, чем при аргоиодуговой сварке.
Окисные включения, выделенные из сварных швов, имеют
форму остроугольных кристаллов размером от 10 до 100 мкм.
Наряду с отдельными относительно крупными включениями,
представляющими собой обрывки окисной пленки, в швах имеют-
ся равномерно распределенные мельчайшие частицы. Петрогра-
фическим анализом установлено, что в металле сварных швов
алюминиевомагниевых сплавов окислы могут быть как в виде
Рис. 95.
Зависимость константы К от температурь»
1 — алюминий А5; 2 — сплав АМгб.

I
Некоторые особенности металлургических процессов
167
комплексных соединений сложного состава» так и в свободном ви-
де (А12О3, MgO). Содержание окисных включений в основном
металле алюминия А5 составляет 0,0035%, а в сплаве АМгб —
0,0045%. В швах соединений, выполненных по оптимальным
режимам микроплазменной и аргонодуговой сваркой» содержа-
ние включений для алюминия А5 равно соответственно 0,0040
и 0,0055%, а для сплава АМгб — 0,0048 и 0,0063%. Следует
отметить, что при сварке в контролируемой атмосфере аргона
давлением 760 мм рт. ст. содержание окисных включений в
швах составляет 0,0046% для алюминия А5 и 0,0052% для
сплава АМгб, т. е. соответствует содержанию окисных вклю-
чений в швах, выполненных микроплазменной сваркой.
Таким образом, при микроплазменной сварке с использова*
нием гелия в качестве защитного газа окисление металла мень-
ше, чем при аргонодуговой сварке.
Основным источником азота при микроплазменной сварке
является окружающая атмосферная среда. Азог в некоторых
металлах (медь, никель, серебро, золото) практически нераст-
ворим. В связи с этим он, в принципе, может применяться при
сварке этих металлов в качестве защитного газа или служить
добавкой к инертному газу. В других металлах (железо, ти-
тан) азот растворяется в тех или иных концентрациях. При
переходе металла из жидкого состояния в твердое наблюдается
резкое уменьшение растворимости азота [1]. В этих условиях
азот стремится выйти из раствора в виде газовой фазы, что
может привести к образованию пор. Если защита зоны плавле-
ния нарушена, то вследствие высоких скоростей охлаждения
швов, имеющих место при микроплазменной сварке, в нем
остается значительное количество азота, превышающее рас-
творимость в равновесных условиях. Образующиеся при
этом химические соединения — нитриды Fe2N (11,5% N2) и
Fe4N(5,9%N2)—снижают пластичность пгвов.
Источниками водорода при микроплазменной сварке явля-
ются защитный газ (аргоно-водородные смеси), водород, содер-
жащийся в основном и присадочном металле, а также влага,
находящаяся на поверхности металла и в защитном газе. Желе-
зо, медь, никель и ряд других металлов, поглощая водород в
твердом и жидком состоянии, не образует с ним никаких хими-
ческих соединений. К этой же группе относятся металлы, кото-
рые в твердом состоянии растворяют очень малые количества
водорода (алюминий, платина, молибден). Титан, палладий»
ванадий и тантал образуют с водородом соответствующие гид-
риды. В интервале температур 300—700° С водород поглощает-
ся этими металлами очень интенсивно. При высоких темпера-
турах гидриды разлагаются. Вследствие этого начинается обрат-
ное выделение водорода из металла, приводящее к образованию
168
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
пор. Склонность металлов к образованию пор, вызванных
водородом, зависит от соотношения растворимости Н2 в
жидком и твердом металле. Растворимость водорода в жид-
ком алюминии при температуре плавления равна 0,69 см3/100 г,
в твердом — 0,036 см3/100 г, т. е. при переходе алюминия из
жидкого состояния в твердое растворимость водорода падает
в 19,2 раза. Для сра внения отметим, что падение растворимости
водорода при переходе из жидкого состояния в твердое состав-
ляет для железа 1,83: для никеля 2,14 и для меди 2,73. Этим
и объясняется тот факт, что при сварке алюминия опасность
образования пор больше, чем при сварке стали, никеля или
меди. Использовать аргопо-водородные смеси для микроплаз-
менной сварки алюминия нельзя. Растворимость водорода в
алюминии, как и в железе, зависит от наличия в них легирую-
щих элементов. Например, добавки магния до 7% (сплав
АМгб) почти в два раза повышают растворимость водорода в
алюминиевых сплавах, что вызывает еще большую чувствитель-
ность швов к образованию пор.
Вредной примесью при микроплазменной сварке является
водяной пар. Источниками водяного пара могут быть влага,
содержащаяся в защитном или плазмообразующем газе, влага,
попадающая в зону сварки из окружающей атмосферы, и, на-
конец, влага, находящаяся на поверхности основного и приса-
дочного металла. При высоких сварочных температурах водя-
ной пар диссоциирует на водород и кислород. При температурах
до 4500° С из водяного пара образуются молекулярный водо-
род и кислород. При температуре свыше 4500° С более веро-
ятно образование атомарного водорода и кислорода, а также
гидроокиси ОН. Помимо окисления свариваемого металла дис-
социация водяного пара может привести к наводороживанию
металла шва и к образованию в них пор. Поэтому содержание
влаги в защитных и плазмообразующих газах должно быть
строго ограничено, а с поверхности основного металла и при-
садочной проволоки необходимо тщательно удалять имеющиеся
загрязнения.
Составы аргона различных марок, которые используют для
микроплазменной сварки, согласно ГОСТ 10157—73, приведены
в табл. 13. Для сварки активных и тугоплавких металлов, а
также высокоответственных конструкций из других металлов
используют аргон марок А и Б. Для малоответственных конст-
рукций можно использовать аргон марки В чистотой 99,9%.
Условиями Л1РТУ-51-77-66 предусмотрено применение гелия
высокой чистоты и технического гелия (табл. 14). Для микро-
плазмепной сварки применяют и тот, и другой гелий.
Сравнивая эффективность использования аргона и гелия
в качестве защитных газов при микроплазменной сварке, еле-
Некоторые особенности металлургических процессов
169
дует учитывать их физические свойства. Одним из факторов,
влияющих на качество защиты, является плотность газов. Гелий
легче аргона, поэтому для предупреждения нарушения защиты
его расход в одинаковых условиях должен быть больше рас-
хода аргона. Гелий как защитный газ при микроплазменной
сварке используют для алюминия и алюминиевых сплавов, туго-
плавких и активных металлов, а также для некоторых благо-
родных металлов.
Уменьшение стоимости защитного газа достигается примене-
нием аргоно-гелиевых смесей. При микроплазменной сварке
легких металлов и сплавов в смеси 50% Не + 50% Аг получают
высококачественные швы, не уступающие швам, выполненным
в гелии. Аргоно-гелиевые смеси требуемого состава получают
с помощью смесителей, обеспечивающих смешивание газов, по-
ступающих из двух баллонов.
Наибольшее применение при микроплазменной сварке угле-
родистых и легированных сталей получили аргоно-водородные
смеси с содержанием 0,5—15% водорода. При добавлении в
аргон водорода обеспечивается необходимое сжатие плазмы и
повышается ее тепловая мощность. Кроме того, водород создает
в зоне дуги восстановительную атмосферу, способствующую
в ряде случаев получению более качественных швов. Оптималь-
ное процентное содержание водорода зависит от физико-хими-*
ческих свойств свариваемого металла, его толщины и других
факторов.
Для повышения качества швов в некоторых случаях (на-
пример, при сварке химически активных металлов) необходимы
защита обратной стороны шва и дополнительная защита верх-
ней поверхности соединения. Это достигается применением спе-
циальных камер, колпаков, насадок и других устройств, в кото-
рых подается защитный газ. Сварку молибдена, вольфрама и
бериллия предпочтительнее выполнять в контролируемой ат-
мосфере инертного газа. Наиболее надежная защита металла
шва и околошовной зоны обеспечивается при микроплазменной
сварке в вакууме.
Т а б ли ц а 13
Содержание, об. % Марка
А Б в
Аргон * 99,99 99,96 99,90
Азот ** 0,01 0,04 0,10
Кислород ** 0,003 0,005 0,005
Влага, г/м8** 0,03 0,03 0,03
* Не менее.
** Не более.
Таблица 14
Содержание, об. % Гелий высокой чистоты Техниче- ский ге- лий
Гелий* 99,985 99,8
Азот** 0,005 0,12
Кислород** 0,002 0,005
Водород** 0,0025 0,06
Углеводород** 0,003 0,005
* Не менее.
*• Не более.
170
Глава четвертая. Особенности технологии мнкроплазменной сварки
3. НАГРЕВ МЕТАЛЛА
ПРИ МНКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКЕ
При проектировании тонкостенных изделий и выборе оптималь-
ных режимов их сварки необходимо знать характер нагрева
основного металла мнкроплазменной дугой. Особое значение
высокотемпературный нагрев имеет при изготовлении изделий; в
которых процессу сварки предшествовали операции пайки, изде-
лий, имеющих изоляцию или защитные покрытия, и, наконец, би-
металлических изделий, для которых нагрев свыше определенных
температур недопустим. Во всех случаях процессы распростра-
нения тепла оказывают влияние на структуру и свойства метал-
ла шва и околошовной зоны, а также на напряжения и дефор-
мации, возникающие в сварных конструкциях. I
Степень термического воздействия источника нагрева на
свариваемый металл определяется термическим циклом свар-
ки, т. е. характером изменения температуры в данной точке
металла шва или околошовной зоны во времени. Характер тер-
мического цикла при мнкроплазменной сварке, а также вид
изотерм и изохрон нагрева зависят от многих факторов: кон-
центрации энергии в дуге, режимов сварки, марки и толщины
свариваемого металла, конструкции технологической оснастки,
размеров и формы свариваемых изделий. На рис. 97 представ-
лены схемы термических циклов в точке околошовной зоны,
нагретой до одной и той же температуры при мнкроплазменной
и аргонодуговой сварке. В начальный период нагрева (уча-
сток /) происходит весьма быстрое нарастание температуры до
максимального значения. Однако при аргонодуговой сварке
нагрев протекает несколько медленней, чем при микроплаз-
менной. В течение среднего периода (участок //), когда макси-
мальная температура удерживается некоторое время на достиг-
нутом уровне, уже резко проявляется влияние способа сварки.
Время пребывания металла околошовной зоны при максималь*
Рис. 97.
Термические циклы
мнкроплазменной (а) и
аргонодуговой (б) сварки»
Нагрев металла при мнкроплазменной сварке
171
ной температуре в условиях мнкроплазменной сварки значи-
тельно меньше, чем в условиях аргонодуговой сварки. Для ко-
нечного периода (участок Ш), в течение которого происходит
остывание металла до средней температуры свариваемых изде-
лий, для обоих способов характерно более медленное изменение
температуры, чем при нагреве. При аргонодуговой сварке ме-
талл остывает с меньшей скоростью, чем при микроплазменной
сварке.
Термические циклы, изотермы и изохроны нагрева основ-
ного металла при микроплазменной сварке можно получить
расчетным и экспериментальным путем. Современные методы
расчета тепловых процессов при сварке, разработанные
Н. Н. Рыкалиным [64], позволяют определить температурные
поля в зависимости от условий выполнения сварки и теплофи-
зических характеристик свариваемых металлов (теплопровод-
ность, теплоемкость, температуропроводность). В зависимости
от толщины свариваемых, разрезаемых или наплавляемых ме-
таллов при микроплазменной обработке возможны следующие
упрощенные схемы нагреваемого тела и ввода тепла (рис. 98).
Пластина. Микроплазменную сварку или резку выполняют
за один проход с полным проплавлением металла. Такой схеме
соответствует линейный источник тепла, характеризующийся
тем, что изотермы изображаются прямыми по всей толщине
.металла (рис. 98, а). Распределение температуры в листе при
подвижном источнике нагрева характеризуют вытянутыми изо-
термами. При установившемся температурном поле распреде-
ление тепла в тонкой пластине неограниченной длины и шири-
ны, нагреваемой линейным источником постоянной мощности,
перемещающимся с постоянной скоростью, описывают в системе
координат OXY, центр которых О совпадает с источником на-
грева и перемещается вместе с ним. Все случаи микроплазмен-
ной сварки стыковых, угловых и торцовых швов тонкого металла
Рис. 98.
Расчетные схемы тепло проводящего тела:
о — пластина е линейным источником нагрева:
б — полубесконечное (массивное) тело с точечным
источником нагрева; в — стержень с плоским
172
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
со сквозным проплавлением, а также разделительную микро-
плазменную резку относят к данной схеме.
Полубесконечное тело. Микроплазменную сварку или на-
плавку выполняют на массивном теле» размеры которого зна-
чительно развиты в трех пространственных направлениях ОХ,
OY, OZ (рис. 98, б). Поток тепла в этом случае пространст-
венный. Такой схеме соответствует точечный источник тепла.
Применительно к микроплазменной сварке схемой полубес-
конечного тела можно характеризовать, например, наплавку
валика на поверхность относительно массивного тела или за-
варку дефектов в толстостенных изделиях.
Стержень. Этой схеме соответствует тело с осью большой
длины, площадь поперечного сечения которого довольно мала
(рис. 98, в). Температура по поперечному сечению полностью
выравнена, т. е. тепловой поток в стержне — линейный. Источ-
ник тепла представляют плоским и неподвижным. Такая схема
имеет место при микроплазменной сварке концов термопар,
круглых проводов, шин и других деталей малого сечения.
Экспериментально наиболее удобно определять температур-
ные поля при микроплазменной сварке с помощью малоинер-
ционных медь-константановых и хромель-алюмелевых термопар
диаметром 0,1—0,4 мм. Медь-константановые термопары
используют для измерения температур до 600° С в материалах,
обладающих высокой теплопроводностью. Хромель-алюмелевые
термопары диаметром 0,1—0,15 мм применяют практически на
всех материалах. Однако следует иметь в виду, что из-за повы-
шенной жесткости проволока такого диаметра требует опреде-
ленного навыка в работе. Обычно определение температурных
полей при сварке алюминиевых сплавов производят медь-кон-
стантановыми термопарами, а при сварке сталей, титана и
никеля — хромель-алюмелевыми. Из-за малой толщины метал-
’лов, свариваемых микроплазменным способом, соединение тер-
мопар с поверхностью металла выполняют с помощью специ-
альной разрядной машины. Показания термопар измеряют по-
тенциометрами типа КП-59, ПП-53, ИУП-60М или осциллогра-
фами типа Н-102 и Н-700 с использованием добавочных сопро-
тивлений.
Согласно принципу местного влияния теории теплопровод-
ности, разработанному применительно к сварке Н. Н. Рыкали-
ным, температурные поля областей, отдаленных от дуги на
определенное расстояние, с достаточной точностью описываются
указанными выше идеализированными схемами источников на-
грева, не учитывающими размеры сварочной ванны, а также
импульсный характер изменения тепловой мощности источника
сварочного нагрева. Применимость таких схем для расчетов
процессов распространения тепла в высокотемпературных зо-
Нагрев металла при микроплазменной сварке
173
нах, близких к дуге, не установлена. Между тем с точки зрения
практики микроплазменной сварки это наиболее важные
области нагрева, поскольку при сварке тонколистовых металлов
размеры сварочной ванны значительно больше толщины сва-
риваемого материала. В связи с этим нами рассмотрено влия-
ние размеров источника тепла на создаваемые температурные
поля при сварке металлов малых толщин [65].
Температурное поле в бесконечной пластине, нагреваемой
движущимся с постоянной скоростью линейным источником теп-
ла с плотностью W = qc(x, у — v~), при квазистационарном теп-
ловом режиме описывается [66] формулой
т - (IV.2)
Здесь qa—мощность линейного источника тепла; qo — Zq;
Ш = Й: = 1 + (х/Ш)2; *2=^;
а — коэффициент теплоотдачи с боковых поверхностей г = ± 8/2;
о —толщина пластины; Ко (0 — функция Макдональда нулевого
порядка; — координаты точки в движущейся вместе с ис-
точником тепла системе координат ОХ{У}; а, К — соответственно
коэффициент температуропроводности и коэффициент теплопро-
водности.
Формулу (IV.2) используем для определения температурного
поля пластины, нагреваемой движущимся цилиндрическим источ-
ником тепла радиусом R. Если источник тепла находится в точке N
(рис. 99, д), то по формуле (IV.2) найдем температуру в точке
М (xi, t/1):
где xi, yi — координаты точки М в
системе координат
Рис. 99.
Расчетная схема цилиндрического источника
тепла (а) и полярная система координат (6)
для определения температурных полей.
174 Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
Установим связь между координатами хь у\ и хь Для
этого рассмотрим две системы полярных координат — одну с по-
люсом в точке#, а другую с полюсом в точке О. Из рис. 99,6
следует, что
ОМ —ON.
(IV.4)
Введем обозначения ро = ОМ, г = AW, р0 = ON. Проектируя
векторное равенство (IV.4) на ось NYнаходим
у\ = ро cos р — ро cos <]>. (I V.5)
Из треугольника ONM следует, что
г=кро + ро—2p0pocos(<p — (3) = ]/Л%12+ У*. (IV.6)
Координаты точки М в полярной системе координат с полю-
сом в точке О будут ро, р. Формула (IV.3) теперь примет вид
(~. У^ + |4_2р>соз«-₽)).
(IV.7)
Пусть Q — количество тепла, выделяемого круговым цилинд-
рическим источником тепла за единицу времени. Тогда Q/ir/?2 —
количество тепла, выделяемого источником тепла, площадь попе-
речного сечения которого равна единице, a Qpodpodtp/^Z?2— коли-
чество тепла, выделяемого источником, поперечное сечение кото-
рого равно ро^рсДф единиц площади. Температура в точке М (хь
j/i) от источника, поперечное сечение которого равно podp</ty
единиц площади, будет
лХ л\ ДО
р0 -|^ ро — 2popocos(ty
(IV.8)
Температуру в точке М (хь j/i) от источника тепла, попе-
речное сечение которого представляет собой круг радиусом /?,
получим, проинтегрировав (IV.8) по площади поперечного сече-
ния источника:
о о
X Ло GDV* г Ро + ро — 2роро cos (Ф— P))rfpo- (IV.9)
Нагрев металла при микроплазменной сварке
175
27?
Перехода к безразмерным переменным 8 = —Т; /?* == у-;
2р0 2р0. Рр — • Ri = няуппим
р — кс 4а, ы 2Х, находим
1 2т: /?•
е = 5^2 у J pe-P«(f’c«3-pcos>) fa х
о о
х (V(Ре2 + Bi) Ip*2 + Р2 — 2р*р cos (6 — P)l)dpd^. (IV. 10)
Пренебрегая удельной теплотой фазового перехода твердое
тело—жидкость, температуру в центре источника, т. е. при р* = 0,
можно аппроксимировать формулой
6 = —2 J р/о (Р Ре) Ло(р /Ре2 + Bi)dp. (IV. 11)
По этой формуле на ЭВМ «Минск-32» проведены расчеты
температурного поля алюминиевой пластины толщиной 0,5; 1 и
2 мм (а=3,9-10“3 кал/с’см2-град, л —0,63 кал/с-см»град,
= 1 см2/с).
При заданных коэффициенте теплоотдачи и коэффициенте
теплопроводности значения критерия Bi = ct6/2X зависят от
толщины пластины. На рис. 100 показаны результаты расчетов
квазистационарного температурного поля пластины, толщина
которой 1 мм. На том же рисунке нанесены результаты расче-
тов при 0=0° и 0 = 180°. При этом Bi=0,00031. Критерий
Ре= при скорости сварки г==25 м/ч равен 0,017. При
радиусе цилиндрического источника, в 2 раза меньшем и в 2 ра-
за большем толщины пластины (/?• = !; 4), эффективная мощ-
ность источника принималась равной 185 кал/см. На этом же
рисунке для тех же значений безразмерных параметров пока-»
заны результаты расчета температурного поля пластины, нагре-
ваемой линейным источником тепла. Видно, что температурные
Рис. 100.
Квазисгационарное температурное поле
пластины толщиной 1 mmj
1 — линейный источник тепла;
2 — цилиндрический источник тепла. /?* “ 1;
9 — то же, R* ~ 4.
76 Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
поля при нагреве пластины линейным и цилиндрическим
источниками тепла за пределами источника практически совпа-
дают. Отметим, что для более корректного решения задачи в
пределах источника тепла в исходных формулах необходимо
учесть удельную теплоту фазового перехода твердое тело —
жидкость. Такая постановка задачи представляет интерес для
изучения распределения температур в сварочной ванне.
Описанные выше расчеты выполнены для одного и того же
значения эффективной мощности источника нагрева при раз-
личных объемах расплавляемого металла сварочной ванны.
Однако в зависимости от концентрации тепла в источнике на-
грева размеры сварочной ванны будут изменяться. Для задан-
ной толщины металла в случае более концентрированного источ-
ника нагрева потребуется меньшая эффективная мощность, а
следовательно, и размеры разогрева до определенной темпера-
туры таким источником будут меньше (табл. 15),
С учетом полученных данных рассмотрим влияние эффектив-
ной мощности источника нагрева, скорости его перемещения и
теплофизических свойств металла на температурные поля при
микроплазменной сварке различных металлов. Осциллографи-
рованием термических циклов сварки металла толщиной 1 и
2 мм подтверждена высокая сходимость экспериментальных
данных с расчетными, что дало основание использовать расчет-
ные методы и для металлов меныпих толщин (0,1—0,5 мм).
Как показывает рис. 101, изменение тепловложения и тол-
щины свариваемого металла (табл. 16) приводит к существен-»
ному изменению характера распределения температур. Изотер-
Т а б л и ц а 15
Сварка Эффективная мощность, к ал/с Ширина швов, мм Ширина зоны разогрева мм до температур, °C
200 300 400 500 ООО
Аргонодуговая 220 3,2 30 20 15 10 8
Микроплазменная 150 2,1 20 12 10 6 4
Таблица 16
Толщина металла, мм Эффективная мощность источника, кал/с Скорость сварки, м'ч
0,1 25 60
0,3 50 40
1,0 185 25
2,0 380 20
Нагрев металла при микроплазменной сварке
177
мы нагрева при мнкроплазменной сварке алюминия толщиной
0,1 мм уже и короче, чем при сварке металла толщиной 0,3 мм
и более. Так, например, ширина зоны разогрева до темпе-
ратур 400° С при 6 = 0,1 мм равна 12 мм, а при о — 2 мм она
составляет 200 мм. Длительность нагрева свыше 400° С для
толщин 0,1; 0,3; 1,0 и 2,0 мм соответственно составляет 1,5;
2; 4 и 7 с.
При микроплазменной сварке алюминия толщиной 0,1 и
0,3 мм в начальный период нагрева происходит более быстрое
нарастание температуры, чем при сварке металла толщиной
] и 2 мм. Аналогичное изменение температуры наблюдается
в период остывания металла: скорость остывания при сварке
металла толщиной 0,1 и 0,3 мм намного больше, чем металла
толщиной 1 и 2 мм. Соответственно изменению характера тер-
мических циклов сужаются изотермы нагрева как в направле-
нии оси шва, так и в направлении, перпендикулярном к ней.
С увеличением скорости сварки области, нагретые выше
определенной температуры, уменьшаются по площади, а соот-
ветствующие изотермы сужаются во всех направлениях, особен-
но сгущаясь впереди дуги (рис. 102). При сварке со скоростью
50 м/ч ширина зоны разогрева с7> 400е С не превышает 5 мм,
в то время как при сварке со скоростью 20 м/ч она в 3 раза
больше.
Изотермы нагрева при микроплазменной сварке низкоугле-
родистой и хромоникелевой сталей, титана, алюминиевого спла-
ва АМгб и меди Ml толщиной 0,5 мм на одинаковом режиме
{q—100 кал/см, осв=30 м/ч) приведены на рис. 103. Так как
теплоемкости низкоуглеродистой и хромоникелевой сталей мало
Рис. 101.
Характер распределения температур при
микроплазменной сварке алюминия А5
толщиной ОД (а) и 2 (б) мм.
Рис. 102.
Изотермы нагрева алюминия А5 толщиной
0,5 мм при скорости сварки 20 м/ч (а)
и 50 м/ч (б).
178
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
различаются, основное влияние на характер распределения
температуры оказывает теплопроводность. Области, нагретые
выше определенной температуры (например, область, ограни-
ченная изотермой Г=1000°С), в хромоникелевой стали имеют
большие размеры, чем в малоуглеродистой. Отсюда следует,
что для получения заданной глубины проплавления хромони-
келевой стали в сравнении с низкоуглеродистой требуется
источник нагрева меньшей мощности. Квк и для хромонике-
левой стали, изотермы нагрева для титана более вытянуты, чем
для низкоуглеродистой стали.
Более высокая теплопроводность алюминия значительно
уменьшает высокотемпературную область. Высокой теплопро-
водностью алюминия объясняется и меньшая сгущенность изо-
терм перед подвижным источником тепла.
Медь еще более теплопроводна, чем алюминий. Для ее рас-
плавления в условиях сварки необходимо применять большую
мощность. Из рис. 103 видно, что с увеличением теплопровод-
ности при прочих равных условиях изотермы все больше при-
ближаются к окружности с центром, расположенным по оси
электрода.
Сравнивая приведенные на рис. 101—103 данные, можно за-
ключить, что характер влияния параметров режимов сварки и
теплофизических свойств основного металла при микроплаз-
менной сварке металлов малых толщин и при дуговой сварке
металлов больших толщин качественно аналогичен. Большая
концентрация источника нагрева при микроплазменной сварке
обеспечивает минимальный нагрев основного металла вслед-
ствие снижения эффективной тепловой мощности источника
нагрева, необходимой для проплавления металла на заданную
глубину [35, 54].
Для определения температурного поля при микроплазмен-
ной сварке стыковых соединений однополярными и разнопо-
лярными импульсами за расчетную схему принимаем схему
движения с постоянной скоростью сосредоточенного линейного
источника тепла в бесконечной пластине с теплоотдачей. Удель-
ную эффективную мощность источника тепла обозначим через
Рис. 103.
Температурные поля при
микроплазменной сварке
низкоуглеродистой стали (/),
хромоникелевой стали (2),
титана (3), алюминиевого
сплава АМгб (4) и меди (5)°
(сплошные линии —Т — 500° С,
пунктирные — Т = 1000° С,
штриховые — Т = 300° С).
Нагрев металла при микроплазменной сварке
179
q, Вт/м. Тогда эффективная мощность источника тепла
до СО == &7 СО-
(IV Л 2)
Используя асимметричную единичную функцию
5+ (0 =
О, Е<0;
1, £>0,
(1УЛЗ)
импульсный характер изменения эффективной мощности свароч-
ного источника нагрева (рис. 104) можно описать формулой
<?о (х) = S < — S+ (т — (п 4-1) т, — пт2]} 4-
л=0
4- <72 {s+h — (л 4- 1) Т1— n-2] — S+[x — (п 4- 1) (Т14- ^)1) >. (IV. 14)
где ДГ + 1 — число изменений мощности qo (т); ~2 — проме-
жутки времени, в течение которых мощность источника постоян-
на и равна соответственно q\ и 92-
Если коэффициенты теплоотдачи оЛ с поверхностей z== ±8/2
пластинки одинаковы (а+ = а~ = а), а температуры Г* сред,
омывающих поверхности г = ±5/2, также равны (Tf = ТС =?•
— Тс), то температурное поле Т в предположении постоянства
теплофизических характеристик удовлетворяет уравнению тепло-
проводности
а2Г . д7Т ч 1 дТ w
(IV.15);
и краевым условиям
т—0
(IV.16)
Здесь X, а. х2 означают то же, что и в формуле (IV.2), а
4-S/2
о; = J W (z) dz.
4/2

Рис. 104.
Характер изменения мощности
импульсного источника
нагрева.
180 Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
Принимая направление движения источника за положитель-
ное направление оси ОХ, запишем плотность источников тепла
в виде
<7о(т)
(IV.17)
где 5(B) — дельта-функция Дирака.
Если температура 7С постоянна, то, сделав замену 6 = Т
— Тс, вместо (IV. 15) и (IV.16) получим
д26
дх2
дг0
Sy
J_ дО
а От
?о(")
6Х
дх
П/
Решая уравнение (IV.18)
некоторых выкладок имеем
г
т=0
U'l — “
** °° iz/i -* °°
методом Фурье — Лапласа, после
е
(х—Гт-|~и£)х-{-
-a^t- 4^е
dt.
(IV.19)
4пл5 I
«У
о
Подставляя в (IV. 19) значение q0(z — t) из (IV. 14), находим
21

e
n=0 -t— («4-1)

dt
Рис. 105.
Изотермы нагрева алюминия А5 толщиной 1 мм при импульсной
микроплазменной сварке со скоростью 25 м/ч для различных моментов
времени от начала сварки:
- «= 20 с: / — 7 =□ 100° С;
400° С; 5 — Т = 500° С.
I — т === 5 с; II — т -= 10 с; !П — -t = 15 с; 1V
2—Т=* 200° С; 3 — Т 300° С; 4 — Т
Нагрев металла при микроплазменной сварке
18!
t 1) i)
(IV.20)
По формуле (IV.20) для различных режимов сварки
(табл. 17) алюминиевых пластин толщиной 1 мм выполнены
расчеты и построены изотермы при различных моментах вре-
мени т (рис. 105). Для всех десяти режимов, у которых средняя
эффективная мощность источника тепла
= 200 кал/с,
(IV.21)
распределение температурного поля описывается одинаковыми
изотермами, приведенными на рис. 105, а. При д*0 =
=» 166 ккал/с распределение температурного поля описывает-
ся изотермами, приведенными на рис. 105, б. Таким образом,
из полученных данных видно, что при импульсной сварке опре-
деляющую роль в распределении температурного поля играет
средняя эффективная мощность источника тепла. При одном и
том же ее значении изменение параметров импульсов не влияет
на характер нагрева основного металла. Время установления
квазистационарных температурных полей составляет 15—20 с
от момента начала сварки.
Приведенные выше методики и примеры расчета темпера-
турных полек в основном металле относятся к стыковым соеди-
нениям. В случае микроплазменной сварки торцовых соедине-
ний тонколистовых металлов величина зазора между свари-
ваемыми элементами во многих случаях соизмерима с толщи-
ной свариваемого металла. Поскольку данный тип соединений
нашел весьма широкое распространение при микроплазменной
182
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
Таблица 17
Режим кал/с с 91, кал/с ХГ. С
= 200 кал/
1 1300 0,05 100 0,055
2 600 0,01 120 0,05
3 600 0,02 120 0,1
4 500 0,02 140 0,1
5 400 0,01 0 0,01
6 350 0,01 50 0,01
7 300 0,01 100 0,01
8 300 0,02 150 0,04
9 250 0,01 150 0,01
10 200 0,01 200 0,01
90* =® 166 кал-'с
11 1 500 | 0,01 1 100 I 0,05
сварке, представляло интерес определить влияние величины
этого зазора на процессы распространения тепла в такой
системе.
Выведем уравнение для расчета температурных полей в тор-
цовом соединении двух тонких пластин, имеющих инородное
пластинчатое включение. В качестве расчетной схемы рассмот-
рим соединение толщиной 26 с тонким инородным пластинча-
тым включением толщиной 2й, симметричным относительно
средней плоскости (рис. 106). Нагрев металла производится
источником тепла плотностью W(x, у, z, т). Теплофизические
характеристики системы представим в виде
X (z) = X! + (Хо — ХО (z + ft) — S_ (г — h) ]; j
с (z) = Ci + (Со — Ci) [S_ (z + h) — S_ (z — ft)]; г
P (2) = pi + (po •— pi) (2 + h) — S (2 — ft)J, J
(IV.22)
где Xo, Co, po, Xi, cb pj — коэффициенты теплопроводности, тепло-
емкости и плотность включения и металла соответственно;
Рис. 106.
Схема торцового соединения
с зазором.
Нагрев металла при микроплазменной сварке
183
3_ (;)—асимметричная единичная функция
(IV.23)
При зависящих от координат теплофизических характери-
стиках дифференциальное трехмерное уравнение теплопровод-
ности системы запишется так:
к<г>(&+$)+я[м«Е] = ^<г>Й-,|:7<1- * 2- ’>' <IV24)
где с0 (z) = с (z) р (z).
Введя характеристики температурного поля системы
Т = /(z)dz, = W(z)dz,
Л
dz
умножим левую и правую части формулы (IV.24) на
(IV.25)
и про-
интегрируем по г в соответствии с введенными характеристиками.
После некоторых преобразований, учитывая граничные условия,
уравнение (IV.24) запишется в виде
где
52Т . д2Т 02 т , _ 1 дТ w
(IV.26)

Предположив, что вместо пластинчатого включения имеем
воздушный зазор, примем уравнение (IV.26) за исходное при
Рис. 107.
Расчетная схема системы двух
полу бесконечных пластин
с зазором.
184
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
определении температурного поля при сварке торцового соеди-
нения двух пластин.
Рассмотрим систему двух полубесконечных пластин с зазо-
ром между ними (рис. 107). Сварочный источник
линейным источником тепла, плотность которого
№ = •§-8(х> у—VT)’
где 7о — мощность источника.
Для определения стационарного температурного
уравнение теплопроводности (IV.26) и краевые условия
моделируем
(IV.27)
поля имеем
Т=0 X -* ее
!.V1 со
с»
дТ
дх
х=0
= 0, g ==0. (IV.28)
= 0
’ дх
Используя интегральное преобразование Фурье по у. коси-
нус-преобразование Фурье по х и преобразование Лапласа по
времени т, находим, что
Т (X, у, -0 = 2Q П + Ц (Р, <о)] Ко (р) (I V.29)
где
<7о
о
V
24’
Т? 7712 *
v
При квазистационарном тепловом режиме температурное
поле будет
Переходя к безразмерным переменным и безразмерным пара-
метрам
е — 2^1° _ х . у — # — г'т.
г"\ тл *
Ре — s—; Bi = —
2о1 'ч ’
температурное поле (IV.30) запишем в виде
е = Le-YMPcK0 (УX2 + У2 рОИ2Ре2 + £В1),
где
(IV.31)
—1
е
м =
k
к
Нагрев металла при микроплазменной сварке
185
По формуле (IV.31) выполнены расчеты безразмерного тем-
пературного поля для алюминиевых пластин толщиной 1 и
2 мм с зазором между ними 2h=0>2 мм На рис. 108 показано
квазистационарное температурное поле пластин толщиной 2 мм
каждая в зависимости от безразмерной координаты У при раз-
личных значениях критерия Bi. При этом критерий Ре=0,058.
На рис. 109 показана зависимость квазистационарного темпе-
ратурного поля для пластин толщиной 1 мм каждая в зависи-
мости от координаты У при различных значениях критерия Bi.
При этом Ре=0,038. На рис. 110 построены кривые квазиста-
ционарного температурного поля пластин из алюминия А5 тол-
щиной 1 мм каждая с зазором 2й=0,2 мм и квазистационарно-
го поля системы тех же пластин толщиной 1 мм каждая, но без
зазора между ними. Эти поля практически совпадают (кри-
вые /). Здесь же построены кривые квазистационарного тем-
пературного поля в сплошной пластине толщиной 2,2 мм
Рис. 108.
Квазистационарное
температурное поле
пластин толщиной 2 мм.
Рис. 109.
Квазистационарное
температурное ноле
пластин толщиной 1 мм.
Рис. ПО.
Квазистационарное
температурное поле
пластин алюминия тол-
щиной 1 и 1,1 мм.
186
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
(кривые 2). Во всех трех случаях коэффициент теплоотдачи при-
нят равным а = 3,9-10“а кал/см -с-град. Квазистационарное тем-
пературное поле в сплошной пластине толщиной 2,2 мм меньше
квазистационарного температурного поля системы двух пла-
стин толщиной 1 мм каждая зазором 2А=0,2 мм между ними.
Следовательно, при сварке торцового соединения двух тонких
пластин, имеющих воздушный зазор, температурное поле можно
рассчитывать на модели сплошной пластины, толщина которой
равна сумме толщин свариваемых пластин.
Приведенные выше результаты исследований позволяют по-
лучить распределение температурных полей, время пребывания
отдельных участков околошовной зоны при определенных тем-
пературах, а также скорости нагрева и охлаждения металла
для наиболее характерных типов сварные соединений и условий
микроплазменной сварки. Такие характеристики необходимы
для прогнозирования степени нагрева основного металла на
стадии проектирования сварных тонкостенных изделий, при
выборе оптимальных параметров режимов сварки и оценке ра-
ботоспособности сварных соединений в условиях эксплуатации.
4. СВАРКА
НА ПРЯМОЙ ПОЛЯРНОСТИ
Микроплазменную сварку на прямой полярности в непрерыв-
ном и импульсном режимах горения дуги широко используют
при изготовлении изделий из углеродистых и легированных ста-
лей, различных цветных металлов (медь, никель, титан), а так-
же из благородных металлов и сплавов. Для отраслей новой
техники промышленность освоила выпуск полуфабрикатов ма-
лых толщин (листов, полос, фольги, лент, труб и других сорто-
вых профилей) из новых конструкционных материалов — цир-
кония, ванадия, ниобия, тантала, хрома, молибдена, вольфрама,
рения и др. Во многих случаях для получения неразъемных
соединений этих металлов в однородном и разнородном сочетани-
ях требуется применение микроплазменной сварки. Специфич-
ность физико-химических свойств металлов перечисленных групп
обусловливает различные приемы их сварки. Поэтому рассмот-
рим отдельно технологические особенности микроплазменной
сварки на прямой полярности для углеродистых и легирован-
ных сталей, меди, никеля, тугоплавких и благородных металлов.
Сварка углеродистых и легированных сталей. Особенности
микроплазменной сварки углеродистых и легированных сталей
различных классов и марок во многом одинаковы. Однако при
разработке технологии микроплазменной сварки конкретных из-
делий следует учитывать свойства стали данной марки. Так,
Сварка на прямой полярности
187
например, низкоуглеродистые спокойные и полуспокойные стали
успешно сваривают микроплазменным способом в широком
диапазоне параметров режимов и составов аргоно-водородных
смесей. В то же время кипящие стали при микроплазменной
сварке зачастую склонны к пористости, вызванной взаимодей-
ствием углерода с закисью железа во время кристаллизации
шва. Развитию пористости в данном случае в значительной сте-
пени способствует большое содержание водорода в защитной
аргоно-водородной смеси. Для предупреждения образования пор
при микроплазменной сварке кипящих сталей содержание водо-
рода в защитном газе не должно превышать 3%. Следует отме-
тить, что очень часто поры в швах тонколистовой жести и фоль-
ги из низкоуглеродистой стали образуются вследствие наличия
чрезмерного количества неметаллических (шлаковых) включе-
ний в основном металле и слоя окалины на ее поверхности.
При микроплазменной сварке среднеуглеродистых, высоко-
углеродистых и легированных сталей возникают дополнитель-
ные затруднения, связанные с повышенной чувствительностью
околошовной зоны к разупрочнению под воздействием терми-
ческого цикла сварки и склонностью металла к образованию
холодных я горячих трещин в швах и околошовной зоне. Кроме
того, к сварным соединениям легированных сталей зачастую
предъявляют особые требования в отношении обеспечения необ-
ходимой коррозионной стойкости, жаростойкости и жаропроч-
ности.
Из трех групп высоколегированной стали (коррозионностой-
кие, жаростойкие и жаропрочные) при микроплазменной сварке
чаще всего используют нержавеющие стали аустенитного клас-
са. Последние обладают высокой стойкостью против электро-
химической коррозии (атмосферной, морской, почвенной, ще-
лочной, кислотной и солевой), имеют хорошие механические
свойства и удовлетворительную свариваемость. Ускоренное
охлаждение металла шва и околошовной зоны при микроплаз-
менной сварке способствует улучшению коррозионной стойкости
сварных соединений и повышает их пластичность.
Вследствие низкой теплопроводности и большого коэффи-
циента линейного расширения нержавеющие стали более
склонны к деформациям сварных конструкций, чем углероди-
стые стали. Для борьбы с короблением конструкций микроплаз-
менную сварку нержавеющих сталей необходимо выполнять в
жесткой оснастке. Следует избегать концентрации швов на
небольших участках, а сборку свариваемых элементов необ-
ходимо производить с минимальными зазорами и превышения-
ми кромок.
Несмотря на высокую концентрацию энергии в микроплаз-
менной дуге, при неправильно выбранных режимах сварки в зоне
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
термического влияния и в металле швов сталей с повышенным
содержанием углерода и легирующих элементов могут произой-
ти структурные изменения, приводящие к ухудшению эксплуа-
тационной надежности сварных соединений и конструкции в
целом. Выбранные режимы сварки должны обеспечивать такие
условия нагрева и охлаждения металла, при которых ширина
зоны термического влияния будет минимальной. В этом отно-
шении число повторных нагревов металла необходимо ограни-
чивать.
Качество сварных соединений нержавеющих сталей визу-
ально можно оценивать по внешнему виду швов. Темная поверх-
ность последних свидетельствует о перегреве металла и неудов-
летворительной газовой защите. При нормальных режимах и
правильной технике сварки швы имеют светлую мелкочешуй-
чатую поверхность и выпуклую форму с плавными переходами
к основному металлу.
При микроплазменной сварке углеродистых и легированных
сталей с использованием присадочного материала склонность
металла швов к образованию горячих трещин можно снизить
путем подбора соответствующих составов легированной свароч-
ной проволоки. Присадочную проволоку, служащую в ряде
случаев для дополнительного материала при образовании шва,
выбирают в зависимости от типа свариваемого металла (ГОСТ
2246—70). Согласно стандарту, стальную сварочную проволоку
изготовляют из низкоуглеродистой (6 марок), легированной
(30 марок) и высоколегированной (41 марка) сталей. По от-
раслевым техническим условиям выпускают также специаль-
ные сварочные проволоки.
Для свариваемых материалов любых марок величину сва-
рочного тока выбирают пропорционально толщине металла. На
рис. 111, а представлены зависимости тока от скорости сварки
Рис. 111.
Влияние толщины металла на величину
сварочного тока (а) и скорость сварки (б).
Сварка на прямой полярности
189
при различной толщине металла [68]. Для каждой толщины
металла существует оптимальная скорость сварки (рис, 111,6).
При превышении скорости сварки увеличивается вероятность
образования подрезов. С другой стороны, при малых скоростях
сварки увеличивается ширина швов и величина зоны термиче-
ского влияния. В связи с этим в околошовной зоне может про-
исходить заметный рост размеров зерен, приводящий к сни-
жению механических свойств соединений. Если сварку низ-
коуглеродистых сталей выполняют на оптимальных режимах,
получают сварные соединения, равнопрочные основному ме-
таллу.
Методически более сложно выбирать режимы импульсной
микроплазменной сварки. В данном случае следует иметь в ви-
ду большее количество параметров режимов, чем при сварке
стационарной дугой. В качестве примера приведем методику
выбора режимов микроплазменной сварки нержавеющей стали.
Опыты проводили [69] с использованием горелки ОБ-1160А на
образцах 100 X 40 мм из стали 1Х18Н9Т толщиной 0,1; 0,3:
0,5 и 0,8 мм. Для того чтобы исключить влияние качества
сборки соединений на результаты опытов, использовали не сты-
ки, а цельные образцы, которые полностью проплавляли при
перемещении их относительно горелки. Образцы устанавлива-
ли в зажимном приспособлении со стальными прижимами па
медной сплошной подкладке или с канавкой 3,5 X 2 мм для
защиты обратной стороны шва аргоном. Расстояние между
прижимами составляло 10 мм.
Электрическая схема специальной установки, аналогичная
схеме аппарата А-1255-И, обеспечивала работу в непрерывном
и импульсном режимах сварки с плавным регулированием дли-
тельности импульса (10—170 мс) и паузы (10—270 мс). Опыты
проводили при жесткости режима G—0,25 -4-2 и скорости свар-
ки Псв=5-^~40 м/ч. В качестве плазмообразующего газа
использовали аргон, в качестве защитного — смесь 94% Аг и
6% Н2.
Образцы данной толщины сваривали в импульсном режиме
при заданных скорости, жесткости и определенной длительно-
сти импульса (частоте). Амплитуду тока /мако подбирали из
условия обеспечения полного проплавления при минимальной
ширине шва. При изменениях длительности импульса тн и пау-
зы тп оказалось, что необходимая для данной толщины б об-
разца амплитуда тока 7МЯК0 практически не зависит в данных
условиях от абсолютного значения ти и тп и обусловливается
только жесткостью G. После определения 7Мако выбирали ча-
стоту следования импульсов (т. е. длительность импульса при
заданной жесткости) так, чтобы перекрытие точек р=50%.
Производили также сварку в непрерывном режиме (G = 0),
190
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
Опыты показали, что при выбранных описанным способом
параметрах импульсного режима ширина шва во всех случаях
была практически одинакова для одной и той же толщи-
ны металла и составляла 1,8—2; 1,6—1,7; 1,4—1,5 и 1,1—
1,2 мм соответственно для образцов толщиной 0,8; 0,5; 0,3
и 0,1 мм.
На рис. 112 приведены результаты выбора режимов сварки —
зависимости /МЙК0 и ти от исв при различных жесткостях режима
и условиях сборки в зажимном приспособлении. Как видно,
экспериментальные значения /
ваются
макс удовлетворительно уклады-
на прямую. Вычисленное по этим экспериментальным
значение производной I где 7Ср =
СВ ' •
прямым
в пределах
ошибки эксперимента постоянно для различных значений исв и G и
л ^G=0
равно значению — в непрерывном режиме для данной тол-
св
dr
щины. Так, из рис. 112, б находим ^-^ = 0,53; 0,52; 0,53; 0,51;
0,52; 0,53; 0,52 А-ч/м соответственно для G = 0; 0,25; 0,5; 0,75;
1; 1,7; 2,0.
~ dIw
Экспериментальные значения для различных толщин и
СВ
условий опыта приведены на рис. 113. Следует отметить, что
Рис. 112.
Зависимость амплитуды тока и длительности
импульса от скорости сварки (Ь = 0,3 мм,
/д = 1,5 мм):
а — сварка на подкладке о формирующей канавкой;
6— сварка без канавки.
° 5 10 15 20 25 30 v^.m/ч
Сварка на прямой полярности
191
dl
в опытах величина производной для образцов S = 0,1 мм
С В
зависела от качества сборки под сварку и колебалась в преде-
лах 0,05—0,1 А-ч/м при сварке с поддувом обратной стороны
шва и в пределах 0,1—0,2 А-ч/м при сварке на подкладке.
На рис. 112 приведены также экспериментальные данные ти
для различных жесткостей режима. Поскольку значения
d/cp
dVr~
и ширины шва в опытах оказались постоянными и определен-
ными для каждой толщины образцов, это дало возможность,
пользуясь данными рис. 113 и приведенными значениями шири-
ны шва, а также задаваясь величинами р, G и c’CIS, предвари-
тельно вычислить параметры импульсного режима /макс, Ти, Тп:

макс —
(1 “F" О') *4~ Л),
(IV.32)
(IV.33)
. °С|В .
(1-дН ’
U-P)d .
^св (I + 6) ’
(IV.34)
(IV.35)
^ = 6^, (IV.36)
!де /0— значение /макс при t'CD^0, определяется экстраполяцией
прямых /макс — /(vCB) для данной толщины и условий сборки
(см. рис. 112); р—перекрытие сварных точек; d — ширина шва;
f — частота импульсов тока.
При выбранных наперед режимах получают доброкачествен-
ные швы с заданным перекрытием точек, шириной шва, близкой
к расчетной, и полным проплавлением. Результаты эксперимен-
тов могут быть использованы для выбора режимов импульсной
сварки различных соединений с введением поправки на сборку
соединяемых деталей. Описанную методику обработки опытных
Рис. ИЗ.
Зависимость —ЬЕ от толщины
dt,CB
металла:
1 — сварка на подкладке без
формирующей канавки; 2— то же
с канавкой и подачей аргона
о обратной стороны.
192
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
данных можно применить также при выборе режимов сварки и
других металлов малой толщины.
Сварка меди и ее сплавов. Для тонколистовых сварных кон-
струкций медь применяют как в чистом виде (техническая
медь), так и в виде сплавов (бронзы и латуни). Отличитель-
ным свойством меди, обусловливающим особенности микро-
ил азменной сварки, является ее высокая теплопроводность,
вследствие которой большая часть тепла идет на нагрев основ-
ного металла, а не на расплавление кромок. Характерно, что
для расплавления одинакового объема металла без расхода
энергии на теплоотвод для меди требуется тепла почти в 2 раза
меньше, чем для стали. Тем не менее из-за значительных по-
терь энергии на теплопроводность микроплазменную сварку
меди выполняют на значительно больших токах, чем сварку
стали соответствующей толщины. Высокая теплопроводность
меди затрудняет микроплазменную сварку нахлесточных соеди-
нений, так как в этом случае сложно равномерно распределить
тепло дуги в обе свариваемые кромки. Высокий коэффициент
линейного расширения меди и малая ее жесткость приводят к
значительным деформациям тонколистовых конструкций. Де-
формации практически устраняются, если заранее принять
соответствующие технологические приемы (жесткая ос-
настка, минимальные зазоры при сборке, оптимальные режимы
сварки).
С металлургической точки зрения для микроплазменной
сварки меди характерна повышенная склонность к образованию
пор и трещин. Принято считать, что оба дефекта при сварке
меди связаны с ее взаимодействием с водородом и кислородом
[1]. Содержание водорода в защитном газе (аргоне) при мик-
роплазменной сварке меди обычно ограничивают до 3%. При-
садочный и основной металл перед сваркой тщательно очищают
от поверхностных загрязнений. В случае необходимости прину-
дительного формирования обратной стороны швов при сварке
меди используют технологические подкладки из нержавеющей
стали или из медных пластин, охлаждаемых водой.
При сварке латуней основные затруднения связаны с выго-
ранием цинка. Температура плавления латуней находится в
пределах 800—950° С. Цинк плавится при 419° С и кипит при
906° С. В связи с этим в процессе сварки довольно большая
часть цинка испаряется в виде паров металла и в воздухе
окисляется, образуя ядовитые окислы ZnO. Часть цинка окисля-
ется в сварочной ванне с образованием окиси ZnO и выделяет-
ся вдоль шва в виде белого налета. Помимо ухудшения сани-
тарно-гигиенических условий труда испарение цинка приводит
к образованию пор в швах и ухудшению механических свойств
сварных соединений. С целью уменьшения испарения цинка при
Сварка на прямой полярности 193
микроплазменной сварке латуней предпочтительнее использо-
вать импульсные режимы горения дуги, обеспечивающие мень-
шую длительность нахождения металла ванны в жидком со-
стоянии.
При сварке алюминиевых бронз в металле швов часто обра-
зуются окисные включения А120з. Чтобы избежать их образо-
вания, производят тщательную очистку свариваемых кромок
непосредственно перед сваркой, а процесс сварки выполняют
переменным током или разнополярными импульсами. Анало-
гичные особенности технологии сварки характерны и для берил-
лиевых бронз. Кроме того, здесь следует иметь в виду, что при
сварке бериллиевых бронз требуется усиленная вентиляция
рабочего места сварщика.
Рекомендации по выбору присадочной проволоки для меди
и ее сплавов приведены ниже, а ориентировочные режимы
микроплазменной сварки — в табл. 18.
Марка меди и ее сплавов
Ml, М2
М3
Бр.КМцЗ-1
Бр.АжЮ-3-1,5, БрМАц-10-2
ЛС 62
Марка проволоки
Ml, М2, МЗС
Ml, Бр. КМцЗ-1
БР.ОФ4-0,25, Бр.КМцЗ-1
Бр.АМц 9-2
ЛС62-0.5, ЛС80-3
Обращает па себя внимание, что более низкая теплопровод-
ность латуней и бронз по сравнению с теплопроводностью меди
позволяет выполнять их сварку на меньших токах и при более
высоких скоростях.
Сварка никеля и его сплавов. Причинами постоянно расту-
щего применения никеля являются его высокая коррозионная
стойкость в различных средах и хорошая пластичность. Послед-
нее свойство позволяет изготовлять из никеля тончайшие полу-
фабрикаты. В технике никель используют преимущественно
для переработки на листы малых толщин, фольгу, ленты, поло-
сы и трубки.
Таблица 18
Марка меди и ее сплавов Соедип е- ние Толщина металла, мм Свароч- ный ток, А Напряже- ние на цуге. В Скорость сварки, М/Ч Расход газа, л/мин
плазмо- образую- щего защит- ного
Медь Торцовое 0,075 10 26—28 10 0,2 3
Стыковое 0,3 30 28—30 11 0,3 5
ЛС59-1 0,3 25 28—30 16 0,3 5
Бр.АМц9-2 0,3 25 28—30 16 0,3 5
7 Jt-247
194 Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
Помимо технического никеля для тонкостенных сварных кон-
струкций довольно широко используют также сплавы никеля
различных систем легирования.
Микроплазменную сварку никеля и его сплавов выполняют
на прямой полярности стационарной или импульсной дугой.
Плазмообразующим газом служит аргон, защитным — аргоно-
водородные смеси (обычно 4—5% Нз). Ориентировочные режи-
мы сварки приведены в табл. 19. При сварке стыковых швов
требуется особо плотное поджатие медной технологической
подкладки или защита обратной стороны шва аргоном.
Распространенными дефектами швов при микроплазменной
сварке никеля являются поры и горячие трещины. Причина
образования пор в данном случае заключается в попадании
в сварочную ванну азота [1]. Характерно, что использование
аргоно-водородных смесей при микроплазменной сварке никеля
способствует удалению азота и снижению пористости швов.
Большое влияние на свойства сварных соединений никеля
толщиной менее 0,5 мм оказывает сера, обладающая по отно-
шению к нему повышенной химической активностью. Никель
интенсивно взаимодействует с серой при температуре свыше
400° С. В присутствии серы в течение короткого времени в этих
условиях образуется сульфид никеля (NiS), который с никелем
при 645° С дает легкоплавкую эвтектику (Ni — NiS). Эвтектика
располагается по границам зерен металла, снижая его пла-
стичность [1].
Даже небольшое количество серы на поверхности материа-
ла, с которыми соприкасается никель, приводит к образованию
сульфидов никеля. Как известно, в промышленной атмосфере
всегда содержится определенное количество серы. При длитель-
ном хранении никеля в условиях такой атмосферы на его по-
верхности образуется слой, содержащий серу. Этот слой сни-
мают органическими растворителями, а непосредственно перед
сваркой удаляют механическим путем. В противном случае
в швах могут образоваться горячие трещины.
Таблица 19
Соедине* НИР ГФлщина металла, мм Ток сварки, А Напряже- ние. В Скорость свирки, м/ч Расход газа, л/мия
плазмообра- иующеги аащнтного
У гловое 0,15 6 18 8 0,2 4,0
Торцовое 0,30 18 24 11 0,25 5,0
Стыковое 0,35 30 22 28 0,25 5,0
Торцовое 0,50 30 28 13 0,3 6,0
Сварка на прямой полярности
193
Использование микроплазменной сварки для изготовления
тонкостенных изделий из никеля и сплавов на его основе весьма
эффективно. Микроплазменную сварку успешно применяют
в производстве корпусов приборов, фильтрующих элементов»
аккумуляторов и других изделий.
Сварка тугоплавких металлов. Условно тугоплавкими назы-
вают такие металлы, температура плавления у которых выше,
чем у железа (выше 1535° С). К ним относят титан, цирконий»
ванадий, ниобий, тантал, хром, молибден, вольфрам и рений.
Из этих металлов наивысшую температуру плавления и кипе-
ния имеют вольфрам и рений. Все тугоплавкие металлы отли-
чаются высокой химической активностью к атмосферным газам
в расплавленном и в твердом состояниях при повышенных тем-
пературах. Продукты их взаимодействия с воздухом (окислы,.
нитриды и гидриды) сильно охрупчивают металл. Тугоплавкие
металлы весьма склонны также к росту зерна при нагреве, к
порообразованию и трещинообразованию. Характерной осо-
бенностью микроплазменной сварки тугоплавких металлов яв-
ляется необходимость надежной защиты от окружающей атмо-
сферы как расплавленного металла сварочной ванны, так и око-
лошовной зоны, нагреваемой до высоких температур, при
которых металлы взаимодействуют с газами. По этой же при-
чине инертные газы недостаточной чистоты предварительно
очищают от влаги, пропуская, например, через силикагель. Очи-
стку инертных газов от кислорода можно производить продув-
кой их через титановую стружку или губку, нагретую до 900—
1000е С. Кроме обеспечения надежной защиты при сварке туго-
плавких металлов необходима также тщательная предвари-
тельная подготовка поверхности деталей. Удаление поверхност-
ных окислов производят механическим или химическим путем;.
Тщательной очистке и обезжириванию должны подвергаться
также сварочные приспособления и инструменты.
Из перечисленных выше тугоплавких металлов для изготов-
ления тонколистовых сварных конструкций в настоящее время
Рис. 114.
Схема механизированной сварки
стыковых соединений титана
с отбортовкой кромок:
1 — канал для аргона; 2 — свариваемые
элементы; 3 — движущийся ползун;
4 — сопло для защитного газа; £> — шов.
196
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
чаще всего используют титан. Микроплазменную сварку титана
выполняют на прямой полярности. Защитным газом служит
гелий. Аргоно-водородные смеси в данном случае непригодны.
Как было показано в параграфе 3 настоящей главы, из-за низ-
кой теплопроводности и малой объемной теплоемкости высоко-
температурные области нагрева околошовной зоны при микро-
плазменной сварке титана имеют значительно большие размеры,
чем у стали, алюминия и меди. При сварке титана следует защи-
щать не только сварочную ванну и околошовную зону с темпе*
ратурой нагрева свыше 400° С, но и обратную сторону свар-
ного соединения. Для защиты обратной стороны соединения
инертный газ (аргон) подается в канавку стальной или медной
подкладки (рис. 114). При сварке емкостей или трубопроводов
их внутреннюю полость целиком заполняют защитным газом.
В связи с низкой теплопроводностью титана прижимы в
сварочных приспособлениях выполняют в виде сплошных планок,
а не клавишей (как, например, при сварке изделий из алюми-
ния или меди). Фиксация свариваемых кромок в случае отбор-
товки может осуществляться движущимся ползуном.
В обеспечении стабильного формирования швов титана и
титановых сплавов важную роль играют форма и размеры
соединений. На рис. 115 представлены виды соединений титана
с указанием допустимых зазоров и высоты отбортовки кромок
[70]. При сварке металла толщиной более 0,3 мм отбортовка не
требуется. Для толщин 0,1—0,5 мм зазоры и смещения кромок
не должны превышать 0,2 6. При сварке стыковых соединений
титановых сплавов толщиной 0,1—0,3 мм необходимо строго
соблюдать все параметры режима и в первую очередь ампли-
туду импульса тока, длительность импульса и паузы. Большую
роль играет расход плазмообразующего газа. Вследствие недо-
статочной концентрации энергии дуги стабильное проплавление
и формирование швов в стыковых соединениях титана толщи-
Рис. 115.
Конструктивные
элементы стыковых
(а, в), тавровых (б)
и торцовых (е)
соединений титановых
сплавов толщиной
0,1—0,5 мм.
Сварка на прямой полярности
197
ной 0,1 мм при расходе плазмообразующего газа менее
0,1 л/мин не достигается. Если расход плазмообразующего газа
повысить до 0,6 л/мин, проявляются режущие свойства дуги.
Хорошее формирование швов имеет место при (?аг =0,2 л/мин.
В работе [70] приведены значения критических токов (выше
которых появляется двойная дуга) в зависимости от диаметра
канала сопла (рис. 116) и рекомендации по выбору его диа-
метра (рис. 117).
Импульсную микроплазменную сварку титановых сплавов
производят как импульсами, периодически следующими друг
за другом через определенные паузы (табл. 20), так и моду-
лированным током (табл. 21). Последний применяют при свар-
ке титановых сплавов толщиной не более 0,3 мм. Использова-
ние постоянной составляющей сварочного тока улучшает устой-
чивость горения дуги и практически не оказывает влияния на
условия кристаллизации металла сварочной ванны.
При сварке на оптимальных режимах швы соединений тита-
новых сплавов имеют равномерное формирование без прожо-
гов, подрезов и других дефектов. Механические свойства свар-
ных соединений технического титана и а-сплавов соответствуют
основному металлу.
Цирконий, как и титан, при повышенных температурах
интенсивно поглощает водород с образованием гидридов, охруп-
Рис. 116.
Зависимость критического тока импульсной
микроплазменной дуги от диаметра канала сопла
(QAf — 0,2 л/мин, Сне= л/мип, ?н = 0,16 С,
3=0,08 с):
I— область существования двойной дуги; И—область
стабильного горения микроплазменной дуги; III —область
критических токов.
Рис. 117.
Зависимость диаметра плазмообразуюшегс канала
от толщины свариваемого металла.
198
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
чивающих сварное соединение. Поэтому при микроплазменной
сварке циркония аргоно-водородные смеси также не применимы.
В качестве защитного газа при сварке циркония следует выби-
рать гелий. Техника микроплазменной сварки циркония, вана-
дия и ниобия аналогична технике сварки титана. При соблю-
дении оптимальных режимов сварные соединения этих метал-
лов практически равнопрочны основному металлу. Микроплаз-
менную сварку можно применять также для соединения разно-
родных пар металлов (циркония, ванадия и ниобия с титаном,
медью и сталью).
Технологические особенности микроплазменной сварки тан-
тала, вольфрама, молибдена и хрома пока не изучены.
Сварка благородных металлов. В качестве конструкцион-
ного материала благородные металлы используют для коррози-
онностойких деталей машин и приборов химической и электрон-
ной промышленности, в ювелирной и медицинской технике. Это
тигли, чашки, электроды, химическая посуда, облицовка, со-
противления, нагреватели, электрические контакты, термопары,
серьги, кольца, кулоны и т. д. Технологические особенности
микроплазменной сварки изучены для серебра, золота, плати-
ны и палладия.
При разработке техники и выборе режимов микроплазмен-
ной сварки серебра следует учитывать следующие обстоятель-
ства:
1. Серебро обладает высокой теплопроводностью, превышаю-
щей теплопроводность меди и алюминия. Вследствие этого при
микроплазменной сварке изделий из серебра следует применять
дугу большей мощности.
2. Коэффициент линейного расширения серебра значительно
выше, чем у остальных благородных металлов, меди и алюми-
ния. Для предупреждения чрезмерных деформаций сварку се-
ребра следует вести в жестких приспособлениях при макси-
мальной концентрации энергии дуги.
Т а б л и ц а 20
S, мм /и. А 1/д.В Расход газов, л/ыин
плазмообразую- щего защитного
0,1 7 20,5 0,15 4
0,15 12 21,0 0,15 4
0,2 14 21,0 0,22 5
0,3 18 21,0 0,28 7
0,5 24 21,5 0,40 8,5
Примечание. Во всех случаях гсВ ~ 13.5 ы/ч, = 0» 16 с. = 0,08 с, <?КаНавки
<= 0.3 л/ыин.
Сварка на прямой полярности
199
3. Вследствие высокой растворимости кислорода в жидком
серебре и незначительной его растворимости в твердом металле
в процессе кристаллизации швов могут образоваться несплош-
ностн в виде пор и пустот. Растворимость кислорода в серебре
при переходе от температуры 973° С до 800° С уменьшается с
20,28 до 0,354 объемов кислорода на единицу объема серебра»
т. е. при температуре кристаллизации растворимость кислорода
падает более чем в 50 раз. Попадание кислорода в шов повы-
шает прочность и твердость металла, резко снижает относи-
тельное удлинение и предел выносливости. Поэтому при сварке
серебра наличие кислорода в зоне дуги не допускается.
4. Во избежание образования дефектов, вызванных водоро-
дом, аргоно-водородные смеси при микроплазменной сварке
серебра не применяют. Для получения качественных швов каж-
дый баллон аргона, используемого в качестве плазмообразую-
щего газа, должен дополнительно контролироваться на содер-
жание влаги. В качестве защитного газа при сварке серебра
следует применять гелий либо смесь гелия с аргоном
(Не>50%).
5. Плазмообразующие и защитные сопла микроплазмепных
горелок, как и технологические подкладки, нельзя изготовлять
из меди, так как с медью, которая в процессе сварки напыляет-
ся на поверхность деталей, серебро образует легкоплавкую
эвтектику.
6. В связи с жидкотекучестью серебра его сварку целесооб-
разно выполнять в нижнем или слегка наклонном положении.
Для улучшения формирования обратной стороны стыковых
швов на технологических подкладках предусматривают форми-
рующие канавки.
Ориентировочные режимы сварки стыковых соединений се-
ребра приведены в табл. 22. Прочность соединений серебра,
выполненных микроплазменной сваркой, находится на уровне
прочности основного металла в отожженном состоянии.
Для технических целей золото применяют обычно в виде
сплавов с другими металлами, что повышает прочность и твер-
Т а б л и ц а 21
5, мм /и. А /п, А J/д, В
0,3 12 5 23
0,1 18 6 22,5
0,5 22 8 22
Примечание. Во всех случаях осв = 15 м/ч, тн 0,15 с, — 0.09 с.
200
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
дость золота и позволяет экономить его. Практическое приме-
нение в ювелирном и зубопротезном производстве имеют трой-
ные сплавы — золото, серебро, медь. Наиболее распространен-
ными являются сплавы 375, 583, 750 и 916-й пробы. На 1000 г
этих сплавов 375, 583, 750 и 916 г приходится на золото, а
остальное — серебро и медь. Сплав золота с платиной исполь-
зуют в производстве химически стойкой аппаратуры; сплав зо-
лота, платины и серебра — в электротехнике. В электронной
технике из золота, легированного германием, индием, кремни-
ем, оловом и селеном, изготовляют контакты для полупроводни-
ковых диодов и транзисторов.
Длительное время соединение золотых изделий осуществля-
ли пайкой. В настоящее время для этих целей разработана и
внедрена в производство технология импульсной микроплазмен-
ной сварки [71]. Особенно эффективной данная технология
оказалась при изготовлении браслетов и колец из золота пробы
583 (сплав ЗлСр583-80). Плазмообразующим газом служит
аргон, защитным — гелий или смесь гелия с аргоном
(Не >70%). Сварку выполняют без присадочной проволоки.
При сварке колец типа КЗ К-491, КЗК-547 и браслетов БЧ-0,8
применяют следующий режим: /св=8-г-10А, частота импуль-
сов— 50 Гц, расход защитного газа — 3,5 л/мин, расход плаз-
мообразующего газа — 0,25 л/мин. Для формирования швов
используют медные подкладки. По сравнению с пайкой приме-
нение микроплазменной сварки при монтировке ювелирных
изделий из золота в 2—3 раза повышает производительность
труда и улучшает качество сварных соединений.
Разработана технология микроплазменной сварки изделий
из платины и ее сплавов. При этом применяют торцовые и угло-
вые соединения. Для сварки используют аппараты А-1255 и
МПУ-М. Интересным является тот факт, что в связи с малой
химической активностью платиноидов их сварку удается вести
и без защитного газа. Во избежание возможного загрязнения
свариваемого металла молибденом или медью плазмообразую-
щие сопла изготовляют из платинородиевого сплава. Механи-
ческие и металлографические испытания сварных соединений, а
также исследование их жаропрочности показали преимущества
Таблица 22
Толщина •металла, мм Ав* А С/д, в гСр. м/ч Расход газа, л/мин
плазмообра- вующего защитного
<’,3 35 26—28 8—10 0,3 6
0,5 42 28—30 10—12 0,3 6
Сварка на прямой полярности
201
микроплазменной сварки и возможность ее использования при
изготовлении сложных устройств с температурой эксплуатации
1000—1700° С. Микроплазменной сваркой успешно соединяют
также сплавы платины с родием, палладием, иридием, рутением
и золотом.
При изготовлении элементов из палладиевой фольги возни-
кает необходимость получения прочноплотных сварных соеди-
нений металлов толщиной от 0,02 до 0,2 мм [72, 73]. Палладие-
вые элементы сваривают как в однородном сочетании (палла-
дий-(-палладий), так и в сочетании с другими конструкционны-
ми материалами. Разнородные соединения, в частности сочета-
ние палладий-|-нержавеющая сталь Х18Н10Т, применяют в хи-
мической промышленности при изготовлении диффузионных
камер для очистки водорода, в которых тонкостенные фильтру-
ющие элементы из палладиевой фольги толщиной 0,02—0,2 мм
должны свариваться между собой и с различной арматурой.
Применение микроплазменной сварки для получения проч-
ноплотных соединений из палладиевой фольги весьма перспек-
тивно. В качестве плазмообразующего газа при сварке палла-
дия используют аргон. Защитным газом служат аргоно-водо-
родные смеси, гелий и аргоно-гслиевые смеси с равным содер-
жанием газов. Возможность использования аргоно-водородных
смесей при микроплазменной сварке палладия основана на томг
что палладий обладает способностью растворять большое коли-
чество водорода при комнатной температуре. В этих условиях
один объем палладия способен поглотить 900 объемов водорода.
Однако палладий, в отличие от большинства металлов, харак-
теризуется тем редким свойством, что с повышением темпера-
туры растворимость водорода в нем падает. Следовательно, в
момент кристаллизации не наблюдается скачка растворимости,
в результате которого в сварных швах обычно возникает газо-
вая пористость. Все же значительного поглощения водорода
сварочной ванной нельзя допускать с точки зрения сохранения
высоких механических свойств соединений. Поэтому содержа-
ние водорода в аргоне при микроплазменной сварке палладия
следует ограничивать до 4—5Не-
применение при сварке палладия аргоно-гелисвых смесей
предпочтительнее, чем одного гелия, так как в случае использо-
вания чистого гелия увеличивается вероятность образования
прожогов вследствие более высокой концентрации энергии в
дуге. Для палладиевой фольги толщиной 0,03—0,1 мм наиболее
технологичны торцовые соединения. Выполнимы также и стыко-
вые соединения. Во избежание хрупкости нагартованного основ-
ного металла выполняют отжиг фольги в течение 1 ч при тем-
пературе 800° С в вакууме 10~4— 10~5 мм рт. ст. Непосредст-
венно перед сваркой стыкуемые кромки и элементы оснастки
202
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
необходимо промыть спиртом и высушить. Малейшие загряз-
нения, например легкое прикосновение руки к свариваемым
^кромкам, приводят к образованию пор в металле швов. Зазоры
между кромками и превышение свариваемых кромок не допус-
каются. При сварке торцовых соединений величина выступа
кромок над прижимами сборочного приспособления не должна
превышать 2—3 толщин металла.
Микроплазменную сварку торцовых швов палладиевой фоль-
ги толщиной 0,03 мм выполняют при /св=1,0 А; цсв=15 м/ч.
Режимы сварки фольги толщиной 50 мкм в однородном и раз-
нородных сочетаниях непрерывной и импульсной дугой приве-
дены в табл. 23. При сварке кольцевых швов в ряде случаев
требуется дополнительная защита зоны сварки аргоном.
При сварке палладиевой фольги с нержавеющей сталью
применяют такое же оборудование и материалы, как и при
сварке элементов из палладия. Соединения фольги с фланцами
из нержавеющей стали выполняют при высоте буртика h~
— (12—30)6 и ширине а = (1—4)8. Рациональнее выполнять
«буртик со скосом, острие которого не должно превышать 0,1—
0,15 мм. При h—0,75-7-1,1 мм угол скоса а выбирают в пре-
делах 30—60°. Для облегчения сборки элементов на фольгу
можно накладывать дополнительное кольцо из нержавеющей
стали толщиной 0,1 мм, которое затем сваривают с фланцем
и фольгой.
При импульсной микроплазменной сварке разнородного
соединения палладий + сталь Х18Н10Т в швах могут образо-
ваться закалочные структуры 5—25% Pd 4- 95—75% Fe с повы-
шенной твердостью, а в некоторых случаях и трещины. Для
Таблица 23
Сочетание металлов Толщина, мм А В' ид- в хи- с Тп, с V св- м/ч Защитный газ
Pd + Pd 0,05+0,05 1,6—1,7 2,1—2,3 18—22 23—26 0,02 0.014 22 22 V-|-4% Ar-J-4% н. Н2
Pd + 0,05 5—6 14—16 6—8 Аг- Ь50% Не
+ Х18Н10Т (фланец) 6—7,5 24—26 0,06 0,04 24—26 Аг- Ь50% Не
Х18Н10Т + 0,1+0,5 8.5—9,5 14—16 — 6—8 Аг- -50% Не
-|-Pd + +Х18Н10Т (фланец) 7—8,5 16—20 0,012 0,01 8—9 А г+50 % Не
Ni + Pd + 4-X18H10T (фланец) 0,05+0,05 8—10 14—16 0,02 0,04 7—8 ЛгН-50% Не
Примечание. Ток дежурной дуги 2,4 А; расход защитного газа 6 л/мин,
олазмообразующего —0,3 л/мин.
Сварка переменным током
203
устранения этих дефектов необходимо применять предваритель-
ный подогрев изделий до 200—250° С или выполнять сварку в
непрерывном режиме с плавным уменьшением тока.
5. СВАРКА ПЕРЕМЕННЫМ ТОКОМ
Микроплазменная сварка асимметричным переменным током
и разнополярными прямоугольными импульсами нашла приме-
нение при изготовлении изделий из алюминия и алюминиевых
сплавов толщиной 0,2—2,0 мм [54]. В лабораторных условиях
получены положительные результаты по использованию этих
процессов для выполнения прочноплотных соединений алюми-
ниевых и бериллиевых бронз, а также сплавов на основе магния
и бериллия.
Основные особенности, которые следует учитывать при раз-
работке технологии и техники микроплазменной сварки легких
металлов и сплавов, заключаются в следующем. Вследствие по-
вышенного сродства к кислороду поверхность данных металлов
в исходном состоянии всегда покрыта слоем тугоплавких окис-
лов, отрицательно влияющих на процесс сварки и качество
соединений. Попадание гидратированных окислов в сварочную
ванну является основной причиной образования дефектов типа
окисных включений и пор. Поэтому непосредственно перед
сваркой соединяемые кромки необходимо подвергать тщатель-
ной счистке от поверхностных окислов, а время от момента
очистки до сварки должно быть минимальным. Как было пока-
зано в параграфе 2 данной главы, в условиях высокотемпера-
турного нагрева происходит дополнительное окисление поверх-
ности свариваемого металла. Непременным условием для полу-
чения качественных соединений является предупреждение чрез-
мерного окисления металла в процессе сварки путем создания
надежной газовой защиты околошовной зоны и сварочной ванны.
Амплитуда и длительность импульсов тока обратной полярно-
сти должны быть подобраны таким образом, чтобы обеспечить
разрушение окислов, образовавшихся за время от момента
обработки поверхности металла до сварки и в процессе сварки.
В зависимости от конструкции свариваемых деталей и тех-
нических требований, предъявляемых к изделиям, применимы
несколько способов предварительной очистки поверхности алю-
миния и его сплавов перед микроплазменной сваркой: химиче-
ское травление в растворе щелочи с последующим осветлением
в растворе азотной кислоты, химическое полирование, электро-
химическое полирование и механическая обработка. Первый
способ не обеспечивает стабильного качества сварных соеди-
204
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
нений, особенно в тех случаях, когда по условиям производства
выдержка металла от момента обработки до сварки превышает
несколько суток. Лучшие результаты дает химическое и элек-
трохимическое полирование. Механическая зачистка поверхно-
сти свариваемых кромок весьма трудоемка, а во многих случаях
для металлов малых толщин практически не применима.
Технология химического полирования заключается в обез-
жиривании металла в водном растворе едкого натра в присут-
ствии ингибиторов коррозии при 60—65° С и последующем хими-
ческом полировании в водном растворе смеси ортофосфорной
и азотной кислот с добавками веществ, гидрофобизирующих об-
рабатываемую поверхность [74, 75]. Роль ингибиторов в дан-
ном случае сводится к уменьшению скорости растворения алю-
миния [76]. Удалению окисной пленки они не препятствуют.
В присутствии ингибиторов коррозии имеют место минимальное
растравливание основного металла (не более 30—50 мкм) и
меньшая шероховатость обработанной поверхности. Последняя
при химическом полировании алюминия на три класса ниже,
чем при обычном химическом травлении. Процесс химического
полирования применим для обработки свариваемых деталей
малых толщин и сложной конфигурации. Поверхность алюми-
ния и алюминиевых сплавов после химического и электрохими-
ческого полирования обладает высокой коррозионной стойко-
стью в нормальных атмосферных условиях и не теряет блеска
в течение длительного времени, что связано с наличием тон-
чайшей плотной защитной пленки. Содержание водорода в про-
цессе длительного хранения металла с такой поверхностью
изменяется мало. При годичной выдержке образцов алюминия
с химически полированной поверхностью водорода значительно
меньше, чем на металле, обработанном химическим травлением
и выдержанном на воздухе не более 8 ч. Для химического поли-
рования малогабаритных изделий из алюминия и алюминиевых
сплавов в ИЭС им. Е. О. Патона АН УССР разработана уста-
новка ОБ-1419, обеспечивающая механизированную обработку
изделий по всем технологическим операциям (расконсервация,
обезжиривание, полирование, промывка и сушка).
Для уменьшения количества окислов, попадающих в шов
при сварке с присадочной проволокой, важное значение имеет
качество предварительной подготовки поверхности сварочной
проволоки. Поскольку поверхность расплавляемой проволоки
при сварке металлов малых толщин соизмерима с поверхно-
стью расплавляемых кромок, а разрушение окислов микроплаз-
менной дугой происходит не по всей поверхности, а только со
стороны дуги, в ванну в случае использования неочищенной
проволоки попадает значительная часть окислов и других за-
грязнений. Поэтому присадочную проволоку необходимо при-
Сварка переменным током
205
менять с чистой поверхностью. Наилучшие результаты обес-
печивает электрохимическое и химическое полирование. По
ГОСТ 7871—75 сварочная проволока из алюминия и алюми-
ниевых сплавов должна поставляться с чистой поверхностью в
герметизированной упаковке. Дополнительная химическая обра-
ботка присадочной проволоки перед сваркой в таком случае не
требуется.
Определенные затруднения при микроплазменной сварке
алюминия вызывают его специфические теплофизические свой-
ства. Алюминий имеет весьма высокие значения скрытой тепло-
ты плавления, теплоемкости и теплопроводности. Значение
скрытой теплоты плавления у алюминия выше, чем у нержа-
веющей стали и меди соответственно в 4 и 2 раза. Поэтому,
несмотря на низкую температуру плавления алюминия, для его
сварки требуется большая мощность дуги, чем для сварки угле-
родистых и легированных сталей. С другой стороны, при сварке
на завышенных режимах тонколистового алюминия околошов-
ная зона шириной 5—8 мм, имеющая температуру нагрева свы-
ше 400° С, практически полностью теряет свою прочность и под
действием собственной массы сильно деформируется, а в неко-
торых случаях проваливается вниз. В связи с этим сварку алю-
миния и алюминиевых сплавов предпочтительнее производить
с использованием технологических подкладок при минимальной
погонной энергии. Более стабильное формирование швов на
весу (без технологических подкладок) обеспечивает процесс
сварки разнополярными импульсами.
Для оптимизации параметров режимов микроплазменной
сварки металла толщиной 0,2—2,0 мм и отработки техники
сварки нами поставлены специальные опыты. Исследовано влия-
ние соотношения токов прямой и обратной полярности
(k— — ) на проплавляющую способность дуги, ширину швов
и степень очистки поверхности металла от окисной пленки. Ско-
рость сварки составляла 10—50 м/ч, скорость подачи присадоч-
ной проволоки — 20—100 м/ч. При определении влияния длины
дуги на стабильность процесса и форму швов величину /д изме-
няли от 1 до 6 мм. Для оценки влияния защитных газов на
форму швов и качество соединений проводили опыты с исполь-
зованием аргона и гелия, а также смесей Аг+Не, АгД-Н2,
Аг-|-О2, Ar+N2. Расход защитных газов контролировали по
ротаметрам типа PC-ЗА и изменяли от 1 до 5 л/мин. Сварку
выполняли на подкладках, изготовленных из меди, стали Ст.З
и 1Х18Н9Т. Формирующие канавки в подкладках имели радиус-
ную, прямоугольную и треугольную форму. Глубина канавок
0Д—1,0 мм, ширина — 3—6 мм. В качестве неплавяшихся элек-
206
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
тродов использовали чистый и лантанированный вольфрам диа-
метром 1,0 и 1,5 мм. Сварку выполняли на алюминии марки А5,
сплавах АМц и АМгб толщиной 0,2—2,0 мм. Стыковые соедине-
ния сваривали с присадочной проволокой и без нее. В качестве
присадки в зависимости от толщины свариваемого металла
использовали проволоку диаметром 0,8—1,5 мм марки, соответ-
ствующей марке основного металла. Автоматическую и ручную
микроплазменную сварку осуществляли плазмотроном ОБ-1213
при ггитажш дуги от источников типа А-1281К и МПУ-РИ. Пе-
ред сваркой образцы и присадочную проволоку подвергали
химической обработке.
Установлено, что с увеличением тока прямой полярности
глубина h и ширина b проплавления непрерывно повышаются
(рис. 118, а). Характерно, что при использовании гелия в каче-
стве защитного газа значение h и b значительно больше, чем
при сварке в аргоне, а ширина зоны очистки, как правило, в
1,5 раза меньше. При исследовании влияния коэффициента
асимметрии тока па процесс разрушения поверхностных окис-
лов обнаружено (рис. 118, б), что с увеличением его от 1 до3
и более при постоянном значении /пр формирование швов не
ухудшается, а ширина швов и зоны очистки уменьшается. Для
металлов толщиной 0,1—0,3 мм при увеличении значения k
до 10 качество очистки поверхности металла от окисной пленки
достаточно хорошее.
Увеличение скорости сварки при постоянной величине тока
приводит к заметному уменьшению глубины и ширины проплав-
ления (рис. 118, в). Изменение длины дуги от 2 до 5 мм
не оказывает существенного влияния на стабильность процесса.
При /д>6 мм наблюдаются обрывы дуги обратной полярности
и нарушение очистки поверхности металла от окислов. При
Рис. 118.
Влияние величины тока (а), соотношения k ==
^/прУ/обр (б) и скорости сварки (/?) на глубину
и ширину проплавления, а также ширину зоны
очистки В на сплаве АМгб толщиной 2,0 мм:
а — k = 2; dce = 30 м/ч: б — УПр <= 60 А; ссв » 30 м/ч:
с— А — 2; /пр » 60 A; VCB =* 30 м/ч.
Сварка переменным током
207
ручной микроплазменной сварке для обеспечения подачи при-
садочной проволоки межэлектродное расстояние должно быть
в пределах 3—4 мм. Заметим, что при аргонодуговой сварке на
аналогичных режимах стабильное горение дуги имеет место при
/д < 2 мм. Опыты по использованию в качестве защитного газа
смесей Не с Аг, Н2, О2 и N2 показали возможность применения
для микроплазменной сварки алюминиевых сплавов смесей
(40—50%)Не + (60—50%)Аг. По сравнению с чистым гелием
такие смеси незначительно снижают глубину и ширину проплав-
ления, практически не влияя на свойства сварных соединений.
Дальнейшее повышение содержания аргона существенно сни-
жает прочность соединений, уменьшает глубину проплавления
и нарушает устойчивость горения дуги. Разрушение окисной
пленки во всем диапазоне концентрации смесей Аг — Не удов-
летворительное. Опыты по микроплазменной сварке алюминия
в смеси аргона с водородом, кислородом и азотом положитель-
ных результатов не дали при любой концентрации активных
газов.
Испытание стойкости вольфрамовых электродов к токовым
нагрузкам при k—2 показали, что чистый вольфрам диаметром
1,0 мм разрушается при /^=30-4- 40 А, в то время как лантапи-
рованный или иттрированный вольфрам выдерживает токо-
вые нагрузки до 60—70 А без разрушения.
Режимы микроплазменной сварки алюминиевых сплавов
переменным током и разнополярными импульсами приведены
в табл. 24 и 25. Марку присадочной проволоки выбирают в
зависимости от марки свариваемого сплава согласно табл. 26,
Таблица 24
3, мм Марка сплава ^пр* ^об» А Уд. в Диаметр вольфра- ма, мм V СЕ* М/Ч Расход газа, Л'МИН
плазмо- образую- щего защит- ного
0,3 А5 АМгб 12—15 8—10 8—10 16—18 1,0 25—30 0,15—0,2 2
0,5 А5 АМгб 22—26 16—18 16—18 10—12 20—22 1,0—1,5 22—26 0,2—0,25
1,0 А5 АМгб 30—46 30—34 22—25 18—22 22—24 1,0—1,5 20—24 0.25—0,3 3—-4
1.5 А5 АМгб 50—60 40—50 25—30 20—25 22—24 1,5—2,0 18—24 0,3—0,35 4—5
Примечание. При ручной микроплазменной сварке скорость сварки снижается до
М—15 м/ч с одновременным уменьшением сварочного тока. Для IПр и приведены средние
бначеявя. ««меряемые магнитоэлектрическими приборами.
208
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
Сварку асимметричным переменным током выполняют автома-
тами и вручную. Сборку элементов тонкостенных изделий при
сварке без присадочной проволоки производят в прецизионной
оснастке, обеспечивающей минимальные зазоры в стыке (менее
0,05—0,10 6) и небольшие превышения кромок (менее 0,1—
0,2 6) на всем протяжении шва. Для получения ровных кромок
Таблица 25
Б, мм Марка спла ва Атр. ^об» & ти.пр» с ТИ.об’ с Диа- метр ЕОЛЬф' рама, ым °СВ’ м/ч Расход газа, л/мин
плазмо- образую- щего защит- ного
0,3 А5 10—12 8—10 0,02 0,04 1,0 25—30 0,15—0,2 о —3
0,5 А5 20—25 15—20 0,03 0,03 1,0 25—30 0,2—0,25 2—3
1,0 А5 АМгб 40—50 35—40 18—20 16—18 0,04 0,04 1,0 20—25 0,25—0,3 3—4
1.5 А5 АМгб 70—80 60—70 25—30 20—25 0,06 0,06 1,5 20—25 0,3—0,35 3—4
2,0 А5 АМгб 110—130 90—110 30—40 30—35 0,08 0,08 1,5 2,0 15—20 0,35—0,4 4—5
Примечание. Для 7Пр и приведены амплитудные значения тока» замеряемые по
осциллограммам тока.
Таблица 26
Марка свариваемого металла Марка сварочной проволоки (ГОСТ 7371—75) Сварочно-технологические свойства проволоки
А95 Св А95 Высокая коррозионная стойкость швов а агрессии* ных средах (азотная кислота)
АД00 Св А85Т Минимальная склонность швов к образованию трещин при сварке, высокая коррозионная стой- кость
АДО СвА5 Минимальная склонность к образованию трещин
АМцС Св АМц
АМгЗ Св АМгб Высокая прочность соединений и минимальная склонность к образованию трещин
АМг5 Св АМгб То же
АМгб Св АМгб
, АВ, АД31 СвАК5 Минималытая склонность к образованию трещин 1
Сварка переменным током
209
Таблица 27
«4
I ЗЕ о 5 X Л ь* о АДС 0,6—1,6 1,1 S 1 2,2—2,9 2,5 1
сг S <£> ж § о о о X з Ударная вязк< « МПС 2,3—2,6 ш сч О1 03 1 □О 04 о со о 1 т сч СО
SC Си « СО и Коэфг], ициент прочности АДС 0,75 04 СО о < •* Z) 1 0,90
свойств; .МПС 0,95 0,78 04 СП со о t
Механические Временное сопротивление сварных соединений, ! КГС/ММ* I АДС LO tn 7 СП со 35,3 26,2-27,1 26,8 30,1—32,4 31,4 31,5—32,8 32,1
МПС о 7 см 44,7 32,9—34,0 33,8 35,5—38,1 । 37,0 34,5—36,2 35,7
Временаее сопротивле- ние основного металла, кгс/мм* 46,5—47,4 47,1 42,2—43,6 43,3 30 сП 04 О Lf <х С* С иг с* 5 г 3 5 э 35,8
Марка при- садочной проволоки Св АМгб 1 Св 1201 с g -< со Св АМгб
Толщина металла, мм in О 04 < < э N 1,5-
Марка сплава 01420 1201 АМгбН У (нагарто- ваниый) АМгб
Примечание, В числителе приведены минимальные и максимальные показатели, в знаменателе — средние из 5—8 образцов.
8 ^247
210
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
при резке полос и фольги из алюминия малых толщин приме-
няют гильотинные ножницы с режущими углами ножей 90°.
Зазор между ножами не должен превышать 0,01 мм. Плотное
прижатие металла к кромке нижнего ножа осуществляют алю-
миниевыми пластинами с полированной поверхностью. Исполь-
зование присадочной проволоки позволяет снизить требования
к точности изготовления заготовок. Во избежание деформиро-
вания поверхности свариваемых заготовок рабочие кромки при-
жимных планок сборочно-сварочной оснастки должны быть с
полированной поверхностью. Наилучшее формирование обрат-
ной стороны швов стыковых соединений достигается при круг-
лой форме поперечного сечения канавки в технологической под-
кладке (радиус канавки 5—8 мм, глубина — 0,2—0,5 мм).
Механические свойства сварных соединений технического
алюминия и термически неупрочняемых алюминиевых сплавов,
выполняемых микроплазменной сваркой при оптимальных па-
раметрах режимов и с соблюдением описанных выше требова-
ний к технике сварки, равноценны свойствам основного металла
в отожженном состоянии. Швы отличаются гладкой блестящей
поверхностью, равномерным формированием и постоянной шири-
ной по длине. Микроструктура металла шва плотная, характе-
ризуется ориентированным дендритным строением. Дефектов
типа окисных включений и пор не наблюдается.
Весьма эффективным оказалось использование микроплаз-*
менной сварки для термически упрочняемых алюминиевых
. сплавов различных систем легирования. Известно, что проч-
ность сварных соединений такого рода материалов при аргоно-
дуговой сварке обычно составляет 0,6—0,8 прочности основного
металла. Коэффициент прочности соединений при микроплаз-
менной сварке по сравнению с таковым при аргонодуговой
сварке повышается на 10—15%, а ударная вязкость — не менее
чем в 1,5—2 раза (табл. 27). При этом существенно снижается
количество пор как в швах, так и в околошовной зоне.
Как показали исследования, микроплазменная сварка обес-
печивает также более высокую точность геометрических разме-
ров тонкостенных изделий. Например, в одинаковых условиях
поперечные укорочения стыковых соединений сплава АМгб
толщиной 2 мм при микроплазменной сварке на 30% меньше,
чем при аргонодуговой (рис. 119). Увеличение скорости микро-
плазменной сварки до 30 м/ч снижает поперечные укорочения
в два раза.
Технология микроплазменной сварки магниевых сплавов во
многом идентична технологии сварки сплавов на основе алю-
миния. Однако следует иметь в виду, что в отличие от алюми-
ния, на поверхности магния образуется рыхлый окисный слой,
не предохраняющий металл от дальнейшего окисления. Поэто-
Сварка переменным током
211
му полуфабрикаты из магниевых сплавов обычно покрывают
хроматной защитной пленкой и густой технологической смаз-
кой. Удаление технологической смазки и обезжиривание поверх-
ности магниевых сплавов производят органическими раствори-
телями, а затем обрабатывают их в растворе, состоящем из
едкого натра (300—500 г/л), азотистокислого натрия (150—
200 г/л) и азотнокислого натрия (40—70 г/л) при 70-*-100° С
в течение 5—6 с. После промывки в горячей и холодной воде
удаление защитной оксидной пленки выполняют в водном раст-
воре хромового ангидрида (150—200 г/л) при комнатной тем-
пературе в течение 7—15 мин. Затем следует промывка в горя-
чей и холодной воде, сушка при 50—60° С до полного удаления
влаги. Оксидную пленку после обезжиривания можно удалять
также механическим путем (шабером или щеткой из стальной
проволоки диаметром 0,1 мм). Для предупреждения чрезмер-
ного дальнейшего окисления поверхности длительность хране-
ния магниевых сплавов от момента обработки до сварки не
должна превышать 2—3 ч после механической обработки кро-
мок и 3—5 суток после химической очистки.
Для формирования обратной стороны шва при сварке маг-
ниевых сплавов необходимо применять технологические под-
кладки из нержавеющей стали, снабженные относительно глубо-
кими канавками (1,0—1,5 мм), имеющими прямоугольную
или овальную форму. В процессе сварки магниевых сплавов
следует поддерживать короткую дугу (2—3 мм). Поскольку
теплопроводность магния ниже, чем алюминия, величину сва-
рочного тока принимают соответственно меньшей. Прочность
сварных соединений магниевых сплавов, выполненных микро-
плазменной сваркой, составляет 0,8—0,9 прочности основного ме-
талла. При аргонодуговой сварке этот показатель не превы-
шает 0,7.
Существенное повышение прочности и герметичности свар-
ных соединений легких сплавов, выполненных асимметричным
Рис. 119.
Поперечные укорочения
стыковых соединений сплава
АМгб толщиной 2 мм,
выполненных аргонодуговой
(У) и микроплазменной (2)
сваркой.
Ъ*
212 Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
разнополярным током, объясняется большей концентрацией
энергии источника нагрева и импульсным воздействием дуги
на сварочную ванну.
Разработка процессов сварки асимметричным переменным
током и разнополярными импульсами позволила создать прин-
ципиально новые изделия из тонколистовых легких металлов
и сплавов, отличающиеся высокой экономичностью и эксплуа-
тационной надежностью. Технологические возможности этих про-
цессов применительно к изготовлению конструкций из легких
металлов и сплавов еще далеко не исчерпаны.
6. МИКРОПЛАЗМЕННАЯ СВАРКА В ВАКУУМЕ
Энергетические характеристики импульсной дуги низкого дав-
ления предопределяют эффективность использования этого
источника нагрева для сварки. Особенно целесообразно ее при-
менение для сварки тонколистовых материалов. Высокая плот-
ность энергии (примерно 5 * 109 Вт/м2) в импульсной дуге низ-
кого давления позволяет получать узкие сварные швы при не-
большой околошовной зоне. Последнее обстоятельство является
весьма важным, например при сварке изделий из термоупроч-
няемых сплавов, при заварке изделий, имеющих соединения
типа металл — стекло, металл — керамика, т. е. в тех случаях,
когда недопустим или нежелателен перегрев соседних со швом
участков детали.
Импульсный характер горения дуги определяет специфич-
ность плавления и кристаллизации сварочной ванны. Анализ
кинограмм скоростной киносъемки показывает, что импульсная
контрагированная дуга в момент прохождения тока оказывает
на ванну расплавленного металла механическое давление, в
результате которого зеркало ванны прогибается. В паузах
между импульсами при снятии этого давления поверхность ван-
ны выравнивается. В результате таких колебаний происходит
измельчение структуры металла шва при кристаллизации. Осо-
бенно заметен этот эффект при частотах импульсов тока 10—
50 Гц. При сварке на меньших частотах, вплоть до одиночных
импульсов, дискретный характер кристаллизации обеспечивает
практически точечную макроструктуру сварного шва и возмож-
ность гибкого регулирования термического цикла, что позволяет
сваривать разнотолщинные и разнородные металлы с разными
теплофизическими свойствами.
Достижение больших плотностей тока при одновременном
выполнении разнообразных технологических требований обу-
словливает тщательный выбор параметров разряда. Ранее было
показано, что плотность энергии в пятне нагрева в основном
Микроплазменная сварка в вакууме
213
зависит от величины тока в импульсе, длительностей импульса
и паузы, натекания плазмообразующего газа, диаметра фокуси-
рующей вставки сопла и длины дуги. Рассмотрим некоторые
критерии, которыми • необходимо руководствоваться при выборе
каждого из перечисленных параметров.
Амплитуда тока и скважность импульсов определяют вели-
чину среднего значения сварочного тока и долю тепловой энер-
гии, идущей на плавление металла. Выбором этих параметров,
а также скорости сварки обеспечивается необходимое перекры-
тие сварных точек, т. е. прочность и герметичность сварного
соединения. Относительно амплитуды тока в импульсе можно
заметить, что при Лг >130—г-150 А увеличивается диаметр токо-
вого канала при сохранении достаточно высокой средней плот-
ности тока. Поэтому амплитуда тока более 130—150 А предпоч-
тительнее при сварке изделий, где затруднена качественная
сборка без зазора, а также при использовании импульсной ду-
ги для других технологических процессов, например наплавки
или пайки.
Степень контрагирования столба дуги в значительной мере
определяется величиной расхода плазмообразующего газа,
причем каждому значению амплитуды импульсов тока соот-
ветствует определенный расход плазмообразующего газа, при
котором коэффициент контрагирования наибольший. Практи-
чески оптимальный расход газа устанавливается по осцилло-
грамме тока, наблюдаемой на электронном осциллографе, на-
пример типа С1-19. Натекание газа с помощью натекателя
уменьшают до появления высокочастотных колебаний в дуге
(шумовой дорожки на осциллограмме), а затем незначительно
добавляют до их пропадания. Вместо осциллографа можно
использовать одну из известных схем узкополосного фильтра
с индикаторным прибором. Фильтр предварительно настраива-
ется на частоту 3—5 мГц, и режим устанавливается по откло-
нению стрелки прибора. Как показывают исследования, полу-
ченное при этом натекание является оптимальным.
В качестве плазмообразующего газа обычно используется
аргон марки А (ГОСТ 10157—62), чистота которого достаточна
для сварки большинства металлов и сплавов.
Диаметр фокусирующей вставки сопла также оказывает
большое влияние на параметры столба дуги. При выборе ее
величины необходимо учитывать, что в процессе горения дуго-
вого разряда вставка подвергается разрушению, в результате
чего диаметр ее отверстия увеличивается. Это в свою очередь
приводит к уменьшению плотности энергии на изделии.
Были проведены исследования скорости разрушения встав-
ки сопла, изготовленной из вольфрама (рис. 120, кривые 1—3).
молибдена (кривая 4) и меди (кривая 5). Анализ результатов
214
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
свидетельствует о том, что наилучшим материалом для вставок
является вольфрам, скорость разрушения которого наимень-
шая, причем вначале разрушение происходит сравнительно
интенсивно, а затем скорость его значительно уменьшается и
диаметр вставки стремится к определенному предельному
значению (кривые 1—3). Скорость разрушения и предельный
диаметр вставки зависят (при прочих равных условиях) от
среднего тока дуги. Можно сделать вывод, что при сварке на
малой мощности (менее 300—400 Вт) минимальный диаметр
оопла может составлять 0,9 мм, для средних мощностей (около
700—1000 Вт) он составляет 1,2 мм, при сварке на мощностях
более 1000 Вт он равен 1,4 мм. При выполнении указанных
условий разрушение сопла будет незначительным, что обеспе-
чивает длительное сохранение режима сварки.
Величина тока накала катода при средних токах разряда
(больше 20—25 А) не оказывает какого-либо существенного
влияния на характеристики дуги и параметры шва. Более того,
эксперимент показывает, что при работе на таких режимах
накал катода может быть вообще выключен примерно через
5—7 с после возбуждения разряда. В то же время при
/ср<20-^25 А (как правило, при работе на малых частотах
следования, меньших 8—10 Гц) необходимо учитывать сравни-
тельно сильную зависимость «о2 и /0 от тока накала и обеспе-
чить стабилизацию последнего.
Как было показано выше, импульсная дуга низкого давле-
ния менее критична к колебаниям длины дуги, чем аргоновая
или микроплазменная. Тем не менее желательно применение
копировальных устройств при сварке изделий сложной конфи-
гурации.
Последовательность подготовки и проведения микроплаз-
менной сварки импульсной дугой при низком давлении пример-
но такая: сборка и установка свариваемых изделий в камеру;
предварительное выставление горелки по стыку; герметизация
и вакуумирование камеры; подача плазмообразующего газа;
включение накала и корректировка положения горелки по све-
Рис. 120.
Изменение диаметра
вставки сопла во времени:
7 — /Ср « 10 А;
2, 4. $ — I п «□ 20 А;
3 — 7 «» 40 А.
Микроилазменная сварка в вакууме
215
товому пятну катода; сварка; остывание сварных швов и раз-
герметизация камеры.
’ При сварке разнополярными импульсами тока дополнитель-
но возбуждается вспомогательная дуга между соплом и като-
дом и подается струя газа в район шва.
Т а б ли ц а 28
Тип соедине- ния Металл Толщина, мм Т мс гп* мс °св, м/ч Технологические особен нести
Торцовое Х18Н10Т 0,14-0,1 75 10 180 13 Сравнительно небольшое значение среднего свароч- ного тока (около 4 А) до- стигается за счет боль- шой скважности импуль- сов, что одновременно обеспечивает высокое значение коэффициента контр агирования
Х18Н10Т 0,54-0,5 80 22 54 23
Х18Н10Т 1,04-1.0 100 22 30 20 “41
Тантал 0,24-0,2 по 15 30 20 При сварке тугоплавких металлов пар аметр ами режима устанавливается максимально возможный коэффициент контрагиро- вания. Сварка ведется короткой дугой (прибли- зительно 2,5 мм)
Вольфрам о,з+о,з 120 30 30 5 То же
Ниобий 0,14-0,1 110 10 150 15 »
АДО 0,34-0,3 120 10 180 22 Устанавливается макси- 2 мальное значение с целью разрушения окис- ной пленки
Торцовое с зазором 0,4 мм ВТ-1 0,54-0,5 150 15 55 30 Большая амплитуда тока в импульсе, благодаря чему пятно нагрева обес- печивает равномерное плавление обеих кромок металла
Стыковое Х18Н10Т о,34-о,3 100 15 60 20 Сварка производилась на медной подкладке
ВТ-1 0,54-0,5 80 22 65 34 • <
АДО 0,54-0,5 85 22 65 24 Сварка производилась разнополярными импуль- сами тока. Амплитуда тока дуги обратной по- лярности 35А
Нахлесто- чное Х18Н10Т 0,54-0,о 120 30 85 30
216
Глава четвертая. Особенности технологии микроплазменной сварки
В табл. 28 в качестве примера приведены режимы микро-
плазменной сварки различных металлов.
Опыт промышленного использования микроплазменной свар-
ки в вакууме показывает, что наиболее рациональным является
применение этого способа при изготовлении электронных и по-
лупроводниковых приборов, когда необходима высокая чистота
шва и недопустим сильный нагрев полупроводниковых покры-
тий, находящихся, как правило, в непосредственной близости
от сварного шва. Весьма эффективно использование импульс-
ной дуги низкого давления также и при изготовлении различ-
ных приборов, требующих одновременно с герметизацией ва-
куумирования внутренних объемов. В этом случае значительно
упрощается и удешевляется весь технологический цикл произ-
водства.
Применение импульсной дуги низкого давления при сварке
тонкостенных изделий взамен пайки или электроннолучевой
сварки позволяет значительно повысить производительность тру-
да, упростить оборудование и технологию, снизить требование
к квалификации обслуживающего персонала.
Глава пятая
ПРИМЕНЕНИЕ
МИКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКИ
Микроплазменная сварка в непрерывном и импульсном режи-
мах горения дуги нашла широкое применение во многих отрас-
лях промышленности для изготовления различных изделий из
черных и цветных металлов и сплавов малых толщин. Накоп-
лен опыт использования данного способа при исправлении мик-
родефектов в окончательно обработанных деталях из углеро-
дистых и легированных сталей, а также из литейных алюми-
ниевых сплавов. Ниже приведены характерные примеры при-
менения микроплазменной сварки в приборостроительной, ма-
шиностроительной и электротехнической промышленности, в
электронной и медицинской технике, химическом машинострое-
нии и радиотехнике.
1. СВАРКА КОРПУСОВ ПРИБОРОВ
Наиболее распространена микроплазменная сварка при изго-
товлении тонкостенных корпусов приборов различного назна-
чения. Это полупроводниковые элементы, конденсаторы, инте-
гральные схемы, теплообменники, вакуумные датчики, реле,
сопротивления, узлы электронных ламп, сильфонные узлы и
фильтры. С помощью микроплазменной сварки изготовляют
дроссели люминесцентных ламп, бытовые приборы, корпуса
электрокофеварок и другие предметы народного потребления.
Размеры изделий, свариваемых микроплазменным способом,
находятся в пределах от 5—10 мм (рис. 121) до нескольких
десятков метров при толщине металла 0,05—2.0 мм.
На рис. 122 приведен малогабаритный корпус теплообмен-
ника, состоящий из двух трубных досок размером 1Х50Х
Х50 мм (сталь Х18Н10Т) и 36 капилляров диаметром 3 мм,
9 Ь-247
218
Глава пятая. Применение микроплазменной сварки
длиной 65 мм и толщиной стенки 0,13 мм. Приварку капилля-
ров к трубной доске выполняют от источника А-1255 горелкой
ОБ-1115 на следующем режиме: fCB=4,3 А; /д.д=1,2 А; расход
защитного газа (Аг 4- 3% Н2) 3 л/мин; плазмообразующего
(Аг) —0,25 л/мин. Как показал опыт, микроплазменная сварка
в данном случае обеспечивает сохранение точных геометриче-
ских размеров корпусов теплообменников, высокую плотность
сварных соединений и качественное формирование швов.
Освоена автоматическая микроплазменная сварка малога-
баритных баллонов из тонколистовой стали (S=0,5 мм) с про-
дольными и кольцевыми швами. Применительно к изготовле-
нию такого рода баллонов ручная газовая сварка вследствие
низкой производительности, значительных деформаций и обра-
зования дефектов не удовлетворяла требованиям серийного
производства. С целью использования микроплазменной сварки
для данных изделий произведены конструктивные изменения
в сопряжениях свариваемых элементов. В заготовке цилиндра
баллона с двух сторон предусмотрены технологические при-
пуски в виде усиков, что гарантирует необходимую точность
стыковки деталей за счет увеличения времени на начало про-
цесса сварки. Заварку кратера в конце шва также выполняют
на технологическом усике. Сварку осуществляют специализи-
рованным автоматом на медной формирующей оправке с ис-
пользованием ппевмоклавишного прижима. Цилиндр фиксиру-
ют в таком положении, при котором его образующая совпадает
с электродом сварочной горелки, установленной на подвижной
каретке и перемещающейся по направляющей между двумя
конечными выключателями.
Приварку крышки к цилиндру кольцевым швом производят
на другой установке. Она состоит из двух основных узлов —
вращающейся пневмоцанги и поворотной колонны с корректи-
рующим устройством и горелкой. Конструктивно узел цанги
решен так, что при зажатии медные вкладыши устанавливают-
ся в одной плоскости со свариваемыми кромками деталей.
Благодаря равномерному отбору тепла в процессе сварки уда-
ется избежать прожогов и других дефектов в швах.
Рис. 121.
Корпуса иол у проводниковых
микрон риборов.
Сварка корпусов приборов
219
В качестве источника питания в данном случае применяют
установки МПУ-М, работающие как в импульсном, так и в
непрерывном режиме горения дуги. Оптимальные режимы
механизированной микроплазменной сварки стали 08кп тол-
щиной 0,5 мм приведены в табл. 29, При замене газовой свар-
ки микроплазменной увеличилась производительность труда,
улучшились его санитарно-гигиенические условия и повысилось
качество сварных соединений.
Разработаны и внедрены в производство сварные трубчатые
корпуса фильтров, служащих для получения чистого водорода
методом диффузии водородсодержащего газа через ячейки с
палладиевыми мембранами (рис. 123). В данном изделии
мембраны, изготовленные из фольги толщиной 0,1 мм (80% Pd,
15% Ag, 5% Pt), сваривают в самостоятельные ячейки, а затем
несколько ячеек собирают в отдельный корпус. Микроплазмен-
ную сварку ячеек и корпусов выполняют в импульсном режиме
горения дуги. Защитным газом служит аргоно-водородная
смесь с 3% водорода. Сварные узлы водородных фильтров до-
пускают надежную работу аппаратов при температурах до
650° С. Для сравнения отметим, что аналогичные паяные узлы
при температурах свыше 500° С оказываются неработоспособ-
ными. Переход от пайки к микроплазменной сварке фильтров
позволил увеличить производительность промышленных диффу-
зионных установок и повысить их эксплуатационную надеж-
ность. Одновременно достигнута также значительная экономия
благородных металлов.
Сварку узлов большинства электровакуумных приборов
необходимо производить при пониженном давлении окружаю-
щей атмосферы, поскольку данные узлы после сварки подвер-
гаются вакуумированию. Качество приборов такого типа в зна-
чительной мере зависит от постоянства давления среды внутри
прибора в течение продолжительного промежутка времени.
Если сварные швы насыщены газами или окислены, то в про-
Таблица 29
Соедине- ние Режим снарки Ско- рость свар- ки, ы/ч Ток дуги, А Время, о Расход газа, л/мин
дежур- ной рабо- чей им- пуль- са паузы за бит- ного плазмо- образую- щего
Стыко- вое Торцо- вое Импульс- ный Непрерыв- ный 25—30 25—90 2,5 2,5 20—22 26—28 0,06 0,03 1 1 0,5 0,5
9*
220
Глава пятая. Применение микроплазменной сварки
цессе эксплуатации давление внутри прибора увеличивается,
что отрицательно сказывается на работоспособности изделия.
Например, в вакуумных конденсаторах это приводит к сни-
жению электрической прочности сварных соединений вплоть
до выхода его из строя. Микроплазменная сварка при давле-
ниях среды 10~2—10“3 мм рт. ст. обеспечивает высокое качество
соединений. Чистота атмосферы, окружающей сварочную ван-
ну, в этом случае определяется в основном чистотой плазмо-
образующего газа.
Характерным примером применения микроплазменной свар-
ки в вакууме является использование ее при изготовлении
вакуумных конденсаторов [77]. Схема соединения (рис. 124),
предусматривающая сочетание наружных технологических
колец с выступом и проточкой на массивном основании и втул-
ке, обеспечила оптимальные условия нагрева соединений дета-
лей, обладающих резко отличающимися теплофизическими
свойствами. При этом технологическое кольцо служит одновре-
менно и присадочным материалом, способствующим получению
вакуумноплогных соединений. Сварку указанного корпуса про-
Рис. 122.
Корпус теплообменника.
Рис. 123.
Корпус водородного фильтра
из палладиевой фольги.
Сварка тонкостенных труб и сильфонных узлов 221
изводят специализированным источником питания ЮХ-306
с плазмотроном А-1092К при преимущественном расплавлении
технологического кольца из меди или бронзы.
Другим примером изделий, требующих вакуумирования в
процессе сварки, являются стальные корпуса датчиков (рис.
125). Давление внутри корпуса должно составлять десятые
доли миллиметра ртутного столба, что и предопределяет ис-
пользование для герметизации узлов импульсной дуги низкого
давления. Особенностью техники сварки такого рода изделий
является применение дуги большой длины для обеспечения
необходимого давления внутри корпуса. Последующие испы-
тания сварных узлов и опыт их эксплуатации свидетельствуют
о высоком качестве герметизации, удовлетворяющей техниче-
ским требованиям. Аналогичные результаты получены также
при микроплазменной сварке в вакууме термостатов датчиков,
корпусов электроннолучевых приборов и других изделий.
2. СВАРКА ТОНКОСТЕННЫХ ТРУБ
И СИЛЬФОННЫХ УЗЛОВ
Тонкостенные трубы из высоколегированных нержавеющих
сталей диаметром 5—10 мм и толщиной 0,15—0,5 мм широко
применяют при изготовлении теплообменных аппаратов, гибких
металлических рукавов, измерительных приборов и других кон-
струкций. До освоения микроплазменной сварки тонкостенные
трубы изготавливали бесшовными. Цельнотянутые трубы обла-
дают рядом недостатков: высокой стоимостью, серповидное гыо
в сечении и наличием на поверхности металла технологической
Рис. 124.
Схема соединения:
1 — основание, медь МБ; 2 — технологическое кольцо,
медь МБ; ,5 — сильфон, сталь Х18Н10Г;.
4 — технологическое кольцо, бронза КМцЗ-Ij
5 — втулка, бронза КМцЗ-1.
Рис. 125.
Герметизированный корпус датчика.
222
Глава пятая. Применение микроплазменной сварки
смазки, используемой в процессе многократной опрессовки и
перетяжки труб. Аргонодуговая сварка такого рода изделий
не обеспечивала стабильного качества соединений. Более эф-
фективной в данном случае оказалась автоматическая микро-
плазменная сварка [78]. Микроплазменную сварку производят
на специальных установках с использованием источников пи-
тания А-1255 и МПУ-М, укомплектованных малогабаритными
плазмотронами. Схема процесса микроплазменной сварки осо-
ботонкостенных труб приведена на рис. 126.
В горелкодержатель 1 устанавливают электрически изолиро-
ванный от нее плазмотрон 2. Заготовку трубы 5 подают к филь-
ере 4, установленной в фильеродержателе 6. Для уменьшения
деформаций заготовки в процессе сварки применяют предва-
рительное деформирование кромок с помощью ролика 3. Филь-
ера в данном случае не только выполняет функцию калибрую-
щего устройства, но и является микрокамерой, заполненной
аргоном под некоторым избыточным давлением. Такой прием
обеспечивает высокую эффективность защиты сварного соеди-
нения при незначительных расходах защитного газа. При свар-
ке труб диаметром 8,8 мм из ленты толщиной 0,2 мм (сталь
Х18Н10Т) расход плазмообразующего газа равен 0,2 л/мин,
а защитного газа (Аг + 5% Н2) — 1 л/мин. Скорость сварки
составляет 70 м/ч при сварочном токе 6 А. Получаемые микро-
плазменной сваркой швы характеризуются высокой стабиль-
ностью размеров, не имеют провисаний, ослаблений и наплы-
вов, характерных для аргонодуговой сварки. Высокая эффек-
Рис. 126.
Схема процесса микроплазменной сварки
тонкостенных труб.
Сварка тонкостенных труб и сильфонных узлов
223
тивность защиты сварных соединений при сварке труб с при-
менением фильеры приближает этот процесс к условиям сварки
в камере с контролируемой атмосферой.
Ресурс изделий, изготовленных из сварных труб диаметром
8,8 X 0,2 мм увеличивается в 2—3 раза по сравнению с изде-
лиями, выполненными из цельнотянутых труб и труб, изготов-
ленных аргонодуговой сваркой. Технико-экономический анализ
показал, что при массовом производстве сварные особотонко-
стенные трубы в среднем в 10 раз экономичнее цельнотянутых
бесшовных труб. Дальнейшее повышение эффективности при-
менения микроплазменной сварки трубок достигается за счет
использования оборудования, обеспечивающего одновременную
сварку несколькими дугами.
Основное техническое требование, предъявляемое к силь-
фонным узлам — получение прочноплотных и вакуумноплотных
сварных соединений с сохранением упругих и антикоррозион-
ных свойств сильфона. Для обеспечения необходимой работо-
способности сильфона нагрев его рабочих частей в процессе
сварки не должен превышать 200° С. На рис. 127 представлен
оптимальный вариант соединения сильфона с деталями арма-
туры. Технологические разработки реализованы на сильфонах
из стали Х18Н10Т диаметром от 15 до 72 мм, толщиной 0,12—
0.15 мм. В качестве источников питания используют установки
МПУ-М.
Микроплазменную сварку сильфона к стенке производят
при вертикальной оси вращения узла. Экспериментально уста-
новлены оптимальные размеры элементов свариваемых кромок
(рис. 128). Удовлетворительные свойства сварных соединений
получены при величине притупления кромки 0,3 мм, угле скоса
20е и высоте буртиков не менее 1 мм.
Существенное влияние на качество сварных соединений ока-
зывает величина зазора между телом сильфона и деталями
Рис. 127.
Соединение сильфона с деталями
арматуры.
Рис. 128.
Подготовка кромок пол сварку
сильфона с арматурой.
224
Глава пятая. Применение микроплазменной сварки
стенки. Установлено, что максимальный зазор не должен пре-
вышать 0,05 мм. Несоблюдение этого требования приводит
к несплавлению кромок, для устранения которого требуется
повышать сварочный ток и соответственно увеличивать объем
расплавленного металла. Последнее неблагоприятно сказыва-
ется на качестве соединений. Несовпадение кромок по торцу
имеет не столь существенное значение. В этом случае допу-
скается превышение сильфона над стенкой на величину 0,2 мм.
При сварке сильфонных узлов больших диаметров (более
72 мм) необходима предварительная прихватка кромок для
предупреждения возникновения чрезмерных зазоров при на-
греве элементов сильфона в процессе сварки. Прихватку про-
изводят непосредственно перед сваркой на рабочих режимах
с шагом не более 50 мм. Опытами установлена возможность
получения качественных соединений в относительно широком
диапазоне режимов сварки: /св~ 6-^-9 А; 25-н28 В;
ссв = 8~-12 м/ч. В качестве плазмообразующего газа приме-
няют аргон, в качестве защитного — гелий или аргоноводород-
ную смесь с 7% водорода. Сравнение микроплазменного и ар-
гонодугового способов сварки показывает, что без снижения
качества швов микроплазменная сварка позволяет применять
более низкую погонную энергию дуги (в 2 раза ниже, чем при
аргонодуговой сварке). Уменьшение погонной энергии благо-
приятно сказывается на точности изготовления сильфонного
узла и его работоспособности в целом.
Для разработки технологии микроплазменной сварки силь-
фонов со штуцерами проведены опыты по сварке сильфонов
15X0,12 и 18X0,12 к штуцерам, толщина стенки которых со-
ставляла 2—4 мм. Большое различие в толщинах соединяемых
деталей и, следовательно, в теплоотводе в процессе сварки
Рис. 129.
Подготовка кромок под сварку сильфона со
штуцером (а) и фланцем (6).
Сварка прокладок й сеток
223
вызывало определенные затруднения. Установлено, что для
устранения прожогов кромок сильфона необходимо использо-
вать «козырьки» (рис. 129) и оснастку, обеспечивающую интен-
сивный отвод тепла от тела сильфона. Для этого сильфонный
узел зажимают в оправку таким образом, что вся рабочая
часть сильфона находится внутри оправки, а стык выступает
из нее на величину около 2 мм. Возможны два варианта вы-
полнения сварки — при горизонтально расположенной оси вра-
щения и при наклоне ее под углом 45°. Ось плазмотрона во
всех случаях должна быть вертикальной. В диапазоне скоро-
стей сварки 1,5—3 м/ч полное расплавление козырька при
удовлетворительном оплавлении и отсутствии прожогов до-
стигнуто при сварочном токе 14—20 А. Для данных соединений
оптимальный режим сварки; I св— 14-4—16 А; диаметр вольфра-
ма 1 мм, (7д=18ч-20 В; /д = 2-4-4 мм; усв=3 м/ч; расход
плазмообразующего газа (аргона) 0,4 л/мин; расход защит-
ного газа (гелия или аргоноводородной смеси) 3—4 л/мин.
Если конструкция сильфонного узла позволяет производить
сварку под углом 45°, величина сварочного тока может быть
повышена до 18—20 А. При этом уменьшается вероятность
образования прожогов.
Технология микроплазменной приварки сильфонов к флан-
цам и заглушкам одинакова. Применение микроплазменной
сварки позволяет упростить конструкцию соединений, отказать-
ся от дополнительных теплозащитных колец и существенно
снижает тепловложение в околошовную зону. Как показали
замеры, температура нагрева рабочей части сильфона в про-
цессе сварки при таком типе соединения не превышает 80° С.
Узлы сильфонов, выполненных микроплазменной сваркой, про-
шли успешное испытание на прочность и герметичность. Раз-
рушение образцов при испытаниях на растяжение во всех слу-
чаях происходило по основному металлу при св>50 кгс/мм^
3. СВАРКА ПРОКЛАДОК И СЕТОК
Полые металлические кольца из тонкостенных трубок малого
диаметра применяют в качестве уплотнительных прокладок,
работающих в условиях повышенных температур и давлений.
К швам уплотнительных колец предъявляют следующие требо-
вания: высокая герметичность соединений отсутствие смеще-
ния кромок, провисаний шва, трещин и непроваров. Высота
усиления с внутренней стороны швов должна быть не более
0,3 мм. Жесткие требования к качеству соединений и специ-
фика формы изделий определяют сложность их изготовления
с помощью стыковой, электроннолучевой и аргонодуговой свар-
226
Глава пятая. Применение микроплазменной сварки
ки. Разработанная технология микроплазменной сварки уплот-
нительных колец диаметром 65—180 мм из трубок диаметром
3,5—5 мм и толщиной стенки 0,2—0,4 мм (материал трубки —
сталь 1XI8H10T) полностью отвечает предъявляемым требова-
ниям [79].
Перед сваркой трубки закрепляют в цанговых зажимах и
соединяют торцами в стык. В процессе сварки горелку повора-
чивают на 380° в плоскости стыка вокруг оси трубки, а после
сварки возвращают в исходное положение.
Опыты показали, что качество швов во многом зависит от
точности совмещения торцов трубок и положения оси дуги в
процессе сварки относительно плоскости стыка. При сварке
трубок на одном и том же режиме с постоянной скоростью
вращения наблюдается значительное изменение сечения шва по
его длине, что вызвано разогревом кольца за время сварки.
Типичным дефектом в данном случае являются непровары
в начале шва, уширение и провисание проплава, а также ча-
стые прожоги при окончании сварки. Установлено, что качество
швов в значительной мере улучшается при равномерном сни-
жении тока в процессе сварки или увеличении скорости сварки
при сохранении заданного тока. Импульсный режим позволяет
уменьшить провисание шва и устраняет образование прожогов.
Для стабилизации сечения шва по его длине используют
многопроходную сварку с различными скоростями. При этом
Дугу выключают в конце каждого прохода на время т = 30 с
возврата поворотного механизма в исходное положение. Пер-
вый проход осуществляют на повышенной скорости. При этом
обеспечивается лишь схватывание кромок трубки. Полный про-
вар достигается за последующие проходы на оптимальных ре-
жимах. Наилучшие результаты получены при трехпроходной
сварке в импульсном режиме с непрерывным уменьшением
тока в процессе сварки при постоянной скорости в течение
одного прохода и последовательном уменьшении ее от прохода
к проходу.
Для сварки уплотнительных колец разработана установка
ОБ-1161, позволяющая сваривать в непрерывном и импульсном
режимах полые кольца диаметром 65, 137, 163 и 180 мм из
стали 1Х18Н10Т диаметром 3,5—5 мм при толщине стенки
0,2—0,4 мм. Предусмотрено автоматическое уменьшение тока
в процессе сварки. Установка содержит манипулятор для свар-
ки полых колец, плазменную горелку, шкаф и пульт управле-
ния. Опа комплектуется источником питания типа А-1255И.
Малогабаритная плазменная горелка высотой 50 мм и диа-
метром 20 мм укреплена на полом С-образном кронштейне,
поворачивающемся в процессе сварки вокруг вертикальной оси
горелки на 180°. Кольцо-заготовку подготавливают к сварке
Сварка изделий из легких сплавов
227
согласно описанным требованиям, контролируют с помощью
шаблона и устанавливают в соответствующем кондукторе так,
чтобы стык находился в вертикальной плоскости, проходящей
через ось горелки. Кондуктор вместе с кольцом вращается
вокруг горизонтальной оси, перпендикулярной к плоскости сты-
ка. Время поворота от исходного положения до конечного ре-г
гулируется в пределах 5—15 с. Благодаря одновременному
вращению кольца и С-образного кронштейна кольцо повора-
чивается па 380° и шов получают с перекрытием. В установке
предусмотрена корректировка относительного положения го-
релки и стыка в трех взаимно перпендикулярных направлениях.
Трубки диаметром 3,5x0,2 мм сваривают в импульсном режи-
ме с автоматическим уменьшением амплитуды тока от 10 А
в начале сварки до 4 А в конце ее. Сварку осуществляют за три
прохода на скоростях соответственно 7; 3,5 и 2 м/ч при 1А =
= 0,5 ММ, QAr = 0,2 л/мин. QAr+6%Hs = з л/мии.
Применение микроплазменной сварки оказалось весьма пер-
спективным при изготовлении и ремонте металлических тканей
(сеток) в химической и целлюлозно-бумажной промышленно-
сти. Установлено, что в этом случае для получения стыковых
соединений сеток предпочтительнее выполнять сборку кромок
впритык, сваривать их торцовым швом, а затем развертывать
сваренные полосы на 90° до получения плоского соединения..
Разработанная технология микроплазменной сварки металли-
ческих сеток позволяет практически полностью исключить от-
ходы немерных полос дорогостоящих фильтрующих сеток. Од-
новременно создается возможность резкого сокращения простоя
производственного оборудования за счет оперативного ремонта
сеточных полотен, вышедших из строя в процессе эксплуатации.
4. СВАРКА ИЗДЕЛИЙ ИЗ ЛЕГКИХ СПЛАВОВ
Способы микроплазменной сварки на переменном токе и разно-
полярными импульсами успешно внедрены при изготовлении
изделий из легких металлов и сплавов в авиационной, радио-
технической, машиностроительной и других отраслях. В неко-
торых случаях наряду с повышением производительности труда
и улучшением качества сварных соединений микроплазменная
сварка позволила создать новые тонкостенные конструкции в
индивидуальном и серийном производстве.
Разработана технология микроплазменной сварки алюми-
ниевых корпусов бытовых электроводонагревателей типа БАС-
10/МЧ-04 емкостью 10 л (рис. 130) [80]. Данный нагреватель
предназначен для обеспечения потребителей .горячей водой в
жилых домах, столовых, медицинских, детских и других учреж-
228
Глава пятая. Применение микроплазменной сварки
дениях, не имеющих для санитарно-гигиенических и хозяйствен-
но-бытовых нужд централизованного водоснабжения. Корпус
электроводонагревателя изготавливают из двух штампованых
заготовок (алюминиевый сплав). Соединение заготовок между
собой выполняют торцовыми швами по всему периметру корпу-
са. Суммарная длина швов на одном изделии 1400 мм. Сварные
швы корпуса должны быть плотными, прочными и иметь удов-
летворительный товарный внешний вид.
Вследствие наличия на поверхности алюминия тугоплавкой
окисной пленки при аргонодуговой сварке торцовых швов на-
гревателей не достигается проплавление соединяемых кромок
на достаточную глубину. По всей плоскости стыковки соеди-
няемых кромок залегает неразрушенная окисная пленка. Ра-
бочая толщина шва обычно не превышает 0,3—0,5 мм.
Благодаря высокой степени сжатия столба дуги при микро-
плазменной сварке асимметричным переменным током концент-
рация энергии источника нагрева более высокая, чем при арго-
нодуговой сварке. Поскольку при микроплазменной сварке ка-
тодное пятно не только очищает открытые поверхности торца
стыкованных кромок, но и проникает в зазор между сваривае-
мыми кромками, в данном случае получают высококачествен-
ные торцовые швы без окисных включений с достаточной глу-
биной проплавления.
Сварку корпусов электроводонагревателей производят с ис-
пользованием аппаратов А-1281 У, укомплектованных горелками
ОБ-1213. Плазмообразующим газом служит аргон, защитным —
гелий. В качестве неплавящегося электрода используют прутки
ланта-нированного вольфрама диаметром 2,0 мм. Перед сваркой
заготовки корпуса обрабатывают химическим путем в водном
растворе щелочи с последующим осветлением в растворе азот-
ной кислоты. При сборке заготовок под сварку величина зазора
между соединяемыми кромками не должна превышать 0,2—•
0,5 мм, а превышение кромок друг относительно друга должно
быть не более 0,3—0,8 мм. Сварку выполняют оплавлением
кромок без применения присадочной проволоки.
Форма проплавления шва существенно зависит от парамет-
ров режима сварки. При увеличении сварочного тока и длины
дуги глубина проплавления пропорционально повышается. Од-
нако швы при этом формируются с наплывами и другими де-
фектами. Оптимальный режим микроплазменной сварки корпу-
сов электроводонагревателей характеризуется следующими
параметрами: /пр = 60-4-70 А; /об == 30-5-35 А; /д = 2ч-4 мм;
^св = 30-S-40 м/ч; фпл = 0,3 -4-0,4 л/мин; = 3 — 4 л/мин. При
сварке на таком режиме глубина проплавления превышает
толщину свариваемого металла. Наплывов и прожогов не на-
блюдается. Поверхность швов гладкая с характерным для алю-
Св-арка изделий из легких сплавов
229
миния блеском. Последующая зачистка швов для придания
товарного вида не применяется. Поры, несплавления, окисные
и вольфрамовые включения в сварных швах не обнаружива-
ются.
Всестороннее испытание корпусов электроводонагревателей
на плотность, коррозионную стойкость, теплостойкость и резкий
температурный удар показали, что свойства сварных соедине-
нии полностью соответствуют техническим требованиям. Много-
летний опыт эксплуатации электроводонагревателей в различ-
ных условиях окружающей среды подтвердил результаты ука-
занных испытаний.
По сравнению с аргонодуговой сваркой микроплазменная
сварка позволила в данном случае в 1,5 раза повысить произ-
водительность труда, улучшить качество изделия, устранить
трудоемкую операцию зачистки швов и обеспечила значитель-
ную экономию аргона. Экономический эффект от применения
микроплазменной сварки вместо аргонодуговой составляет
45 тыс. руб. при годовом выпуске электроводонагревателей в
объеме 40 000 шт. Накопленный опыт дает основание заклю-
чить, что микроплазменный способ может быть успешно исполь-
зован для сварки торцовых соединений алюминия и его сплавов
при изготовлении аналогичных конструкций в других отраслях.
Примером применения микроплазменной сварки для стыко-
вых соединений алюминия малой толщины являются заготовки
уплотнительных прокладок химической аппаратуры. Прокладки
представляют собой оболочку из алюминия, заполненную асбе-
стом. Экономически наиболее целесообразно применять про-
кладки из мягкого алюминия толщиной 0,2—0,3 мм. В настоя-
Рис. 130.
Общий вид
электроводонагревателя
БАС-10/МЧ-04.
230
Глава пятая. Применение микроплазменной сварки
щее время промышленностью «освоено производство цельноме-
таллических прокладок диаметром до 600 мм. Изготовление
прокладок большого диаметра невозможно из-за отсутствия
фольги соответствующей ширины. Прокладки большого диамет-
ра можно получить штамповкой отдельных элементов из фоль-
ги и последующей сваркой их стыковыми швами. Разработана
технология автоматической и ручной микроплазменной сварки
стыковых швов заготовок асбометаллических прокладок из алю-
миния марки А5 толщиной 0,2—0,3 мм (рис. 131) [81], Для
механизированной сварки прокладок создана специальная
установка У-549. Сборку заготовок при ручной сварке осуще-
ствляют на технологической подкладке с канавкой овальной
формы для формирования обратного валика. Обратный валик
позволяет вывести из рабочего сечения шва окисные включе-
ния, непровары и другие дефекты. Ручную сварку производят
с использованием присадочной проволоки, которая позволяет
уменьшить требования к точности сборки свариваемых соеди-
нений и устранить прожоги. В случае сварки без присадочной
проволоки требуется -весьма высокая точность сборки элементов
под сварку. При этом зазор в стыке не должен превышать
0,02—0,03 мм.
Режим механизированной сварки прокладок толщиной
0,3 мм: /Св = 12ч-15 A; t’CB = 30 ч-40 м/ч; диаметр присадочной
проволоки 0,8—1,0 мм; расход аргона—0,3—0,4 л/мин; расход
гелия 2—3 л/м-ин. При ручной сварке диа-метр присадочной про-
волоки 1—1,2 мм, сварочный ток 8—10 А. Ручную сварку
ведут слева направо. Для начала и конца шва на заготовках
прокладок предусматриваю г припуски величиной 5—8 мм.
Рис. 131.
Сваренная заготовка оболочки
прокладки.
Сварка изделий из легких сплавов
231
После сварки эти припуски срезают. Механические испытания
сварных прокладок из алюминия толщиной 0,3 мм показывают
предел прочности на разрыв 6—7 кгс/мм2, что соответствует
прочности основного металла в отожженном состоянии. Свар-
ные прокладки допускают многократный изгиб в направлении,
перпендикулярном к шву. Опыт эксплуатации асбометалличе-
ских прокладок со сварной оболочкой свидетельствует об их
высокой работоспособности.
Накоплен также опыт использования микроплазменной свар-
ки на переменном токе для изготовления алюминиевых корпу-
сов конденсаторов, защитных кожухов и каркасов, труб и обе-
чаек, фланцевых соединений трубопроводов и других изделий
различного назначения. Во всех случаях микроплазменный
способ сварки обеспечивает минимальные деформации свари-
ваемых конструкций и высокую плотность швов.
При разработке технологии сварки конкретных изделий из
легких металлов и сплавов малых толщин следует иметь в виду,
что для данных металлов во всех случаях предпочтительнее ис-
пользовать автоматическую микроплазменную сварку, обеспе-
чивающую более равномерное формирование швов по сравне-
нию с ручным способом. При этом сборочно-сварочные установ-
ки для механизированной микроплазменной сварки целесооб-
разно создавать на базе унифицированных узлов. На рис. 132
приведен общий вид установки для сборки и сварки листовых
конструкций из алюминиевых сплавов толщиной 0,3—1,5 мм
[82]. Сварочный автомат А-342 1 с плазмотроном ОБ-1213 2 и
направляющим рельсом 3 установлен на поворотной консоли
Рис. 132.
Микроплазменная
сварка стыковых
соединений
листовых
конструкций из
тонкого алюминия.
232
Глава пятая. Применение микроплазменной сварки
4, отводящейся при сборке деталей и снятии готовых изделий.
Сборку деталей под сварку производят в приспособлении 5,
снабженном технологической подкладкой для формирования об-
ратной стороны шва. Для получения швов требуемой формы
применяют присадочную проволоку. При микроплазменной
сварке торцовых соединений тонкого алюминия используют об-
легченные автоматы без механизма подачи присадочной про-
волоки (рис. 133). В данном случае тележка 1 перемещается
вдоль шва по жестким направляющим 2. Точное направление
дуги по свариваемым кромкам обеспечивают с помощью копи-
рующего устройства 3, с которым связан плазмотрон 4, Фикса-
цию свариваемых кромок с минимальным зазором осуществля-
ют пневматическим клавишным прижимом 5. При микроплаз-
менной сварке изделий более сложной конфигурации требуются
специализированные сварочные установки [83].
5. СВАРКА
В МЕДИЦИНСКОЙ ТЕХНИКЕ
В медицинской технике микроплазменная сварка хорошо заре-
комендовала себя при изготовлении зубных протезов и различ-
ных ортопедических аппаратов. Как известно, материал, из
которого изготовляют протезы, должен быть безвреден для орга-
низма человека, так как в полости рта он подвергается химиче-
скому воздействию слюны и пищевых продуктов. Опыт работы
зубопротезных клиник показывает, что большая часть паяных
Рис. 133.
Микроплазменная
сварка торцовых
соединений
тонкого алюминия.
Сварка в медицинской технике 28Э
протезов не выдерживает механических нагрузок и разруша-
ется.
Для изготовления зубных протезов применяют хромоникеле-
вую нержавеющую сталь марки Х18Н10Т, а для соединения
металлических частей — припой на основе серебра (37%), меди,,
никеля, марганца, бериллия, магния, кадмия и других элемен-
тов. Поэтому паяные зубные протезы в полости рта при нали-
чии слюны как электролита превращаются в гальванические
элементы. При увеличении числа паек в протезах гальваниче-
ские токи достигают 30 мкА. Качество соединений при пайке
металлических частей протезов зависит от многих трудноучи-
тываемых факторов. Серьезный недостаток пайки — нагрев ме-
талла открытым пламенем на воздухе, что приводит к образо-
ванию окисной пленки. Более эффективно соединять детали
зубных протезов микроплазменной сваркой, обеспечивающей
прочное соединение деталей и исключающей необходимость ис-
пользования припоя и флюса [84 J.
Л4икроплазменную сварку зубных протезов производят (рис..
134) от источника питания А-1255И 1 плазмотроном ОБ-1115 2.
Плазмообразующий газ — аргон, защитный — аргоноводородная
смесь (94% Аг и 6% Н2). Разработано специальное приспособ-
ление 5 для закрепления зубных протезов при сварке. С помо-
щью этого приспособления соединяемые детали фиксируют
в различных пространственных положениях.
Надежное сварное соединение протезов можно получить при
их стыковке с минимальным зазором. В таких случаях при рас-
плавлении кромок легко образуется общая жидкая ванна. После
кристаллизации металла получают прочные и гладкие швы
с блестящей поверхностью. Зазор между деталями не должен
превышать 15% толщины наиболее тонкой свариваемой заго-
товки. В противном случае образуются прожоги. Такие жесткие
требования к подготовке детали не всегда выполнимы в зубо-
протезной технике. Поэтому в некоторых случаях приходится
применять присадочный материал, которым заполняют зазоры-
и устраняют неплотности пригонки. В качестве присадочного
материала используют проволоку из того же металла, что и*
протез.
Испытания зубных протезов на разрыв показали, что предел
прочности сварных образцов в 4—5 раз выше паяных. Для-
определения угла изгиба образцов изготовляли пластинки 100Х
Х200Х1,5 мм (по 20 пластинок сваренных встык и спаянных,
припоем). Паяные образцы разрушались по месту пайки при
угле изгиба менее 20°. Сварные образцы выдерживали изгиб
на 160—180°.
На микрошлифах сварного соединения дефекты не обнару-
жены, структура мелкозернистая, соединения прочноплотные,.
234
Глава пятая. Применение микроплазменной сварки
металл однородный, без включений. В то же время на микро-
шлифах паяных литых зубов с коронкой обнаруживается, что
слой припоя лишь в отдельных местах соединяет детали. В се-
редине слоя имеются поры, вызванные выделением газов в про-
цессе пайки. Клинические наблюдения показали, что протезы,
выполненные микроплазменной сваркой, в -полости рта не окис-
ляются, сварной шов остается гладким, окраска его не изме-
няется. Гальванические микротоки при таких протезах не пре-
вышают 3 мкА.
Получены также положительные результаты при микроплаз-
менной сварке искусственных аортальных и митральных кла-
панов из титана для сердца человека. Новый способ сварки
успешно используют в медицинской технике для изготовления
специального хирургического инструмента.
6. ИСПРАВЛЕНИЕ МИКРОДЕФЕКТОВ
При контрольных испытаниях изделий из нержавеющей стали,
изготовленных с применением пайки, нередко обнаруживается
нарушение герметичности из-за наличия сквозных свищей, пор
и шлаковых включений. Применение аргонодуговой сварки для
исправления указанных дефектов связано с широкой зоной ра-
зогрева, повышенными деформациями изделий, оплавлением
припоя и нежелательными структурными изменениями в около-
шовной зоне. Указанные недостатки полностью устраняются
при замене аргонодуговой сварки микроплазменной [85].
В качестве плазмообразующего газа используют аргон, а
защитного — смесь этого газа с водородом (96% Аг 4-
+4% Н2). Оптимальные режимы сварки: /д.д = 1,2 А; /Св=
= 6 А; Спл = 0,25 л/мин; 9 л/мин; исв = 10 м/ч, /д ==
== 3-г- 4 мм.
Как показал опыт, места заварки имеют гладкую блестящую
поверхность и не требуют дальнейшей механической обработки.
Испытание деталей на герметичность при избыточном давле-
нии не показали течей в местах сварки. Металлографические
исследования свидетельствуют, что оплавленный металл плот-
ный, трещины, поры и другие дефекты отсутствуют. Глубина
проплавления составляет около 0,8 мм. На границе оплав-
ленного металла структурных изменений не выявлено. Обрат-
ная сторона завариваемых стенок имеет цвета побежалости, со-
ответствующие температуре нагрева 700° С. Состояние паяных
соединений в зоне заварки удовлетворительное, оплавление или
окисление припоя не обнаружено.
Микроплазменная сварка применима также для устранения
микропор, раковин, трещин и неметаллических включений в ар-
Исправление микродефектов
235
матуре, изготовленной из стали 1Х18Н10Т и наплавленной изно-
состойким сплавом — стеллитом марки ВЗК (запорные детали
арматуры с плоской и конусной формами рабочих поверхностей)
(рис. 135) [86]. Высокая концентрация энергии микроплазмен-
ной дуги позволяет исправлять дефекты на наплавленной по-
верхности без нарушения формы и размеров деталей. При устра-
нении глубоких трещин в наплавке стеллита дефектные места
разделывают механическим путем, а затем, применяя присадку
стеллита, постепенно заплавляют заподлицо с поверхностью
деталей. Неметаллические включения, как правило, либо разру-
шаются, либо всплывают па поверхность расплавленной ван-
ночки. При последующей обработке резцом или притирке уда-
ляется шлак. При исправлении дефектных мест микроплазмен-
ной дугой предварительный, сопутствующий и последующий
подогревы деталей не требуются.
Для исправления дефектов алюминиевого литья обычно при-
меняют дуговую сварку плавящимся и неплавящимся электро-
дами, а также газовую сварку. Широкая зона термического
влияния при этих способах сварки вызывает значительные де-
формации отливок. Использование газового пламени для исправ-
ления дефектов алюминиевого литья требует трудоемкой меха-
нической обработки для удаления неизбежных наплывов, при-
менения специальных флюсов и последующей зачистки шлако-
вой корки. Микроплазменная сварка обеспечивает более качест-
венное исправление дефектов в деталях из сплавов типа АЛ2,
АЛЗ, АЛ5 и АЛ9 [87]. В зависимости от характера и геометри-
ческих размеров дефектов микроплазменную сварку применяют
как с присадочной проволокой, так и без нее. В качестве при-
садки используют проволоку марок АК-5 и АК-9 диаметром 1 —
2 мм. Дефекты в отливках средних размеров заваривают на ре-
Рис. 134.
Микроплазменная
сварка зубных
протезов.
236
Глава пятая. Применение микроплазменной сварки
жиме: /пр= 30ч- 60 А; /ос = 15ч-30 А; фпл = 0,2ч-0,3 л/мин;
Q3 ~ 6ч-8 л/мин; /д = 4ч-6мм.
Микроплазменной сваркой исправляют также дефекты дета-
лей из сплава Д16Т, прошедших механическую обработку. Изме-
нение геометрических размеров деталей после заварки дефектов
не обнаруживается. Подваренные места имеют гладкую, блестя-
щую поверхность. Металлографические исследования свидетель-
ствуют о том, что металл в местах заварки дефектов плотный.
Поры, трещины, а также другие дефекты в местах сварки от-
сутствуют.
Весьма эффективен микроплазменный способ для наплавки
и ремонта кромок рабочих лопаток турбин атомных судов и
двигателей самолетов, восстановления клапанов тракторных
двигателей и других изделий аналогичного назначения. Его мож-
но успешно использовать для нанесения тонких слоев (0,3—
0,8 мм) жаростойких и эрозионностойких материалов при на-
плавке деталей сложной геометрической формы.
7. ПЕРСПЕКТИВЫ ПРИМЕНЕНИЯ
МИКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКИ
Приведенными выше примерами далеко не органичиваются
освоенные области применения микроплазменной сварки. В на-
стоящее время микроплазменную сварку постоянным и разно-
полярным током в непрерывном и импульсном режимах горения
дуги используют более чем на 500 предприятиях 16 отраслей
нашей страны [88].
Имеются широкие возможности дальнейшего увеличения
объемов использования микроплазменной технологии, повыше-
ния ее эффективности и расширения областей применения. Осо-
бое внимание необходимо уделить созданию технологии микро-
плазменной сварки прогрессивных и экономичных конструкций
из многих специальных сталей, цветных и редких металлов и
сплавов, выдерживающих высокие температуры, большие дав-
ления и скорости, противостоящие действию знакопеременных
нагрузок и перепадам температур, обладающих жаростойкостью,
жаропрочностью, сопротивляемостью коррозии и рядом других
качеств. Такие конструкции играют важную роль в создании
объектов для авиации, судостроения, атомной энергетики, космо-
навтики, электроники, телемеханики и других ведущих отраслей.
Использование микроплазменной сварки при изготовлении тон-
костенных конструкций для перечисленных отраслей будет спо-
собствовать более экономичному расходу материалов, росту
производительности труда, улучшению качества продукции, по-
вышению эксплуатационной надежности объектов новой техни-
Перспективы применения микроплазменной сварки
237
ки, а во многих случаях и созданию принципиально новых
сварных конструкций из различных металлов и сплавов малых
толщин.
Остановимся кратко на перспективах дальнейшего развития
теории и практики микроплазменной сварки. Необходимы даль-
нейшие теоретические и экспериментальные исследования по
низкотемпературной дуговой плазме для изыскания простых и
эффективных методов увеличения плотности энергии в более
широком диапазоне токов как в приэлектродных областях, так
и в столбе, сварочной дуги. В этой связи представляют интерес
исследования особенностей дуговой плазмы, питаемой высоко-
частотными импульсами тока (примерно несколько десятков
килогерц), когда нарастание тока значительно опережает ско-
рость развития фронта ионизации в радиальном «направлении
(скорость расширения столба плазмы).
Назрела необходимость унификации основных узлов аппа-
ратов: силового, поджига, прерывателя тока, газовой аппара-
туры, автоматики. Это позволит упростить конструкцию, обслу-
живание и ремонт аппаратов, будет способствовать удешевле-
нию их производства и улучшению качества.
Представляет интерес создание многопостовых источников
питания, позволяющих значительно упростить эксплуатацию
оборудования в условиях серийного производства. В этом плане
наибольший интерес представляет создание многодуговых си-
стем на 3, 4 и более плазмотронов, что является ключом к ре-
шению одной из основных проблем, стоящих перед микроплаз-
менной сваркой,— резкого повышения скоростей сварки. В на-
стоящее время существующая технология и оборудование по-
зволяют достигать скорости примерно 50—80 м/ч. В то же время
потребности промышленности ставят на повестку дня скоро-
сти 400—600 м/ч и более, например при производстве тонкостен-
ных труб из ленты, специальных тонкостенных профилей, при
Рис. 135.
Внешний вид узлов деталей
арматуры, дефекты в которых
исправлены микроплазмой.
238
Глава пятая. Применение микроплазменной сварки
сварке лент для непрерывного проката и во многих других
случаях.
Несомненно, резкое увеличение скорости микроплазменной
сварки является в настоящее время первостепенной задачей.
С другой стороны, указанная проблема связана непосредственно
с другой, не менее важной — автоматизацией процесса микро-
плазменной сварки. К настоящему времени только примерно
15—20% общего внедренного объема микроплазменной сварки
в той или иной степени механизировано и автоматизировано.
В то же время простота процесса микроплазменной сварки,
более низкие требования по поддержанию в заданных пределах
длины дуги, скорости сварки и некоторых других параметров
позволяют довести процент автоматизации уже в ближайшие
годы до 60—80% и более. Для этого необходимо помимо увели-
чения мощности аппаратов и создания многодуговых систем
сосредоточить усилия на разработке сварочных автоматов — как
узкоспециализированных для производства массовых изделий,
так и широкоуниверсальных многоцелевого назначения из уни-
фицированных узлов и блоков.
Для решения этой задачи необходимо выполнить поисковые
исследовательские и конструкторские работы по автоматизации
точного направления малоампериой дуги по стыку, по созданию
систем автоматического регулирования заданных параметров
сварного шва (в основном проплавления при колебаниях зазо-
ра и ширины шва), а также по стабилизации параметров режи-
мов сварки.
В области технологии микроплазменной сварки необходимо
дальнейшее расширение диапазона толщин свариваемых мате-,
риалов как особо тонких (менее 0,1 мм) так и толщиной более
1,5—2 мм. Это особенно актуально для сварки легких металлов
и сплавов (алюминиевых, магниевых и бериллиевых).
Автоматизация процесса микроплазменной сварки требует,
разработки технологии сварки на высоких скоростях. В настоя-
щее время основные технологические рекомендации разработа-
ны применительно к ручному процессу, при котором скорость
сварки зависит от квалификации сварщика и его утомляемости.
К технологии сварки на высоких скоростях предъявляются спе-
цифические требования, связанные с необходимостью предот-
вращения ряда известных дефектов (подрезов, пор, трещин).
Требуются дальнейшие работы по совершенствованию' тех-
нологии сварки конструкций из разнородных металлов и спла-
вов. В этом направлении перспективно использование микроплаз-
менной дуги для локальной высокотемпературной пайки, в том
числе металлов с керамикой. Широкие возможности по даль-
нейшему расширению области применения микроплазменной
дуги имеются при использовании ее помимо сварки в других
Перспективы применения микроплазменной сварки
239
процессах прецизионной термической обработки материалов, в
первую очередь микроплазменной резки металлов, полимерных
пленок, пластмасс, стекла, кварца, керамики, тканей. Несом-
ненно эффективным является применение микроплазменного
процесса для наплавочных работ, особенно при исправлении
мелких дефектов готовых изделий.
В прогнозе развития сварки в СССР предусмотрено интен-
сивное расширение объема применения микроплазмепных про-
цессов. Дальнейшее развитие работ по созданию новых техно-
логических процессов, разработке специальной аппаратуры, ме-
ханизированного и автоматизированного оборудования и нара-
щиванию его выпуска будет способствовать прогрессу свароч-
ной техники в СССР.
Проведенные в ИЭС им. Е. О. Патона АП УССР исследова-
ния показали, что как режущий инструмент микроплазменная
дуга обладает рядом положительных свойств: высокой произ-
водительностью, точностью реза, простотой оборудования. Су-
щественной особенностью, определяющей перспективность при-
менения микроплазменной дуги косвенного действия при авто-
матизации процесса резки волокнистых материалов в легкой
промышленности, является независимость качества реза от ско-
рости резапия.
Преимущества малоамперной сжатой дуги особо проявляют-
ся при резке материалов из искусственных и синтетических во-
локон, а также стеклоткани.
Указанные материалы характеризуются высокой осыпаемо-
стью, которая при резке дугой устраняется за счет оплавления
кромок. Уменьшение осыпаемости дает значительную экономию
материала и устраняет операции по закреплению края. Даль-
нейшее развитие этого направления должно идти по пути раз-
работки схем поточного раскроя, многослойной резки и созда-
ния мпогопостовых систем.
Весьма перспективно дальнейшее исследование и разработка
способов микроплазменной резки тонколистовых металлических
материалов, фолы, сеток и т. п. В этом случае, как показывает
опыт, удается резко повысить производительность труда и ка-
чество реза. Особенно это относится к резке сеток, например
фильтровальных, которые по структурной характеристике близ-
ки к волокнистым материалам. Микроплазменная резка в этом
случае полностью устраняет осыпаемость, дает высокое каче-
ство реза и значительно облегчает раскрой сетки на детали из-
делий.
Представляет интерес резка тонкого металла импульсной ду-
гой. Выбором режима обеспечивается возможность изготовле-
ния решетчатых структур с широким диапазоном параметров.
2 40
Глава пятая. Применение микроплазменной сварки
Указанный процесс намного производительней и дешевле суще-
ствующих.
Требуют дальнейшего развития работы по пайке, а также
термической обработке стекла, кварца и других подобных мате-
риалов микроплазменной дугой косвенного действия. Несомнен-
но эффективным является применение микроплазменного про-
цесса для наплавочных работ, особенно при исправлении мел-
ких дефектов готовых изделий. И, наконец, микроплазменная
дуга может оказаться полезной в смежных областях науки и
техники — атомной физике, ракетной технике, космонавтике —
как прецизионный эжектор заряженных частиц.
В прогнозе развития сварки в СССР предусмотрено интен-
сивное расширение объема применения микроплазменных про-
цессов. Дальнейшее развитие работ по созданию новых техно-
логических процессов, разработке специальной аппаратуры, ме-
ханизированного и автоматизированного оборудования и нара-
щиванию его выпуска будет способствовать прогрессу свароч-
ной техники в СССР.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Технология электрической сварки металлов и сплавов плавлением / Под
ред. Б. Е. Патона. М., Машиностроение, 1974. 768 с.
2. Кесаее И. Г. Катодные процессы электрической дуги. М., Наука, 1968.
244 с.
3. Гвоздецкий В. С., Рублевский И. И. Расчет степени ионизации многоком-
понентной плазмы столба сварочной дуги.—Автомат, сварка, 1977, № 11,
с. 12—16.
4. Финкельбург В., Мэккер Г. Электрические дуги и термическая плазма.
М., Изд-во иностр, лит., 1961. 370 с.
5. Хренов К. К. Термическая сварочная дуга.— Автоген, дело, 1949, № 8,
с. 14—15.
6. Лесков Г. И. Электрическая сварочная дуга. М., Машиностроение, 1970.
335 с.
7. Грановский В. Л. Электрический ток в газе. М. — Л., Гостехиздат, 1952.
. 432 с.
8. Гранееский В. Л. Электрический ток в газе. М., Наука, 1971. 543 с.
9. Тиходеев Г. М. Энергетические свойства электрической сварочной дуги.
М. — Л., Изд-во АН СССР, 1961. 254 с.
10. Капцоз II. А. Электрические явления в газах и вакууме. М., Гостех-
издат, 1950. 836 с.
II. Залесский А. М. Электрическая дуга отключения. М. — Л., Госэнергоиздат,
1963. 266 с.
12. Теоретические основы сварки / Под ред. В. В. Фролова. М., Высш, школа,
1970. 592 с.
13. Энгель А. Ионизированные газы. М., Физматгиз, 1959. 332 с.
14. Движущаяся плазма / Под ред. Е. В. Кудрявцева, В. П. Попова. М.,
Изд-во иностр, лит., 1961. 612 с.
15. Гвоздецкий В. С., Зражевский В. А. Численное решение уравнения балан-
са энергии столба цилиндрической дуги.— Автомат, сварка, 1975, № 6,
с. 5—8.
16. А. с. 143177 (СССР). Способ сварки в вакууме / Д. А. Дудко, С. П. Ла-
киза. Опубл, в Б. И., 1961, № 23.
17. Lidsky L- М. Ionized hollow cathode discharge.— J. Appl. Phys., 1968,
33, № 8, p. 2490—2498.
18 Сварка электронным лучом. (Материалы конф.). М., О-во «Знание*
РСФСР, 1974, с. 30—38.
242
Список литературы
19. Гвоздецкий В. С. Расчет плотности тока в дуге низкого давления в ва-
кууме.— Автомат, сварка, 1975, № 3, с. 1—5,
20. Романский Д. А. Физика газового разряда. М. — Л., ОНТИ, 1937. 348 с.
21. Гвоздецкий В. С., Дудко Д. А., Скляревич В. Е. Распределение плот-
ности тока в дуге низкого давления.— Автомат, сварка, 1974, № 10,
с. 1—4.
22. Гвоздецкий В. С. О функции распределения плотности тока в анодном
пятне дуги.— Автомат, сварка, 1973, Ks 12, с. 20—24.
23. Гвоздецкий В. С., Скляревич В. Е. Некоторые характеристики дугового
распяла с термокатодом при пониженном давлении.— Автомат, сварка,
1973, № 8, с. 22—24.
24. Булкин И. С., Хохлов -М. 3. Статистическое запаздывание зажигания им-
пульсного сверхвысокочастотного разряда.— Радиотехника и электрон.,
1958, № 6, с. 806—809.
25. Определение времени запаздывания возбуждения дугового разряда
с термокатодом при пониженном давлении / В. С. Гвоздецкий, Д. А. Дуд-
ко, В. Е. Скляревич, Л. М. Яринич.— Автомат, сварка, 1973, № 9,
с. 9—12.
26. Оптимальные характеристики источника питания для микроплазменной
сварки / В. С. Гвоздецкий, Д. А. Дудко, В. И. Скрынник, Г. Н. Игпат-
чепко, Л. М. Яринич.— Автомат, сварка, 1968, № 10, с. 21—25.
27. Выбор оптимального режима маломощного плазмотрона косвенного дей-
ствия / Д. А. Дудко, В. А. Зражевский, В. С. Гвоздецкий, Б. И. Шпай,
дер.— Автомат, сварка, 1973, № 4, с. 39—41.
28. Васильев К. В. Газоэлектрическая резка металлов. М., Машгиз, 1963.
175 с.
29. Зражевский В. А., Гвоздецкий В. С. Об одном применении задачи по
теплообмену в слое дисперсного материала.— Инж.-физ. жури., 1972, № 3,
с. 520—525.
30. Гвоздецкий В. С. К теории катодных процессов в электрической дуге.—
Автомат, сварка, 1969, № 1, с. 33—37; № 6, с. 1—4.
31. Гвоздецкий В. С. Влияние испарения материала катода на механизм
эмиссии в дуге.— Автомат, сварка, 1970, № 11, с. 1—3.
32. А. с. 238700 (СССР). Источник питания дуги переменного тока / Б. Е. Па-
тон, Д. А. Дудко, Ф. М. Виноградский, В. С. Гвоздецкий, А. Н. Корни-
енко. Опубл, в Б. И., 1969, № 10.
33. Гвоздецкий В. С., Рублевский И. И., Яринич Л. М. Преддуговые про-
цессы па холодных катодах со слабо ионизированным разрядным про-
межутком.— Автомат, сварка, 1977, № 10, с. 17—22.
34. А. с. 221477 (СССР). Способ плазменной сварки / Б. Е. Патон,
Д. А. Дудко, В. С. Гвоздецкий, Г. Н. Игнатченко, В. И. Скрыппик,
Л. М. Яринич. Опубл, в Б. И., 1971, 24.
35. Импульсная микроплазменная сварка па постоянном и переменном токе /
В. С. Гвоздецкий, Б. И. Шнайдер, Н. М. Воропай, Л. Н. Козлов,
В. В. Щербак.— Автомат, сварка, 1975, № 2, с. 39—42.
36. Патон Б. Е., Лебедев В. К. Электрооборудование для дуговой и шлаковой
сварки. М„ Машиностроение, 1966. 159 С.
37. Преображенский В. И., Зимин Е. Н. Силовые кремниевые вентили. М.,
Энергия, 1971. 80 с.
38. Ситник Н. X. Силовая полупроводниковая техника. М., Энергия, 1968.
320 с.
39. Кремниевые вентили / Под ред. С. Б. Юдицкого. М., Энергия, 1968.
304 с.
40. Импульсные схемы па динисторах и тиристорах / Р. В. Билик. В. С. Кру-
тенко, В. Г. Мальтшкин, В. Н. Силаев. М., Наука, 1968. 240 с.
41. Управляемые полупроводниковые вентили / Ф. Джентри, Ф. Гутцвиллер,
Н. Голоньяк, Э. Фон Застров. М., Мир, 1967. 456 с.
Список литературы
243
42. Ауен Л. Ф. Бесконтактные переключатели и пересчетпые схемы на тири-
сторах. Л., Энергия, 1968. 92 с.
4'3. Тиристоры. Техн, справочник / Под ред. Д, А. Лабунцова, С. Г, Обухова,
А. Ф. Свиридова. М., Энергия, 1971. 560 с.
44. Горохов В. А., Щедрин М. Б. Физические основы применения тиристоров
в импульсных схемах. М., Сов. радио, 1972. 304 с.
45. А. с. 221189 (СССР). Устройство для получения импульсного сварочного
тока / В. Д. Славинский, В. А. Букаров, В. Т. Пищик, Ю. С. Ищенко,
В. П. Рыбкин. Опубл, в Б. И., 1968, № 21.
46. А. с. 270935 (СССР). Устройство для получения импульсов сварочного
тока / Б. Е. Патон, Д. А. Дудко, Г. Б. Асоянц, В. С. Гвоздецкий,
Л. Н. Козлов, Б. И. Шнайдер, В. Е. Скляревич, В. И. Скрыппик,
Л. М. Яринич. Опубл, в Б. И., 1970, № 17.
47. Коммутаторы тока для микроплазменной сварки / Д. А. Дудко,
В. С. Гвоздецкий, В. Ф. Лапчинский, В. Е. Скляревич.— Автомат, сварка,
1972, № 5, с. 59—61.
48. Пат. 2107057 (ФРГ). Stromquelle fiir die Plasmaschwei^ung/Institut
elektroswarki im. E. O. Patona. Опубл. 02.09.76.
49. Пат. 532446 (Швейцария). Schwcisseinrichtung zum Schwcissen ton Verk-
stiicken/Institut elektroswarki im. E. O. Patona. Опубл. 28.02.73.
50. A. c. 448094 (СССР). Фазорегулирующая схема запуска управляющих
диодов / Д. А. Дудко, В. С. Гвоздецкий, В. Е. Скляревич, В. И. Скрып-
ник. Опубл, в Б. И., 1974, № 40.
51. А. с. 234574 (СССР). Источник питания для сварки на переменном токе /
Б. Е. Патон, Д. А. Дудко, В. С. Гвоздецкий, Г. Н. Игнатченко,
В. И. Скрыппик, Л. М. Яринич. Опубл, в Б. И., 1971, № 25.
52. Правила технической эксплуатации электроустановок потребителей и пра-
вила техники безопасности при эксплуатации электроустановок потреби-
телей. М_, Атомиздат, 1970. 352 с.
53. А. с. 315545 (СССР). Способ сварки стыковых швов / И. М. Воропай,
М. Л. Звонков, Д. М. Рабкин, В. В. Щербак. Опубл, в Б. И., 1971, № 29.
54. Микроплазменная сварка легких металлов с катодным распылением
окисных пленок / Н. М. Воропай, В. С. Гвоздецкий, В. В. Щербак,
Л." М. Яринич.— Автомат, сварка, 1969, № 7, с. 28—31.
55. Микроплазменная сварка тонких деталей из алюминия и его сплавов /
В. С. Гвоздецкий, Н. М. Воропай, Р. С. Каромян, В. В. Щербак —
Пром-сть Армении, 1968, № 10, с. 52—54.
56. Шишаков 11. А., Андреева В. В., Андрущенко Н. К. Строение и меха-
низм образования окисных пленок па металлах. М„ Изд-во АН СССР,
1959. 195 с.
57, Данков П. Д., Игнатов Д. В., Шишаков Н. А. Электроппографичсские
исследования окисных и гидроокисных пленок на металлах. М., Изд-во
АН СССР, 1953. 200 с.
58. Кубашевский О., Гопкинс Б. Окисление металлов и сплавов. М., Метал-
лургия, 1959. 570 с.
59. Вол А. Е. Строение и свойства двойных металлических систем. М., Физ-
матиздат, 1959. 570 с.
60. Герасимов Я. И., Крестовников А. Н., Шахов А. С. Химическая термо-
динамика в цветной металлургии. М., Металлургия, 1965. 427 с.
61. Воропай Н. М., Рабкин Д. М. Окисление алюииния А5 и сплава АМгб
при нагреве и сварке.— Алюминиевые сплавы, 1975, вып. 7, с. 89—
93.
62. Определение толщины и строения окисной пленки на алюминии и его
сплавах / Ю. Ф. Фатеев, Н. М. Воропай, Г. Г. Вржосек, Д. М. Рабкин,
А. В. Никольский.— Автомат, сварка, 1969, № 11, с. 71—72.
63. Воропай И. М., Манжелей Г. П. Выявление окисных включений в швах
на алюминиевых сплавах.—Автомат, сварка, 1963, № 3, с. 71—72.
244
Список литературы
64. Рыкалин Н. И. Расчеты тепловых процессов при сварке. М., Машгиз, 1951.
296 с.
65. Воропай И. Л1., Кулик А. Н., Гульчевский Л. С. Распространение тепла
в основном металле при микроплазменной сварке.—• Физ. и хим. обраб.
материалов, 1977, № 4, с. 33—39.
66. Подстригач Я. С., Коляно Ю. М. Неустановившиеся температурные поля
и напряжения в тонких пластинках. Киев, Наук, думка, 1972.
308 с.
67. Gorman Е. F., Skinner Q. М., Jenni D. М. Plasma needle arc for very low
current work.—Word J., 1966, № 11, p. 899—902.
68. BorutzkiU- Mikroplasmaschweisen von Folien und Feinblechen aus unle-
giertem Stahl—Schweiss. Technik, 1971, 21, № 8, ss. 338—342.
69. Гвоздецкий В. С., Яринич Л. М., Скрыпник В. И. Выбор режимов
импульсной мнкроплазменной сварки.— Автомат, сварка, 1973, № 7,
с. 48—50.
70. Некоторые особенности микроплазменной сварки тонколистовых материа-
лов / В. В. Басанский, В. М. Балицкий, В. Н. Самилов, И. В. Сухенко.'—
Автомат, сварка, 1971, № 9, с. 40—42.
71. Опыт внедрения новой технологии сварки благородных металлов /
Г. А. Павлийчук, Г. В. Плющ, А. А. Запорожец, Ю. М. Лосев.— Техно-
логия и орг. пр-ва, 1976, № 8, с. 43—46.
72. Погребиский Д. М., Шнайдер Б. И. Оценка прочности сварных соеди-
нений палладиевой фольги.— Автомат, сварка, 1973, N° 5, с. 36—
38.
73. Шнайдер Б. И., Погребиский Д. М., Родина А. А. О применимости
аргоноводородных смесей при сварке сплавов на основе палладия.—
Автомат, сварка, 1973, № 1, с. 54—56.
74. А. с. 333228 (СССР). Способ подготовки поверхности алюминия и его
сплавов под сварку / Д. М. Рабкин, И. М. Воропай, Г. Г. Вржосек,
Ю. Ф. Фатеев, В. И. Добаткин, Г. Л. Зубриенко, А. А. Пащенко.
Опубл, в Б. И., 1972, № 11.
75. А. с. 459535 (СССР). Раствор для химического полирования алюминия /
Ф. Ф. Фатеев, Г. Г. Вржосек, Л. И. Антропов, Н. М. Воропай, Д. М Раб-
кин. Опубл, в Б. И., 1975, № 5.
76. Оптимизация режимов химического полирования сварочной проволоки из
алюминия и алюминиевых сплавов / Н. М. Воропай, Д. М. Рабкип,
А. А. Рева, IO. Ф. Фатеев.— Автомат, сварка, 1978, № 1, с. 41—44.
77. Импульсная сварка при пониженном давлении / В. Е. Скляревич,
Д. А. Дудко, В. С. Гвоздецкий, В. Ф. Лапчннский, С. М. Абрамович,
А. Р. Фомин.— Автомат, сварка, 1973, № 3, с. 40—42.
78. Сварка особотопкостенных труб / Д. А. Дудко, В. Г. Вербицкий,
Б. И. Шнайдер, Ю. Е. Сергеев, Н. Ш. Ардаширов. М., Машиностроение,
1977. 128 с.
79. Яринич Л. М., Гвоздецкий В. С., Игнатченко Г. Н. Микроплазменная
сварка полых уплотнительных колец.— Автомат, сварка, 1974, № 6,
с. 41—42.
80 Микроплазменная сварка корпусов электродвигателей / II. М. Во-
ропай, Ю. В. Пацовский, В. Ю. Петров, С. А. Тапский.— Автомат, сварка,
1976, № 2, с. 73—74.
81. Воропай И. М., Щербак В. В., Григорьев А. А. Импульсная микроплаз-
менная сварка тонких алюминиевых прокладок.— Хим. и нефт. маш-ннс
1971, № 11, с. 19.
82. Автомат для прецизионной сварки тонколистовых конструкций /
Ю. И. Сапрыкин, В. В. Щербак, Н. М. Воропай, В. И. Бакаева,
В. К. Зяхор.— Автомат, сварка, 1972, Ks 1, с. 74.
Список литературы 246
83. А. с. 498141 (СССР). Установка для сварки коробчатых изделий с за-
кругленными углами / В. Е. Патон, М. Г. Бельфор, В. И. Пеккер, В. А. Ко-
тов, И. В. Колесник, Е. Я. Лещинский, Н. М. Воропай, Л. Б. Рогачевский,
В. Г. Курбаков. Опубл, в Б. И., 1976, Ns 1.
84. Данченко А. Н., Любчевский А. А., Шнайдер Б. И. Микроплазменная
сварка зубных протезов.— Автомат, сварка, 1974, Ns 8, с. 53—55.
85. Шнайдер Б. И., Вербицкий В. Г., Вангтниц И. С. Применение микро-
плазменной сварки для исправления дефектов узлов из нержавеющих
сталей.— Автомат, сварка, 1970, № 5, с. 71—72.
86. Шнайдер Б. И., Стрижак А. И. Восстановление деталей микроплазмой.—
Автомат, сварка, 1968, Ns 10, с. 71—73.
87. Шнайдер Б. И., Щербак В. В. Исправление микродефектов литья алюми-
ниевых сплавов.— Автомат, сварка, 1974, Ns 3, с. 76.
88. Патон Б. Е., Харченко П. Ф. Достижения сварочного производства в
СССР.— Свароч. пр-во, 1977, Ns 11, с. 3—7.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие ..................................... , . 5
Глава первая
ФИЗИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ МИКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКИ
1. КРАТКИЕ СВЕДЕНИЯ О ДУГЕ И ЕЕ СТРОЕНИИ.................. 7
2. ОСНОВНЫЕ КОНЦЕПЦИИ РАЗВИТИЯ ТЕОРИИ СТОЛБА СВАРОЧНОЙ
ДУГИ..................................................... П
3. ВЫЧИСЛЕНИЕ ПАРАМЕТРОВ СТОЛБА ЦИЛИНДРИЧЕСКОЙ ДУГИ . , 14
4. СПОСОБ ПОЛУЧЕНИЯ СЖАТОЙ ДУГИ И ЕЕ ПРИМЕНЕНИЕ , . . , 19
5. ВЫЧИСЛЕНИЕ ПАРАМЕТРОВ СЖАТОЙ ДУГИ НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ . . 21
fc. ИЗМЕРЕНИЕ ПАРАМЕТРОВ ДУГИ НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ.......... 2S
Глава вторая
СПОСОБЫ МИКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКИ
1. СУЩНОСТЬ МИКРОПЛАЗМЕННЫХ ПРОЦЕССОВ.............., . 32
2. ВОЛЬТ-АМПЕРНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ МАЛОАМПЕРНОИ СЖАТОЙ ДУГИ 37
3. О ВРЕМЕНИ ЗАПАЗДЫВАНИЯ ВОЗБУЖДЕНИЯ ДУГИ НИЗКОГО ДАВ-
ЛЕНИЯ ........................................... .... 43
4. ИЗМЕРЕНИЕ ТЕПЛОВОЙ МОЩНОСТИ НА АНОДЕ ДУГИ ...... 47
5. ОПТИМАЛЬНАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ИСТОЧНИКА ПИТАНИЯ.......... 50
6. ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ ОСОБЕННОСТИ МИКРОПЛАЗМЫ КОСВЕННОГО
ДЕЙСТВИЯ................................................ 54
7. ИОННО-ЭЛЕКТРОННАЯ ЭМИССИЯ В СВАРОЧНОЙ ДУГЕ............ 58
8. СУЩНОСТЬ МИКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКИ НА ОБРАТНОЙ ПОЛЯРНОСТИ 60
9- ДИНАМИЧЕСКИЕ ВОЛЬТ-АМПЕРНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ДУГИ ОБРАТ-
НОЙ полярности......................................... 52
10. СПОСОБ МИКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКИ НА ПЕРЕМЕННОМ ТОКЕ ... 69
11. МИКРОПЛАЗМЕННАЯ СВАРКА РАЗНОПОЛЯРНЫМИ ИМПУЛЬСАМИ
ТОКА................................................... 72
Глава третья
ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ МИКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКИ
1. ОСНОВНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ ИСТОЧНИКОВ ПИТАНИЯ.................. 75
2. ПРИНЦИПЫ ПОСТРОЕНИЯ ТИРИСТОРНЫХ КОММУТАТОРОВ СВАРОЧ-
НОГО ТОКА.......................................... 82
8, АППАРАТЫ ДЛЯ МИКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКИ НА ПРЯМОЙ ПОЛЯР-
НОСТИ.............................................. 91
4. АППАРАТЫ ДЛЯ СВАРКИ ПЕРЕМЕННЫМ ТОКОМ........... 106
5. УНИВЕРСАЛЬНЫЕ АППАРАТЫ ДЛЯ МИКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКИ . ПО
6. ПЛАЗМОТРОНЫ.................................... 123
7. ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ МИКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКИ В ВАКУУМЕ . . 126
8. МОНТАЖ, ЭКСПЛУАТАЦИЯ И РЕМОНТ АППАРАТОВ........ 131
9. СВАРОЧНЫЕ АВТОМАТЫ . , . ...................... 139
Глава четвертая
ОСОБЕННОСТИ ТЕХНОЛОГИИ МИКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКИ
1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ О ТЕХНОЛОГИИ И ТЕХНИКЕ МИКРОПЛАЗМЕННОЙ
СВАРКИ................................................ 149
2. НЕКОТОРЫЕ ОСОБЕННОСТИ МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ ПРИ
МИКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКЕ................... .......... 159
3. НАГРЕВ МЕТАЛЛА ПРИ МИКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКЕ ...... 170
4. СВАРКА НА ПРЯМОЙ ПОЛЯРНОСТИ......................... 186
5. СВАРКА ПЕРЕМЕННЫМ ТОКОМ............................. 203
6. МИКРОПЛАЗМЕННАЯ СВАРКА В ВАКУУМЕ ................... 212
Глава пятая
ПРИМЕНЕНИЕ МИКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКИ
1. СВАРКА КОРПУСОВ ПРИБОРОВ............................ 217
2. СВАРКА ТОНКОСТЕННЫХ ТРУБ И СИЛЬФОННЫХ УЗЛОВ.......... 221
3. СВАРКА ПРОКЛАДОК И СЕТОК........................... 225
4. СВАРКА ИЗДЕЛИЙ ИЗ ЛЕГКИХ СПЛАВОВ.................... 227
5. СВАРКА В МЕДИЦИНСКОЙ ТЕХНИКЕ . ...................... 232
6. ИСПРАВЛЕНИЕ МИКРОДЕФЕКТОВ ........................... 234
7, ПЕРСПЕКТИВЫ ПРИМЕНЕНИЯ МИКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКИ . , , 236
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ................................. 241