разное

ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ ПРОЕКТИРОВАНИЕ СБОРОЧНО-СВАРОЧНЫХ РАБОТ И РАСЧЕТНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ РЕЖИМОВ СВАРКИ

Операции процессов сборки в отдельности каждой сборочной единицы и готового изделия разрабатывают в соответ­ствии с составленной ранее схемой сборки элементов изделия (см. рис. 2) либо ведомостью сборочных единиц (см. табл. 6). При этом весь процесс сборки изделия, начиная со сборки его сборочных единиц, подразделяют на отдельные последовательные этапы. Каждый такой этап ограничивают совокупностью сборочных опе­раций, предусматриваемых к выполнению на одном отдельном ра­бочем месте (сборочном стенде). По окончании первого этапа сборки собранный комплект подлежит передаче на другое рабочее место для выполнения последующего этапа работ и т. д. Во всяком поточном производстве изделий на состав каждой совокупности операций, назначаемых к осуществлению на любом отдельном рабочем месте (сборочном стенде), существенно влияет об­щая их продолжительность при параллельно-последовательном выполнении. Последняя должна соответствовать условиям, обе­спечивающим ритмичность производственного процесса в проек­тируемом цехе (см. п. 21).

Основное требование к технологии любой совокупности сбо­рочных операций, выполняемой на отдельном рабочем месте, за­ключается в соблюдении наиболее рациональной их последователь­ности с использованием необходимых приспособлений и оснастки. При этом должны быть достигнуты соответствующая требованиям, указанным в чертежах, точность сборки изготовляемой сборочной единицы, возможная наименьшая продолжительность сборки со­единяемых деталей; максимальное облегчение условий труда;

обеспечение безопасности работ. Выполнение этих требований достигается применением соответствующих рациональных сбо­рочных приспособлений, подъемно-транспортных устройств и механизации сборочных процессов.

При детальной разработке технологических процессов сборки и сварки необходимо учитывать, что обозначенные на чертежах способы соединения как отдельных деталей между собой, так и сборочных единиц в целое изделие назначены его конструктором. И основу выбора способов выполнения сварных соединений при разработке чертежей изделия конструктор обязан принимать во внимание не только условия конструктивного, но и технологиче­ского и экономического характера, а также тип будущего произ­водства проектируемых изделий (массовое, серийное или единич­ное производство). Удовлетворительное решение этих задач на - нлучшнм образом достигается в тех случаях, когда проектирование конструкции и технологического процесса изготовления сварного изделия осуществляется совместно конструкторами и техноло­гами, т. е. при организации конструктивно-технологического про­ектирования сварных изделий и технологических процессов их изготовления.

При составлении технологического процесса необходимо учи­тывать следующие три группы разработок: 1) определение рацио­нальной степени механизации сборочно-сварочных операций, ис­ходя из технико-экономической ее эффективности в условиях проектируемого производства: примерами решаемых при этом вопросов могут служить сборка в стационарных либо в передвиж­ных приспособлениях с ручным или с механизированным приво­дом, сварка ручная, полуавтоматическая либо автоматическая н т. п.; 2) выбор наиболее целесообразных приемов и последова­тельности выполнения сборочно-сварочных операций с целью повышения точности изготовления заданных изд елий и снижения общей трудоемкости работ, например сборка без прихваток либо с прихватками, с предварительным обратным выгибом деталей или без него и т. д.; 3) установление рациональных режимов сварки н (если требуется) термообработки, зависящих от свойств свари­ваемых материалов, их толщины и конструктивных форм выпол­няемых соединений.

Данные, отнесенные к первой группе, устанавливают техноло­ги на основе результатов сравнительного технико-экономического анализа различных вариантов механизации проектируемого про­изводственного процесса. Применяемая для этой цели методика экономических расчетов изложена в п. 17.

Данные второй группы заключаются в учете остаточных де­формаций, неизбежных при изготовлении всякой сварной кон­струкции, возникающих как при ее сварке, так и в результате раз­личных операций механической или термической обработки после сварки. Эти сварочные деформации зависят от большого коли­чества различных конструктивных и технологических факторов.

Для учета их влияния на окончательные размеры и форму подле­жащих изготовлению сварных изделий необходимы расчеты, со­ставляющие содержание одного из основных разделов проекта всякой ответственной сварной конструкции.

Расчетное определение общих и местных сварочных деформа­ций, выполняемое в процессе проектирования сварных конструк­ций, позволяет сравнительно оценивать различные варианты кон­структивных решений и выявлять необходимые конкретные меры для предотвращения остаточных деформаций, обусловливающих недопустимые отклонения от проектных размеров конструкции. Такими мерами могут быть: симметричное расположение про­дольных сварных швов относительно нейтральной оси поперечного сечения элементов сварной конструкции; определение последо­вательности сборочно-сварочных операций, обеспечивающей ми­нимальные возможные деформации элементов данной конструкции с учетом соответствующего последовательного изменения вели­чины момента инерции ее поперечного сечения, а также направле­ния деформации (кривизны) по мере приварки отдельных эле­ментов; необходимое в некоторых случаях жесткое закрепление деталей перед их сваркой в положении, учитывающем после­дующую их деформацию; применение предварительного об­ратного выгиба деталей на определяемую расчетом величину и др.

Все эти вопросы разрабатывают конструкторы при консульта­ции с технологом, и принятые решения вносятся в технические условия на изготовление запроектированного изделия. Следова­тельно, эти решения находят соответствующее отражение в тех­нологическом процессе его изготовления. Применяемые для решения вопросов этой группы расчетные методы изложены в учеб­ном курсе «Сварные конструкции», описаны в специальных ру­ководствах по этой тематике и поэтому в курсе «Проектирование сварочных цехов» не рассмотрены.

Данные, отнесенные выше к вопросам третьей группы, состав­ляют наиболее существенную часть разработки технологического процесса производства сварных изделий. Поэтому в дополнение к специальным руководствам ниже изложены общие принципы тепловых расчетов для определения рациональных режимов сварки. Поскольку в производстве сварных изделий наибольшее распространение получила дуговая сварка углеродистых и низко­легированных сталей, в описанной ниже схеме выбора режимов сварки дано практическое приложение расчетных методов приме­нительно к этой области использования сварочной техники.

Задача проектанта-технолога заключается в расчете режимов сварки соединений, обозначенных на чертежах изделий, заданных для производства в проектируемом цехе. Обозначения на черте­жах включают установленные стандартами для ручной дуговой сварки (ГОСТ 5264—69) и для автоматической и полуавтомати­ческой сварки под флюсом (ГОСТ 8713—70) конструктивные элементы подготовки кромок и подлежащих выполнению швов для практически применяемых видов соединений.

Рациональным режимом сварки называют совокупность ос­новных параметров сварочного процесса, обеспечивающих полу­чение удовлетворительного качества заданного соединения при достаточной производительности выполнения сварных швов на­значенных размеров и формы.

При дуговой сварке такими параметрами служат: величина с варочного тока I (А), напряжение дуги Un (В) и скорость пере­мещения вдоль дуги шва v (мм/с), называемая скоростью сварки. Эти основные параметры режима сварки с учетом количества выделяемого сварочной дугой теплоты J (МДж/с) и коэффициента использования теплоты дуги г}„ объединяют в обобщенный пара­метр режима дуговой сварки — погонную энергию дуги

J/v = /Пдг)и10“3/у (МДж/м) = WjfJv (Дж/мм), (7)

который предопределяет величину скорости охлаждения выпол­няемого соединения. При некоторых крайних значениях скорости охлаждения создаются условия для образования неблагоприятных (хрупких) структур металла в наиболее нагретом при сварке около - шовном участке сварного соединения. Следовательно, скорость охлаждения непосредственно влияет на неоднородность структуры, механических и других свойств сварного соединения, определя­ющих в основном его качество. Поэтому расчетную скорость ох­лаждения Ц'о околошовного участка в субкритическом интервале температур также относят к основным параметрам режима дуго­вой сварки. Допускаемые для металла каждой марки пределы зна­чений w0 устанавливают по результатам исследований его свари­ваемости, проводимых в сварочных лабораториях соответствующих отраслевых научно-исследовательских институтов и втузов. При разработке проектов технологического процесса сварки ответст­венных изделий следует пользоваться данными этих исследований, публикуемыми (по мере их выполнения) в технических журналах и справочниках по сварке.

Помимо указанных выше основных параметров режима для практического осуществления процесса сварки дополнительно необходимы следующие его характеристики и условия: диаметр электрода (при ручной сварке) или электродной проволоки (при автоматической сварке), род тока, полярность дуги и некоторые другие условия, влияющие на принимаемые расчетные значения параметров режима и устанавливаемые при разработке техноло­гического процесса.

Научно обоснованный выбор рациональных режимов сварки заданных соединений из металла данной марки может быть произ­веден только при учете сведений о свариваемости этого металла.

Один из наиболее существенных показателей свариваемости, определяющих эксплуатационную надежность сварных соедине­ний, — их сопротивляемость образованию трещин, которая при

прочих равных условиях зависит от химического состава металла шва, условий его кристаллизации (горячие трещины) и характера изменений структуры в зоне термического влияния (холодные трещины).

Химический состав металла шва, представляющего собой сплав основного и присадочного металла, обусловлен выбором типа электродов и флюсов, составом свариваемой стали и режимом сварки.

Следовательно, при надлежащем выборе типа электрода, флю­сов и режима сварки (соответственно рекомендациям по их при­менению для сварки металла данной марки) металл шва будет об­ладать удовлетворительной сопротивляемостью образованию го­рячих трещин.

Свариваемость основного металла по его влиянию на состав и свойства металла шва (т. е. на сопротивляемость образованию горячих трещин), а также по его сопротивляемости образованию холодных трещин можно приближенно оценить исходя из химиче­ского состава основного металла. Обобщенное влияние химиче­ского состава основного металла низколегированной стали на ее сопротивляемость образованию трещин при сварке принято вы­ражать посредством эквивалента углерода Сэ, числовое значение которого подсчитывают по различным эмпирическим формулам. В настоящее время достаточно полно эквивалент углерода опре­деляют по следующей формуле, рекомендованной СЭВом для ис­пользования в социалистических странах при оценке сваривае­мости стали:

С. = С + ^ + ^ + ^ + ^ + §+Р +0.0024/. (8)

Рис. 4. Зависимость между эквивалентом углерода в стали данной марки, типом соединения, толщиной свариваемых деталей и допускаемой минимальной темпера­турой их перед сваркой

Рис. 5. Типовые соединения, отличающиеся различной скоростью охлаждения при сварке:

а — стыковое; б — бортовое; в — тавровое; г — внахлестку (интенсивность и направление теплоотвода обозначены стрелками)

где символ каждого химического элемента означает его максималь­ное содержание в процентах по ГОСТу для данной марки стали, а буква t —толщину свариваемых встык деталей в миллиметрах. В отличие от других эмпирических формул для определения зна­чения Сэ эта формула учитывает влияние толщины металла на его свариваемость. Согласно рекомендациям по использованию формулы (8) для ответственных сварных конструкций может быть применена сталь с содержанием С < 0,22% и Сэ < 0,50%

Пользуясь формулой (8), в соответствии с данными табл. 7 устанавливают степень сложности технологии сварки углероди­стых и низколегированных сталей перлитного класса, обеспечи­вающую отсутствие трещин в околошовных участках сварного соединения.

Достаточно проверена и надежна также следующая сокращен­ная формула:

г _ г _i_ Мп № Сг + Мо + V /q

— ь + 20 ^ 15 10 ‘ ' '

Проведенная автором графоаналитическая обработка резуль­татов многочисленных исследований позволила представить гра­фически (рис. 4) зависимость необходимой и достаточной для предотвращения образования трещин начальной (перед сваркой) температуры низколегированной стали от значений ее эквива­лента углерода по формуле (9) и толщины свариваемых деталей.

График построен для наиболее употребительного случая руч­ной дуговой сварки низколегированной стали электродами диа-

метром 5 мм с покрытием основ­ного типа при погонной энергии 1,6 МДж/м (—3,8 ккал/см). По оси ординат отложены значения эквивалента углерода С3, а по оси абсцисс — толщина свари­ваемых деталей 6, значениям которой пропорциональна ско­рость охлаждения околошов - ного участка зоны термического влияния. Скорость охлаждения зависит не только от толщины свариваемых деталей, но и от конструкции сварного соедине­ния. Так, при 6, = 62 = 63 6

в стыковом и бортовом соеди­нениях (рис. 5, А и б) скорость охлаждения пропорциональна сумме двух толщин металла + 62 = 26с. б, а в соединениях тавровом и внахлестку (рис. 5, с и г) она пропорциональна сумме трех толщин металла + 62 + 63 = 36т. „, прилега­ющих к сварному шву. Поэтому на графике (рис. 4) по оси абс­цисс дано два ряда значений толщины свариваемого металла: в верхнем ряду обозначены тол­щины металла стыкового и бор­тового соединений (6С. б), в ниж­нем — таврового и внахлестку

(бт.„).

Поле графика разделено ломаными линиями на отдельные области различного уровня допускаемой начальной температуры деталей перед сваркой. Минимальная температура каждой такой области обозначена в градусах Кельвина. Пользуясь этим графи­ком, можно приближенно оценивать свариваемость различных низколегированных и углеродистых сталей по их сопротивля­емости образованию трещин при сварке. Чем выше допускаемое минимальное значение начальной температуры для какой-либо стали, тем ниже степень ее свариваемости, так как с повышением начальной температуры (подогрев) возрастает сложность техно­логии сварки (необходимость подогрева).

Пример. По механическим свойствам основного металла для изготовления заданной конструкции одинаково пригодны низколегированные стали марок 10ХСНД и 15ХСНД по ГОСТ 19282—73. Требуется выбрать из них более стойкую
против образования холодных трещин при сварке в заданной конструкции тавро­вых соединений из металла толщиной 25 мм.

Для решения поставленной задачи по формуле (9) определяют максимальные значения эквивалента углерода, относящиеся к сталям указанных марок. При этом используют данные ГОСТ 19282—73 о химическом составе указанных сталей. Эти значения С, равны соответственно 0,30 и 0,35. Затем, согласно практическим данным (табл. 8), устанавливают, что в рассматриваемом примере для сварки металла заданной толщины следует выбрать электрод диаметром 5 мм. После этого по графику на рис. 4 находят пересечения горизонталей, проходящих через обозначенные на оси ординат указанные выше значения Сэ с вертикалью, про­веденной через точку на оси абсцисс, соответствующую толщине металла 25 мм в тавровом соединении.

Полученные точки пересечения показывают, что сварку заданных тавровых соединений из стали марки 10ХСНД можно выполнять при нормальной темпера­туре (Т0 — 298 К) без предварительного подогрева. Применение другой стали в той же конструкции потребует предварительного подогрева свариваемых деталей соответственно до Тв = 343 К - Следовательно, из рассмотренных сталей более высокой сопротивляемостью образованию холодных трещин при сварке обладает сталь марки 10ХСНД, а более низкой — сталь марки 15ХСНД.

Далее для сварки стали выбранной марки 10ХСНД принимаем электрод диаметром 5 мм марки УОНИ-13/55, для которого (сог­ласно паспортным данным) следует назначить сварочный ток в пре­делах 170—200 А. В случаях отсутствия паспортных данных необ­ходимую величину сварочного тока / можно определить прибли­женно по одной из следующих эмпирических формул:

/ = (20 + 6d) d;

I = kd; I = І = ^І.

где d — диаметр электрода, мм; k =35-^50; kx =20н-25; j — допускаемая плотность тока в электроде, которую принимают для электрода диаметром d = 1,6 мм равной 22—25 МА/м2, для d = = 3 мм 12—15 МА/м2, для d = 5 мм 10—13 МА/м2.

Более обоснованно и точно (с использованием теории тепловых расчетов при сварке) рациональные режимы сварки низколеги­рованных и углеродистых сталей определяют на основе результа­тов испытаний этих сталей на свариваемость.

В результате испытания сталей на свариваемость (валиковая проба и проба ИМЕТ-1) получают предельные допускаемые зна­чения основных параметров рационального режима сварки, обе­спечивающего оптимальное сочетание механических свойств и структуры металла в сварном соединении. К таким параметрам относятся величина погонной энергии J/v, рекомендуемая для металла данной марки определенной толщины, равной толщине наплавленных образцов; пределы допускаемой скорости охлаж­дения wa околошовного участка стали данной марки при темпе­ратуре наименьшей устойчивости аустенита (т. е. в пределах 773—873 К). В публикуемых результатах испытаний обычно приводят оба указанных параметра режима сварки либо один из них.

Расчеты для определения всех необходимых параметров ра­ционального режима сварки заданных соединений проводят по следующим примерным программам.

А. Предварительное приближенное определение основных па­раметров технологии сварки: 1) по химическому составу стали данной марки определяют ее эквивалент углерода, пользуясь формулой (8) или (9); 2) в зависимости от величины эквивалента углерода и интенсивности теплоотвода заданных сварных соеди­нений (толщины основного металла и конструкции соединения) ориентировочно устанавливают необходимую температуру по­догрева деталей перед сваркой (см. рис. 4); 3) по эксперименталь­ным данным, публикуемым в справочниках по сварке, устанавли­вают тип и диаметр электрода, марку флюса, величину свароч­ного тока, число слоев шва и скорость сварки.

Б. Расчетное определение параметров технологического про­цесса сварки. Основной параметр технологического процесса ду­говой сварки (наплавки) — скорость охлаждения w0 околошов - ного участка при температуре Т наименьшей устойчивости ау - стенита (т. е, в пределах 773—873 К) — практически определяют посредством номограмм, построенных по уравнениям распределе­ния теплоты дуги в свариваемом металле (Н. Н. Рыкалин). Но­мограммы (рис. 6) выражают связь между величиной погонной энергии сварочной дуги Ль (МДж/м) и скоростью охлаждения околошовной зоны wQ с учетом возможных различных значений Т0 — начальной температуры свариваемого металла.

Для расчетов по номограммам предварительно устанавливают наибольшее соответствие разрабатываемого технологического про­цесса одной из трех типовых расчетных схем перемещения источ­ников теплоты при сварке: 1) линейный источник в пластине малой толщины; 2) точечный источник на поверхности пластины огра­ниченной средней толщины и 3) точечный источник на поверх­ности пластины большой толщины.

Первой схеме соответствует однопроходная сварка листов встык либо наплавка при глубине проплавления, мало отлича­ющейся от толщины наплавляемой пластины. Скорость охлажде­ния околошовного участка для таких процессов рассчитывают по одной из номограмм (рис. 6), построенных отдельно для различных значений начальной температуры Т0 основного металла. При этом из всего семейства кривых каждой номограммы используют только одну, соответствующую толщине металла б = 1 см и обозначенную штрихпунктирной линией. Эта линия связывает значения скорости охлаждения w0 околошовного участка с соответствующими удель­ными значениями погонной энергии ЛьЬ, приходящимися на еди­ницу (1 см) толщины свариваемого (наплавляемого) металла. Поэтому для определения действительных значений погонной энергии следует удельное значение Ль6, полученное по номограмме для каждого расчетного либо заданного значения w0> умножить на действительную толщину (см) свариваемых (наплавляемых) деталей.

Рис. 6. Номограммы для определения скорости охлажде­ния wn околошовного участка и погонной энергии glv при дуговой наплавке (сварке) стальных пластин в зависимости от их толщины 6 и разности температур Т — наименьшей устойчивости аустенита и Тв — начальной температуры основ­ного металла:

а — наплавка (сварка) с предварительным подогревом основного металла на -—300° С; б — то же, на ~200°; в — то же, на —100е; г — наплавка (сварка) при нормальной (комнат­ной) температуре основного металла; д — наплавка (сварка) при охлажденном на ~100° основном металле

Вторая схема описывает сварку первого слоя шва в соедине­ниях металла средней (0,5—3 см) толщины либо наплавку на пла­стину такой же толщины при глубине проплавления существенно меньшей, чем толщина пластины. Скорость охлаждения около - шовного участка wD применительно к этим процессам определяют по тем же номограммам (рис. 6) с использованием всего семейства кривых, показанного на каждой из номограмм, построенных с уче­том различных значений начальной температуры свариваемого (наплавляемого) металла. При этом в расчет по номограммам следует вводить не действительные, а приведенные значения толщины металла б (см) и погонной энергии J/v (МДж/м). При­веденные величины б и J/v получают умножением действитель­ных их значений на соответствующие коэффициенты приведе­ния (табл. 9), учитывающие влияние на скорость охлаждения wa конструктивных особенностей заданных соединений и связанных с ними условий сварки.

Третья схема относится к наплавке на массивное изделие, тол­щина которого во много раз больше глубины проплавления. Ско­рость охлаждения околошовного участка в этом процессе рассчи­тывают по тем же номограммам (рис. 6), также с учетом начальной температуры Т0 основного металла. При этом из всего семейства кривых каждой номограммы используют только одну, обозначен­ную индексом оо.

После установления соответствующего типа расчетной схемы применительно к разрабатываемому технологическому процессу сварки (наплавки) дальнейший расчет параметров этого процесса выполняют в следующем порядке: предварительно используют результаты определений Т0, полученные в указанных выше п. 1 и 2 программы А; пользуясь опубликованными справочными дан­ными, принимают рекомендуемые для подлежащей сварке (на­плавке) стали допускаемые пределы скорости охлаждения wD околошовного участка (при 773—873 К). Затем по номограмме (рис. 6) определяют соответствующие им требуемые для выпол­нения данного сварного соединения (наплавки) пределы значений погонной энергии Jlv(МДж/м),

При отсутствии сведений о допустимых пределах w0 для стали данной марки следует воспользоваться рекомендуемыми пределами оптимальных значений погонной энергии J/v для сварки стали той же марки определенной толщины. В последнем случае, поль­зуясь номограммой (рис. 6), необходимо установить допускаемые значения величины wDf соответствующие этим оптимальным зна­чениям J/v. Затем при помощи той же номограммы и коэффициен­тов приведения (табл. 11) по принятым значения w0 устанавливают пределы оптимальных значений погонной энергии J/v (МДж/м), требуемые для выполнения заданного сварного соединения (на­плавки) с учетом его конструкции и действительной толщины при­меняемого металла.

В соответствии с установленной оптимальной величиной по­гонной энергии из формулы (7) находят необходимую скорость сварки (мьйс)

/1/дЦи

Ли

Величину сварочного тока I принимают по паспортным данным выбранных электродов или по допустимой плотности тока для сварочной проволоки (в случае автоматической сварки), напря­жение дуги t/д — по справочным данным. Эффективный КПД теплового действия дуги при сварке металлическими электродами открытой дугой гр, = 0,7 =0,85, при сварке под флюсом г)и = = 0,8 -=-0,85, при сварке в углекислом газе и аргоне тр =0,65 и при сварке угольными электродами открытой дугой гр <=« 0,5 = =0,75, где меньшие значения тр соответствуют наплавке на по­верхность удлиненной дугой, а большие — сварке короткой дугой с углублением ее в разделку кромок или в сварочную ванну.

Площадь поперечного сечения (мм2) слоя шва, наплавляемого за один проход,

/С£„

(П)

где коэффициент наплавки ан для электродов принимают по их паспортным данным; для электродов с основным покрытием ан =2,2 =3,3 мг/(А-с), для автоматической сварки под флюсом ан =3,9 =4,4 мг/(А-с), плотность наплавленного металла у = = 7,8 Мг/м3.

При известном значении площади поперечного сечения выпол­няемого шва, пользуясь данными формы разделки кромок для заданного сварного соединения, нетрудно определить высоту каждого наплавленного слоя и необходимое число слоев шва.

Пример 1. Определить значения параметров оптимального режима ручной дуговой сварки соединения встык листов толщиной 8 мм низколегированной стали марки 12ХН2.

Согласно описанной выше программе приближенного определения основных параметров технологии сварки последовательно выполним следующие действия.

В соответствии с указанным в ГОСТ 4543—71 химическим составом стали марки 12ХН2 находим для нее по формуле (9) следующие значения эквивалента углерода: Сэ щах г= 0,41% и Сэ. ср = 0,33%.

В соответствии с интенсивностью теплоотвода, присущей стыковому соедине­нию, по графику на рис. 4 устанавливаем, что заданное соединение можно выпол­нять с использованием обычной технологии без предварительного подогрева сва­риваемых кромок.

По справочным данным, для заданного соединения без скоса кромок прини­маем двусторонний шов с однопроходным выполнением его с каждой стороны в нижнем положении электродом диаметром 5 мм (стержень электрода из стали марки Св-08 или Св-08А) с покрытием основного типа (УОНИ-13/85) при питании дуги постоянным током 170—200 А обратной полярности. При этом скорость сварки по формуле (11) должна составлять

1а„ 185 ■ 2,75 „

^ =7сЛ ~ Тб^8~ ~ 4 (14'4 м/ч>-

где для расчета приняты средние по паспорту электродов значения тока и коэффи­циента наплавки, а при определении площади поперечного сечения наплавляемого слоя металла — величина зазора между свариваемыми кромками 2 мм и высота усиления стыкового шва с каждой стороны не более 1 мм.

Решение этой же задачи по изложенной ранее полной программе расчетного определения параметров технологического процесса сварки выполняем следую­щим образом. Принимаем, что при сварке заданного соединения распространение теплоты будет происходить по схеме точечного источника в пластине средней

ТОЛЩИНЫ.

По опубликованным результатам валиковой пробы стали марки I2XH2 толщиной 16 мм (с уточнениями поданным пробы ИМЕТ-1) диапазон оптимальных значений погонной энергии составляет J/v = 4,6—2,2 МДж/м. Пользуясь этими данными и принимая (по табл. 9) для заданного стыкового соединения значения коэффициентов приведения величин J/v и 6 равными единице, по номограмме на рис. 6, г находим приведенный к заданной толщине металла (6 = 0,8 см) диапазон оптимальных значений погонной энергии J/v = 2,3—1,1 МДж/м. При этом уста­навливаем, что допустимые пределы скорости охлаждения околошовного участка составляют wa = 2—9 К/с.

Затем полученные значения погонной энергии используем в формуле (10), в которую подставляем рекомендуемые по паспортным и справочным данным зна­чения сварочного тока, напряжения дуги и коэффициента использования теплоты дуги. Таким образом, необходимая скорость сварки

/Ндт]и-10-3 185 - 33 • 0,75 - КГ3 ,е, , ,

v=~jJi = (2ДД 1,1)------------------------ =2 4-4,2 мм/с (7,2-15,1 м/ч).

Следовательно, выбранный по программе приближенного определения пара­метров технологии режим сварки заданного соединения находится в пределах рациональных значений.

Пример 2. Определить параметры оптимального режима автоматической под флюсом дуговой сварки соединения внахлестку листов стали марки 35ХГСА толщиной 20 мм с заданным катетом шва k = 18 + 1 мм (схема точечного источ­ника на пластине средней толщины). При указанном размере катета шва попереч­ное сечение наплавленного металла составит около 170 мм2.

В соответствии с химическим составом указанной стали по ГОСТ 4543—71 эквивалент углерода для нее по формуле (9) составляет Сэ шах = 0,6% и Сэ ср = = 0,54%.

По графику на рис. 4 заключаем, что выполнение заданного сварного соеди­нения требует предварительного подогрева кромок до температуры Т0 » 500 К. При более высоких режимах сварки указанная температура нагрева может быть значительно снижена.

Руководствуясь справочными данными, для сварки в лодочку углового шва заданного соединения принимаем: сварочную проволоку марки Св-10Г2 диаметром

F> мм, флюс марки ЛН-348-Л, сварочный переменный ток I = 800 А, напряжение дуги LJд = 37 В и коэффициент наплавки ан = 4,2 мг/(А-с) [15 г/(А-ч)].

По результатам валиковой пробы стали марки 35ХГСА диапазон оптималь­ных значений погонной энергии при толщине металла 16 мм составляет J/v = = 6,254-5,4 МДж/м. По номограмме на рис. 6, б этим значениям погонной энергии после приведения к заданной толщине стали б = 20 мм будет соответствовать диапазон J/v = 84-7 МДж/м.

После пересчета величин J/v и б с учетом коэффициентов приведения (см. табл. 9) получим следующие расчетные значения: J/v — 5,34-4,7 МДж/м и о = = 20 мм. Этим приведенным значениям соответствуют по номограмме на рис. 6, б пределы значений скорости охлаждения околошовного участка wQ = 0,54-0,7° К/с.

Согласно структурной диаграмме околошовного участка стали 35ХГСА, по данным пробы ИМЕТ-1, указанные значения скорости охлаждения обусловли­вают отсутствие содержания мартенсита в околошовном участке. При снижении температуры подогрева стали перед сваркой с Т0 = 470 до Т0 = 370 К для изло­женных выше пересчетов следует пользоваться номограммой на рис. 6, в. Согласно последней диапазон оптимальных значений погонной энергии, полученный в результате валиковой пробы стали 35ХГСА толщиной 16 мм, после приведения к заданной толщине 6 = 20 мм составит J/v = 7,7-:-6,4 МДж/м.

После приведения величин J/v и б с учетом коэффициентов, помещенных в табл. 9, получим следующие их расчетные значения: J/v= 5,14-4,3 МДж/м и б = 20 мм. Этим приведенным значениям соответствуют по номограмме на рнс. 6, в пределы значений скорости охлаждения околошовного участка wa = = 1,34-1,9 К/с.

Согласно структурной диаграмме околошовного участка стали 35ХГСА при указанных значениях скорости охлаждения содержание мартенсита в околошов­ном участке составит 44—67%, что недопустимо. По той же структурной диаграмме допустимое содержание мартенсита в пределах 20—30% будет достигнуто при узком интервале значений скорости охлаждения околошовного участка: w0 = = 1,114-1,17 К/с. Это условие может быть обеспечено при предварительном подогреве свариваемой стали до температуры Т0 « 420 К и при J/v = 5,14- 4-4,7 МДж/м.

В обоих указанных вариантах применения предварительного подогрева (до Т0 = 470 и до Т0 = 420 К) необходимое среднее значение погонной энергии будет приблизительно одинаковым: ~//в = 4,9 МДж/м. При этом необходимая скорость сварки

800 ■ 37 - 0,85 10-з V = 5 ММ/С (1° м/ч).

4,У

При такой скорости сварки действительная площадь поперечного сечения наплавленного за один проход металла шва

800 • 4 2

/сл — 7 g. if = 86 мм2 [см. формулу (11)].

При выполнении заданного соединения многослойным швом с одинаковой площадью поперечного сечения каждого слоя необходимое число слоев шва псл получим из соотношения

F 170

«сл = т— = - сё - ~ 2 слоя>

/СЛ об

где F — общая заданная площадь поперечного сечения наплавленного ме­талла шва.

Описанная выше методика расчетного определения оптималь­ных режимов дуговой сварки научно обоснована и обеспечивает высокое качество и эксплуатационную надежность проектируе­мых сварных соединений. Ее широко применяют при составлении рабочих проектов технологических процессов дуговой сварки ответственных изделий и сооружений. По мере разработки научно обоснованных рабочих методик расчетного определения опти­мальных режимов других процессов сварочной техники такие ме­тодики будут внедрять в практику премирования технологиче­ских процессов производства сварных изделий. Некоторые из таких методик в настоящее время уже разрабатывают в ряде научно-исследовательских организаций. До начала широкого их применения при определении рациональных режимов сварочных процессов следует пользоваться опытными данными и рекоменда­циями по выбору режимов различных процессов сварочной тех­нологии, помещенными в справочной литературе, а также в учеб­ных пособиях по технологии сварки.