arc brazing of galvanic steels(in ukrainian)

Реферат

Магістерська дисертація містить 108 сторінок, 69 ілюстрацій, 21 таблиця, 14

додатків. При виконанні роботи використано 56 посилань. Метою роботи є

представлення комплексної інформації по всіх способах дугового паяння,

прогнозування параметрів, що впливають на міцність з'єднань, виконаних за

допомогою MIG-паяння. У роботі основним чином використовуються такі

теоретичні методи дослідження, як метод найменших квадратів, метод скінченних

елементів, елементарні алгебраїчні та геометричні перетворення. У якості апаратури

використовується растрова електронна мікроскопія, машина для розриву зразків,

електронно-обчислювальна техніка. У роботі представлені оригінальні підходи до

оцінки геометрії паяних з'єднань і результати можуть використовуватися для

подальших досліджень формоутворення швів при паянні, для створення

альтернативних імпульсних джерел живлення, створення принципово нових типів та

форм з'єданнь.

Для продовження досліджень по даній тематиці рекомендується вивчати

динаміку змочування припоїв для дугового паяння у різних газових середовищах

при різних температурах. Окремим напрямком дослідження слід робити створення

номограм чи графіків поверхонь за такими масивами даних, як потужність джерела

тепла при паянні, швидкість паяння, товщина основного металу з використанням

методу скінченних елементів. Також існує проблема у визначенні впливу

наплавленого припою на термічний цикл. Досить цікавим є напрям досконалого

вивчення ефектів при дуговому паянні з використанням гібридних процесів.

Ключові слова: дугове паяння, імпульс, припій, хімічний склад шва, оцинковане

покриття, корозія, дифузія, концентрація напружень, кут змочування, руйнування,

метод скінченних елементів .

Abstract

Master's dissertation contains 108 pages, 69 illustrations, 21 tables, 14 applications.

In the work were used 56 references. The aim of dissertation is to present complex

information about all methods arc brazing and soldering, forecasting parameters that affect

the strength of connections made with MIG-brazing. In this work were such main

theoretical ways as method of least squares, finite element method, common algebraic and

geometric transformations. As the equipment used scanning electron microscopy, crash

machine, computer technologies. The work presents original access to assessment the

geometry of brazing joints and the results can be used for future researches in brazing

joints formation, to create alternative impulse power supplies, creation of fundamentally

new types and forms of joints.

For the future research of the topic is recommended to study the dynamics of

wetting arc brazing and soldering solders in various gas environments at different

temperatures. Another area of research should be done creating graphs surfaces or

nomograms with such data sets as the power of source, brazing speed, the thickness of the

base metal, using the finite element method. There is also a problem in determining the

impact of solder to weld thermal cycle. Quite interesting is the study of effects in arc

brazing using hybrid processes.

Keywords: arc brazing, impulse, solder, chemical composition seam galvanized coating,

corrosion, diffusion, stress concentration, wetting angle, destruction, finite element

method.

Зміст

Вступ 8

1. Паяння за класичними схемами та його особливості 9

1.1. Визначення пайки 9

1.2. Класичні способи паяння 9

1.3. Вимоги до припоїв 10

2. Загальні характеристики дугового паяння11

2.1. Види дугового паяння 11

2.2. Параметри дугового паяння 12

2.3. Припої для дугового паяння та захисний газ 12

2.4. Дефекти дугового паяння 17

2.5. Обладнання для дугового паяння 19

2.6. Області застосування дугового паяння та невирішені проблеми 21

3. Особливості формування режимів дугової пайки 25

3.1. Дифузіно- та часово-міцнісні процеси і їх вплив на структуру шва 25

3.2. Окремі рекомендації щодо режимів паяння для напусткових з'єднань 29

3.3. Моделювання імпульсних режимів у середовищі Abaqus 30

3.4. Управління геометрією шва за допомогою зміни режимів 39

3.4.1. Корекція геометрії шва TIG - пальником 44

3.4.2. Вплив на розтікання каплі струму та швидкості паяння 47

3.4.3. Моделювання форми шва при дуговому паянні напусткових

з'єднань

52

3.4.4. Оцінка форми шва для деталей з попередньо деформованими

кромками 56

3.4.5. Порівняння теоретичних даних моделі та експериментальних 59

4. Механічні властивості паяних з'єднань 63

5. Закономірності розподілення елементів у шві, виконаному MIG-паянням 72

6. Аналіз дифузійних процесів при схопленні припою з основним металом 79

7. Охорона праці та безпека в надзвичайних ситуаціях 82

7.1. Аналіз шкідливих і небезпечних виробничих факторів 82

7.2. Інженерні рішення для забезпечення безпеки праці 83

7.3. Розрахунок місцевої вентиляції при дуговому паянні 86

7.4. Вимоги безпеки в надзвичайних ситуаціях 87

7.4.1. Пожежна безпека 88

7.4.2. Вимоги безпеки в аварійних ситуаціях 89

Висновки 90

Список використаної літератури 92

Додатки 97

Вступ

Дугове паяння отримало поштовх у своєму розвитку у кінці 90-х років. Види

такого процесу найбільш популярні у машинобудівній галузі США та країн Європи.

Наразі тривають дослідження по створенню присадних матеріалів для дугового

паяння та розроблення джерел живлення зі спеціальними функціями. Лідерами по

випуску обладнання є фірми Fronius, Lincoln Electrik, Esab. Дане обладнання має

високу якість, проте особливості принципів його роботи тримаються в секреті. У

деяких випадках при відхиленні від стандартних ситуацій робота даного обладнання

може бути не завжди ефективною, підприємствам при таких ексцесах доводиться

витрачати час та гроші на переналагоджування обладнання, підбирання підходящих

режимів та параметрів. Тому постає задача створення альтернативних простих

моделей процесів, що здатні замінити чи покращити вже існуючі моделі. Метою

нашої роботи є визначення параметрів та способи керування ними для отримання

якісного з'єднання з геометрією, яка найкраще буде задовольняти міцність шва.

Результати таких досліджень дадуть змогу подальшому розвитку моделей та систем

по металопереносу при дуговому паянні і в подальшому розробленні для цього

альтернативного обладнання. Вихідними даними для роботи результати робіт,

представлених у провідних інженерних журналах Німеччини, США, Австрії та

інших країн. Також ми керуємося результатами еспериментів, проведених на

підприємстві "Fronius" та лабораторними дослідженнями паяних зразків,

проведеними за нашими рекомендаціями інженерно-фізичним факультетом НТУУ

"КПІ".

1. Паяння за класичними схемами та його особливості

1.1. Визначення пайки

Пайка є високопродуктивним процесом, забезпечує надійне з'єднання,

дозволяє з'єднувати різнорідні матеріали (в різній комбінації метали і неметали), у

порівнянні зі зварюванням при паянні виникають значно менші температурні та

залишкові деформації. Паяні з'єднання допускають багаторазове роз'єднання і

з'єднання деталей, що з'єднуються (на відміну від зварювання). До недоліків можна

віднести відносно невисоку механічну міцність.

Виходячи з фізико-хімічної природи процесу, пайка - це з'єднання металів в

твердому стані шляхом введення в зазор припою, що взаємодіє з основним металом

і утворює рідкий металевий прошарок, кристалізація якого призводить до утворення

паяного шва. На границі між припоєм і основним металом утворюються перехідні

шари, що складаються з продуктів їх взаємодії - твердих розчинів і інтерметалідів.

Вони забезпечують адгезію між припоєм і основним металом. [1]

1.2. Класичні способи паяння

Найпоширеніші способи пайки є такі:

капілярна (змочування деталей і затікання припою в зазор між ними

відбувається за рахунок капілярних сил):

дифузійна (пайка відбувається при температурі вище точки плавлення припою

за рахунок взаємної дифузії припою і основного металу):

реакційно-дифузійна;

контактно-реакційна або контактно-реактивна:

реакційно-флюсова або реактивно-флюсова (під час нагрівання припій

утворюється за рахунок реакції металу і флюсу):

пайка-зварювання:

Аналізуючи сутність фізико-хімічних процесів, що протікають на кордоні

основний метал - розплав припою (при формуванні з'єднання в існуючих видах

пайки), можна бачити, що відмінності між капілярної пайкою, дифузійної пайкою і

паянням-зварюванням не носять принципового характеру. Капілярність є загальною

ознакою пайки. Відмітною ознакою дифузійної пайки є тривала витримка при

температурі пайки і ізотермічна кристалізація металу шва в процесі пайки. Інших

характерних ознак цей метод не має, основне призначення його - підвищити

температуру розпаювання шва і міцність паяного з'єднання. Дифузійна пайка може

бути розвитком будь-якого виду пайки, в тому числі капілярної, реакційно-флюсової

або контактно-реакційної. При реакційно-флюсовій пайці відбувається поєднання

процесів витіснення з флюсу металу, службового припою, і його взаємодії з

основним металом. Нарешті, пайка-зварювання відрізняється від інших методів

пайки кількістю введеного припою і характером формування шва, що робить цей

метод пайки схожим на зварювання плавленням. При з'єднанні різнорідних металів

при пайці-зварюванні можливо оплавлення кромки однієї з деталей, виготовленої з

більш легкоплавкого металу. [1]

1.3. Вимоги до припоїв

До припоїв при стандартній пайці, згідно [2] представляються наступні вимоги:

Температура плавлення припою повинна бути нижче температури плавлення

металу, що паяється;

Припій повинен володіти гарною рідкотекучістю, змочувати поверхні металів,

розтікатися, проникати у вузькі зазори;

Припій повинен утворювати зі з'єднануваними матеріалами сплав,

забезпечувати міцний зв'язок;

Корозійна стійкість паяних швів у матеріалу повинна бути однаковою, щоб

уникнути електрокорозії;

Температурний коефіцієнт лінійного розширення (ТКЛР) припою й основного

металу повинні бути однакові щоб уникнути залишкових напруг і тріщин;

Припій не повинен у значній мірі знижувати міцність і пластичність

матеріалів, що з'єднуються;

Електропровідність, теплопровідність і інші фізико-хімічні властивості припою та основного металу не повинні сильно відрізнятися.

2. Загальні характеристики дугового паяння

Дугове паяння - такий вид паяння, при якому нагрів зони паяння та плавлення

присадного дроту проходить за рахунок енергії дугового розряду, при чому

основний метал при цьому не плавиться або практично не плавиться. Зовні даний

процес нагадує зварювання. Основна відмінність від зварювання полягає в тому, що

у вигляді присадки використовуються матеріали, температура плавлення яких

значно нижча температури плавлення основного металу. Відмінність від

загальновідомих способів пайки полягає в тому, що при дуговій пайці можливе

часткове оплавлення основного матеріалу, проте при такому процесі не

використовуються флюси, що значно знижує трудомісткість пайки. Фізика процесу

дугової пайки полягає у тому, що ми спостерігаємо дуговий процес, при якому дуга

розігріває основний метал та припій, припій плавиться та у вигляді капель

потрапляє на стик. Капля, перебуваючи на розігрітій поверхні взаємодіє з основним

металом. Відбуваються такі процеси, як адсорбція та дифузія, що сприяє в свою

чергу з'єднання припою зі з'єднуваними деталями.

2.1. Види дугового паяння

Дугове паяння умовно розділяють на такі способи:

паяння неплавким електродом з присадним дротом у захисних газах

паяння плавким електродом у захисних газах (MIG-пайка)

плазмове паяння з присадними дротами чи порошками

гібридні комбінації вище перерахованих способів між собою та з лазером

Найчастіше використовуються такі способи, як плазмове з присадним дротом, MIG- пайка та їх одночасна комбінація.

2.2. Параметри дугового паяння

Згідно [3], параметри дугового паяння розділяються на 4 категорії. До першої

категорії відносять параметри, які мають прямий вплив на тепловкладення. Сюди

відносять швидкість подачі присадного дроту, яка є основним чинником

регулювання струму, напруга на дузі та швидкість пайки. До другої категорії

належать параметри, що мають опосередкований вплив на погонну енергію. Сюди

відносять виліт дроту та подачу захисного газу (витрати, тиск). Третя категорія - це

геометричні параметри. Сюди відносять зазор між деталями та в окремих випадках

величину перекриття. Четверта категорії характеризує положення пальника і

визначає його кут нахилу до вертикалі вздовж шва та поперек шва.

Рис. 2.2.1. Параметри дугового паяння [3]

2.3. Припої для дугового паяння та захисний газ

При дуговому паянні застосовуються припої, температура плавлення яких

значно менша температури плавлення основного металу. Розробка сплавів для

пайки є дуже складним завданням, не дивлячись на те, що на даний момент

розроблено масу діаграм для двохкомпонентних і трьохкомпонентних сплавів.

Зокрема, на даний момент для паяння тонколистової оцинкованої сталі

використовують бронзові припої, мідно-нікелеві та цинкові.

Як альтернатива для зварювання у захисному газі оцинкованих поверхонь є

застосування бронзових дротів. Особливо відомі дроти на основі Cu-Si (наприклад

CuSi3) та алюмінієво-бронзові сплави. При застосуванні цих дротів ми маємо

наступні переваги:

Зварювальний шов не кородує

Мінімальне розбризкування

Низьке вигорання покриття

Мале тепловкладення

Легка післязварювальна обробка шва

Катодний захист основного металу у області шва

Ці присадні матеріали мають досить низьку температуру плавлення через високий

вміст міді (в основному 950..1080°С). Основний метал не буде оплавлятися, тобто

з’єднання буде паяним. [10]

Бронзові припої легують багатьма елементами. Алюміній являється важливим

легувальним елементом для міді, так як він сприяє значному зміцненню сплаву. У

чистому сплаві алюмінію та міді з містом алюмінію від 9 % утворюються крихкі

інтерметалідні фази, які все-таки шляхом легування залізом та нікелем можуть бути

зсунені.

При розробці припоїв ці залежності варто враховувати. Марганець може

значно підвищити міцність. При загальному співставленні для 10% Al+10% Mn+Cu

для трьохкомпонентної системи Cu-Al-Mn можна сказати, що утворюється фаза (Cu)

+γ+T3. При цьому Cu є твердим розчином, γ – твердим розчином, T3 –

інтерметалідна фаза AlCu3Mn2, яка застосовується для зміцнення. [4]

З потрійної діаграми фаз Ni-Si-B слідує, що бор та кремній значно зменшує

температуру ліквідусу сплаву, але при цьому одночасно утворюються

інтерметалідні фази, коли температура піднімається більше 850°С. Так як нікель у

комбінації з бором має дуже малу розчинність і фази Ni2B треба уникати, масова

частка бору не повинна перевищувати 4 %. Незалежно від вмісту бору та нікелю,

інтерметалідна фаза Ni3B може утворюватися, так як вона підвищує міцність сплаву

припою. Хром вводиться у систем Ni-Si-B для того, щоб підвищити рідкотекучість

та міцність сплаву припою. Розглядаючи двохкомпонентну діаграму Ni-P можна

сказати, що у нікелі може бути розчинена дуже мала кількість фосфору –

утворюється твердий розчин, але нікель та фосфор легко реагують між собою та

утворюють різні інтерметалідні фази. Вплив фосфору на бор подібний до впливу на

нікель. При частці фосфору більше 11% проходить евтектична кристалізація. При

цьому спостерігаються такі позитивні явища, як зменшення температури плавлення,

підвищення рідкотекучості, проте має місце дуже висока пористість. [4]

Цинкові припої використовуються менше, так як вони мають трохи гірші

механічні властивості, а також їх складно застосовувати через низьку температуру

кипіння. Мідні дроти можуть використовуватися як порошкові, так і суцільні.

Порошкові дроти застосовуються рідше тому, що вони мають мати невеликий

діаметр (до 1,2 мм), який важко реалізувати і ще важче використовувати в процесі

паяння. Збільшення діаметру дротів призводить до нестабільності процесу паяння та

неможливості отримання шва.

На даному етапі на практиці використовуються такі дроти CuSi3 та CuAl8. Так

наприклад, температура плавлення матеріалу CuSi3 складає 910 °С.

Таблиця. 2.3.1. Хімічний склад дроту CuSi3, % [30]

Cu Si Mn Fe

основа 3 1.2 <0.3

Легуючі добавки до міді дозволяють досягати зменшення поверхневого натягу, який

має одну з вирішальних ролей при формуванні геометрії шва. Згідно з [5] на рис.

2.3.1 - 2.3.2 показані залежності границі поверхневих натягів при деяких

температурах від вмісту легуючих елементів та домішок. З них можна зробити

висновок, що алюміній мало впливає на поверхневий натяг припою, а от домішки

кремнію можуть у великій міри сприяти кращому розтіканню каплі.

Рис. 2.3.1. поверхневий натяг системи мідь-алюміній при температурах 1373°С (1),

1473 (2), 1573 (3), 1773 (4) [5]

Рис. 2.3.2. Поверхневий натяг системи мідь-кремній при температурі 1473°С [5]

Крім того значно знижують поверхневий натяг добавки фосфору та свиню.

Практично не змінюють поверхневий натяг мідного сплаву залізо та цинк,

марганець та нікель підвищуть у незначній мірі.

На основі аналізу діаграм стану мідь-залізо та мідь-цинк можна уявити деяку

модель формування паяного з'єднання. З діаграми мідь-залізо можна бачити, що при

вмісту міді менше 80% температура плавлення сплаву може досягати 1500°С. Це

говорить про те, що основний дифузійний шар, який виникає при пайці швидше за

все буде знаходитися у твердому стані і оплавлення сталі за рахунок мідних капель

буде незначним чи взагалі відсутнім. Аналізуючи діаграму стану мідь-цинк можна

бачити, що незначна мідна добавка у дуже великій мірі збільшує температуру

плавлення сплаву. Ця характерна особливість при дуговому паянні буде сприяти

зменшенню випаровування цинку з шовної зони, більшість цинку буде переходити у

шов. З практики ми знаємо, що у пришовній зоні існує дуже вузька зона, з якої у

процесі паяння випарувався весь цинк.

Рис. 2.3.3. Діаграма стану мідь-залізо [6]

В якості захисного газу як правило рекомендують застосовувати аргон. Проте

досліди показали, що при паянні з CuSi3 можна застосовувати суміші з низьким

містом кисню чи вуглекислого газу. Це дає змогу підвищити стабільність дугового

процесу.[10]

При паянні припоєм CuSi3 рекомендовано застосовувати суміші газів Ar + 1%

О2 або Ar + 2,5% CO2, які у порівнянні з чистим аргоном значно підвищують

стабільність горіння дуги. [9]

Рис. 2.3.4. Діаграма стану мідь-цинк [6].

2.4. Дефекти дугового паяння

При застосуванні дугової пайки дуже важливо підбирати правильні режими.

Наприклад слабкий газовий захист може викликати окислення шва, що призводить

до різкого зменшення міцності та корозійної стійкості з'єднання.

Рис. 2.4.1. Шов з Cu-O2 фазою (Зменшується міцність на 40%) [4]

Також при певних, нерідко невизначених причинах, у з'єднаннях виникають пори.

На корозійну стійкість це практично не впливає, проте дуже різко падає границя

міцності з'єднання і воно стає особливо вразливе при динамічних навантаженнях.

Рис. 2.4.2. Шов з Cu-O2 фазою (Зменшується міцність на 35%) [7]

При паянні плавким електродом через мікронестабільність процесу можуть

виникати рясні розбризкування, які сильно погіршують естетичний вигляд шва. При

завищених струмах капля під час знаходження на основному металі викликає його

пропал.

Рис. 2.4.3. Типові схеми руйнування з'єднань після MIG-паяння [8]

Рис. 2.4.4. Розбризкування у процесі дугового паяння. [8]

Знецинкування зони паяння призводить до зниження корозійної стійкості.

Такий процес може проходити по краях шва та зі зворотньої сторони з'єднання.

Уникнути випаровування цинку можна лише застосовуючи струми пайки не більше

55 А [9].

Рис. 2.4.5. Кородування зони, збідненої на цинк. [9]

2.5. Обладнання для дугового паяння

При MIG-паянні переважно використовується регульований процес переносу

– імпульсну дуга. Деякі випадки, в основному при нестабільності паяння чи

зварювання стоншених товщин цинкового покриття до 15 мкм, супроводжуються

великими випаровуваннями цинку. Тому вигідніше у такому разі використовувати

коротку дугу, при якій процес є стабільнішим. Також у при цьому вимагаються

підвищені вимоги до джерела живлення та його регульованих характеристик.

При багатому на аргон газовому захисті досягається регульований процес

переносу завдяки правильно вибраному діючому струму та імпульсу струму. При

правильно підібраному режимі на кожний імпульс струму при паянні відривається з

електроду одна капля. Результат – зварювання чи паяння практично без

розбризкування. Дослідження «Fronius» показали, що для різних присадних

матеріалів та газів вимагається відповідні унікальні форми імпульсу. Особливо

точно ці імпульси підбираються для бронзових та мідних дротів.

Для цього для мінімізації цинкового випаровування при MIG-паянні

застосовують якомога менші струми. Звідси слідує основна вимога, що джерело

живлення повинно мати можливість забезпечувати стабільність горіння дуги. Точно

регульована сила струму при цьому така ж важлива як швидко реагуюче

регулювання довжини дуги, щоб довжина дуги у процесі не гасла. Результат

імпульсної пайки – низьке тепловкладення і відповідно зменшення розбризквання.

Комбінація цих ефектів призводить до малої пористості. Це по черзі позитивно

впливає на обробку шва як під час шліфування так і зміцнення паяного з’єднання.

Значно кращі результати при паянні проявляються з використанням CMT-

технологій. Застосування Tamdem+CMT технологій дозволяє застосовувати

нікелеві дроти для паяння. Обладнання для плазмового паяння можна застосовувати

те ж, що і при зварюванні.

Постійність подачі дроту являється основним критерієм реалізації стабільного

процесу. На роботах при цьому розроблялася система штовхання-штовхання. Із-за

площинного дотику, тиск на присадний матеріал, необхідний для стабільного руху

дроту зменшується. Деформації присадного дроту, характерні для двох- та

чотирьох-роликових систем, не виникають, так як тиск на дріт виникає не тільки по

лінії дроту, а розподіляється по всій площі дроту завдяки планетарному руху

роликів. [12]

Переваги планетарної системи подачі дроту, згідно [12]:

Подача м’якого дроту без його деформування

Поступальний рух дроту з невеличким прокручуванням (зворотно

поступальний рух дроту), дозволяє значно зменшити тертя дроту на його

поверхні і у отворі пальника (довжина шлангів для алюмінієвих та магнієвих

дротів може досягати 25 м)

Мінімальні забруднення, мінімальна дія на планетарну головку та шланги,

очищення планетарної головки та шлангів необхідно проводити всього 1-4

рази на місяць.

Мала маса загальної системи подачі дроту (близько 1.5 кг)

Автоматичне зарядження касети дроту

Висока стабільність швидкості подачі дроту та довжини дуги

Мало інерційна старт-стоп система

Допускаються сильні перегиби шлангів, навіть при їх довжині до 25 м.

2.6. Області застосування дугового паяння та невирішені проблеми

MIG-процес паяння можна застосовувати як для нелегованих і

низьколегованих сталей, так і для нержавіючих сталей. В основному цей процес

застосовується для оцинкованих сталей. Трохи менше, але також часто з'єднують за

допомогою дугового паяння високоміцні двохфазні і трьохфазні сталі, так як після

зварювання ці сталі на стику втрачають свої механічні властивості.

При паянні оцинкованих сталей проходить незначне вигорання покриття як на

поверхні шва, так і зі зворотної сторони зварного з’єднання, маємо мале

тепловкладення у порівнянні зі зварюванням. MIG-процес паяння можна проводити

для всіх типів швів у всіх просторових положеннях, що застосовуються при

зварюванні у захисному газі. Навіть освоєними є такі положення зварювання, як

вертикальне знизу вверх, зверху вниз та стельове. Швидкість паяння ідентична при

цьому до швидкості зварювання (до 100 см/с). Різноманітність практичного

застосування MIG-паяння оцинкованих поверхонь та профілів спостерігається у

автомобільній індустрії та промисловості. Але високоміцні сталі також з’єднуються

за допомогою дугової пайки. Обгрунтування вибору процесу паяння заключаються в

тому, що при зварюванні цих виробів у захисному газі короткою дугою ми

отримуємо випуклий шов. Це призводить до зменшення межі витривалості. Паяння

твердим припоєм дозволяє зробити повне пропаювання деформованих труб. MIG-

паяння робить можливим отримання ввігнутого шва та мінімальне внесення тепла у

конструкцію. [10]

Плазмово-дугова пайка алюмінію має також дуже прогресивне значення. У

підтвердження цьому були проведені німецькими вченими досліди по пайці

алюмінію з підігріванням та без нього. Низький вміст тепла від дуги плазми визиває

в залежності від об’єму конструкції зростання часу процесу, щоб досягти необхідної

робочої температури основного металу. Щоб вирішити цю проблему, пластини-

зразки були підігріті у печі. Перші досліди показують, що на стабілізацію плазмової

дуги позитивно впливає попереднє підігрівання від 200°С. При цьому у результаті

отримується рівномірне очищення поверхонь для паяння. На рис. 2.6.1 показано

порівняння очищених проб із попереднім підігріванням та без його при однакових

параметрах процесу.

Рис. 2.6.1. Пайка алюмінію з попереднім підігрівом (верхня пластина) та без

підігріву (нижня пластина) [11]

При цьому при попередньому підігріванні отримуємо чистішу та рівномірніше

очищену зону. Проводилося дослідження на вплив різних газів плазми на ефект

катодного очищення та якість паяного шва. Оскільки плазмові гази дають дуже

великий вплив на будову та форму дуги, то проводилися спочатку досліди з різними

традиційними за складом плазмовими газами. До них відносяться аргон 5.0, гелій та

різні суміші аргону з гелієм. В якості додатку проводили дослід із ксеноном, щоб

дослідити теорію катодного очищення. Ксенон має у 3,2 рази більшу атомну масу,

ніж аргон та на 23% меншу енергію іонізації. Відповідно атоми ксенону

бомбардують поверхню матеріалу з більшим імпульсом ніж атоми аргону. При

цьому отримуємо набагато краще очищення. Шляхом використання різних газів з

різними масами атомів можна досягати різних ступенів очищення. Перший дослід

паяння проходив з попереднім підігрівом до 400°С та звичайним дротяним припоєм

AlSi12 і показав хороші результати.

Властивості текучості розплавленого припою по причині низької різниці між

робочою температурою та температурою плавлення не були при цьому

оптимальними. При цьому шов має невеличку канавку посередині без

перемішування припою та основного матеріалу. Для покращення текучості створили

новий припій на основі Al-Si з додатковим гальванічним мідним покриттям.

Невеличке додавання міді забезпечило значне зменшення температури ліквідусу

дроту і при цьому збільшилася різниця між робочою температурою та температурою

плавлення. Кінцеві досліди показали, що через зменшення температури плавлення

покращується текучість на очищеній поверхні алюмінію. При цьому для даного

припою можна відмовитися від попереднього підігрівання. [11]

Процес поширення даної технології стримується завдяки комерційному впливу

(технологія є ноу-хау і секрет роботи обладнання не розголошується). Для розробки

власної технології доводиться вивчати, як саме параметри пайки впливають на

процес формування шва. Розробники обладнання для дугової пайки говорять, що

для успішного формування шва потрібно регулювати близько 30 параметрів. До цих

параметрів точно входять імпульсні характеристики струму, напруги та подачі

дроту (довжина паузи, довжина імпульсу, форма імпульсу, середнє значення). Також

важливим параметром є витрати захисного газу та його склад.

При розробці моделі дугового паяння ми вважаємо, що на процес паяння

впливає термічний цикл реактивної зони паяння. Саме температура поверхні

основного металу при попаданні на неї каплі має вирішальний вплив. Температура

поверхні основного металу та її розподіл може регулюватися імпульсною кривою

струму. Більш просте та точне регулювання даних параметрів можна провести з

використанням гібридних технологій. Температура поверхні важлива з того боку,

що вона, по перше, не має плавитися, а з іншого - капля припою, попадаючи на

поверхню має по ній розтектися і між каплею і основним металом має виникнути

міцний зв'язок завдяки дифузійним і адсорбційним процесам. А дифузія в свою

чергу при високих температурах може проходити у десятки чи сотні раз швидше, що

в свою чергу буде мати вирішальний вплив на міцність з'єднання. Також і

розтікання та формування каплі при вищих температурах має більш сприятливий

характер. З другого боку, висока температура призводить до вигорання

оцинкованого покриття поблизу шва, а також сприяє небажаним залишковим

напруженням і деформаціям.

Наступний по важливості фактор - вид захисного газу, так як він

безпосередньо впливає на кут змочування каплі, її розтікання та поверхневий натяг.

Оскільки при дуговому паянні практично завжди застосовується аргон, то на даний

момент можна вести дискусії про включення в газову суміш декількох процентів

гелію, кисню чи вуглекислого газу.

Третя по важливості проблема у дуговому паянні стоїть у створенні нових

припоїв на основі сплавів та порошкових дротів. Дана проблема є надскладною і

вона може реалізовуватися лише з використанням сучасної техніки, так як її

реалізація потребує знання фізичних, хімічних та механічних характеристик

багатокомпонентних сплавів.

Важливим етапом є також вивчення характеристик паяного шва після пайки.

До цих характеристик можна віднести механічні властивості з'єднання, корозійну

стійкість, характер залишкових напружень та деформацій.

3. Особливості формування режимів дугової пайки

3.1. Дифузіно- та часово-міцнісні процеси і їх вплив на структуру шва

Після потрапляння каплі на поверхню металу проходять процеси її з'єднання з

основним металом. Міцність з'єднання формується завдяки дифузійному шару. При

паянні сталі бронзовим припоєм за допомогою дослідження електронним

мікроскопом мірошліфів з'єднання, було виявленно, що у дифузійному шарі

спостерігається підвищений вміст хімічної сполуки Fe5Si3 [13].

Внесення припою, що містить кремній при паянні оцинкованих сталей

супроводжується утворенням утворення прошарку α1 сполуки Fe-Si (при низькому

тепловкладенні). При високому тепловкладенні у прошарку утворюються дисперсні

субмікроскопічні включення α1 сполуки Fe-Si. Під час процесу паяння припій

починає заповнювати зазор. При цьому мають місце капілярні явища. Одночасно

кремній дифундує у основний метал і утворює з залізом різні сполуки.

Рис. 3.1.1. Мікрошліф з'єднання сталі дротом CuSi3 при низькому теплвкладенні

[13]

Рис. 3.1.2. Мікрошліф з'єднання сталі дротом CuSi3 при високому тепловкладенні

[13]

Дифундування кремнію у основний метал є визначальним при формуванні

площини паяного з'єднання. При високотемпературному паянні залізо дифундує у

розплавлений припій і його пари змішуються з парами дуги. У процесі охолодження

шва до кімнатної температури припій кристалізується і залізо з'єднується з

кремнієм, утворюючи включення Fe5Si3. Дана сполука утворюється тому, що дана

реакція має найменшу енергію Гіббса, порівняно з іншими сполуками. Наявність

голчастого фериту у зоні термічного впливу, а також наявність значної кількості

Fe5Si3 у шві прияє тому, що зона сплавлення може мати більшу твердість, ніж

основний метал.

Також було помічено, що при паянні з низьким тепловкладенням, не

дивлячись на специфіку диспергування Fe5Si3 шов має таку ж міцність, як і при

паянні з високим тепловкладенням.

Дуже важливим параметром є дифузія міді з припою до основного металу.

Процес дифузії при різних температурах проходить по різному. Після досягнення

температури плавлення припою його дифузія може проходити у сотні разів швидше,

ніж у твердому стані. Тому термічний цикл пайки у дуже значній мірі впливає на

міцність паяного з'єднання.

Рис. 3.1.3. Розподіл міді при паянні сталі мідним припоєм при дифузійному паянні,

в залежності від дистанції від шва.[14]

Аналітично, глибину дифундування при ізотермічному процесі можна визначити за

наступною залежністю:

X=√ DCu→ Fe ∙t b(3.1 .1)

де

X- товщина дифузійного шару,

DCu→ Fe - коефіцієнт дифузії (при температурі 950 °С складає 2,2*10-13 м2/с) [14],

tb - час дифундування.

При дуговому паянні температури змінюються дуже швидко і для

знаходження глибини дифундування необхідно використовувати диференціальне та

інтегральне числення. Також разом з незначною зміною температури різко

змінюється коефіцієнт дифузії, що робить визначення дифузійного прошарку

надскладною задачею.

Рис. 3.1.4. Залежність міцності з'єднання від часу схоплювання та температури

з'єднування. (По осі абсцис вказана температура, по осі ординат - міцність, над

стовпчиком діаграми - час з'єднання у хвилинах) [14]

Згідно з рис.3.1.4, створимо залежність міцності з'єднання від товщини дифузійного

шару. Для конкретних вище показаних дослідних результатів товщина дифузійного

шару є функцією від часу. Знайдемо товщини зон дифундування при температурі

950 °С, застосувавши при цьому формулу: X ( tb)=√DCu→ Fe ∙ t b

X (16 )=14.53 мкм

X (20 )=16.25 мкм

X (72 )=30.83 мкм

Будуємо залежність міцності з'єднання від товщини дифузійного шару.

З даного розподілу чітко видно, що глибина дифундування припою має надважливе

значення і незначна її зміна може призвести до зменшення міцності схоплення на

40%. Наприклад, для дифузійної пайки щоб забезпечити максимальну міцність,

необхідно, щоб глибина дифундування частинок міді у основний метал досягла 20

мкм [14]. По аналогії до цього твердження можна сказати, що для дугового паяння

критична глибина дифундування лежить у цій же області.

14.53 16.25 30.830

50

100

150

200

250

σв(Х)

σв(Х)

Рис. 3.1.5. Залежність міцності схоплення σв( МПа) від товщини дифузійного шару

Х (мкм)

3.2. Окремі рекомендації щодо режимів паяння для напусткових з'єднань

Процес MIG-паяння відрізняється від зварювання застосуванням електродних

дротів з нижчою температурою плавлення, ніж у сталі. У зв'язку з цим різняться

параметри процесу. Значні труднощі виникають на практиці з визначенням режиму

паяння. Для цього ми розробили окрему методику, що базується на позитивному

досвіді застосування MIG-технологій. Основними параметрами пайки є кут нахилу

пальника, напруга U, струм I, швидкість пайки Vп та подачі дроту Vd, витрати

захисного газу, діаметр dе та виліт електроду. Оцінку даних параметрів проводимо

спираючись на результати німецьких дослідників для пайки короткою дугою.

Найоптимальніший кут нахилу пальника - це 10° до вертикалі у площині

вздовж шва і 20° до вертикалі у площині поперек шва. Витрати аргону знаходяться в

межах 14..15 л/хв. Для нормального формування шва має місце наступне

співвідношення [3]:

V d

V п≥ t 2

dе2 (3.2 .1 .)

де t−товщинапластин

Товщина пластини нам відома, діаметр дроту зазвичай беруть 0,8..1,2 мм. Виліт

електроду виставляють у межах 12..14 мм. Бачачи деякі результати дослідів, можна

сказати, що оціночне значення струму пайки в амперах знаходиться в межі 60

товщин пластин в міліметрах. Швидкість подачі дроту зв'язана деякою залежністю зі

струмом та діаметром електроду. Знаючи струм, швидкість зварювання та маючи

фото перерізу шва з розмірами для деяких вдало спаяних проб ми створили

залежність, для якої діаметр електроду підставляється в мм, швидкість подачі в

мм/хв і струм в амперах:

V п=45∙ І

dе2 (3.2 .2)

Звичайно, режими вибрані за даною методикою можуть бути не ідеальними і

на практиці їх треба дещо корегувати.

3.3. Моделювання імпульсних режимів у середовищі Abaqus

Дугове MIG-паяння зазвичай виконують на спеціальних імпульсних режимах

для уникнення розбризкування, для стабілізації дугового процесу, а також для

регулювання термічного циклу паяння. Імпульси струму сприяють тепловим

ударам, тим самим звужуючи зону термічного впливу. Термічний аналіз імпульсних

процесів надто складно проводити за схемами Рикаліна. Для цього найкраще

використовувати програмний інженерний комплекс Abaqus Simulation, що працює

на основі методу скінченних елементів. Метою даного розділу є дослідження впливу

теплових ударів на термічний цикл пайки. У даному дослідженні ми будемо

порівнювати тепловий розподіл напаювання на пластинку за різних форм

енергетичних імпульсів, проте за однакової середньої потужності. Для моделювання

нам необхідні наступні вихідні дані:

Режими: струм паяння, напруга паяння, швидкість паяння, коефіцієнт

корисної дії дугового процесу, частка енергії дугового процесу, що йде на

нагрів присадного дроту.

Фізичні властивості основного металу та їх залежність від температури:

модуль Юнга, коефіцієнт Пуассона, коефіцієнт термічного розширення,

питома теплоємність, теплопровідність, густина, коефіцієнт поверхневої

тепловіддачі від сталі до повітря.

Ми будемо моделювати напаювання на пластинку з розмірами 40х80х0.8 мм. У

зв'язку з симетричністю з'єднання можна розглядати напаювання на край

напівпластинки 40х40х0.8 мм. Для даної товщини пластинки застосовують наступні

режими: струм ( І=35 А); напруга (U=14 В); швидкість пайки (Vp=13 мм/с);

коефіцієнт корисної дії паяння (η1=0.8); частка енергії дугового процесу, що йде на

нагрів присадного дроту (η2=0.2). Фізичні властивості основного металу наведемо у

таблицях 3.3.1 - 3.3.4, згідно з [16].

Таблиця 3.3.1. Модуль Юнга сталі 20, в залежності від температури.

Модуль

Юнга, ГПа

Температура,

°С

212 20

208 100

203 200

197 300

189 400

177 500

163 600

140 700

Таблиця 3.3.2. коефіцієнт термічного розширення сталі 20 та його залежність від

температури.

Коефіцієнт

лінійного

розширення

Температура,

°С

(10-6 К-1)

12.3 20

13.1 100

13.8 200

14.3 300

14.8 400

15.1 500

15.2 600

Таблиця 3.3.3. Питома теплоємність сталі 20 та її залежність від температури.

Питома

теплоємність ,

Дж/(кг · °С)

Температура, °С

486 20

498 100

514 200

533 300

555 400

584 500

636 600

703 700

703 800

695 900

Таблиця 3.3.4 . Теплопровідність сталі 20 та її залежність від температури

Коефіцієнт

теплопровідності,

Вт/(м ·°С)

Температура, °С

51 100

49 200

44 300

43 400

39 500

36 600

32 700

26 800

26 900

Густина металу у процесі нагріву змінюється зовсім не суттєво, тому ми її

приймемо постійною, густина сталі 20 - 7800 кг/м3. Коефіцієнт конвективної

тепропередачі від сталі до повітря приймаємо 60 Вт/м2К, згідно з [18, 39] .

Прихована теплота плавлення - 277.2 кДж/кг [19].

У Abaqus немає такого спеціального навантаження, як рухоме джерело тепла.

Для його моделювання використаємо методику, наведену в [17 ]. Тому ми смугу, по

якій проходить паяння розділимо на маленькі однакові прямокутники. Ширину

смуги і відповідно ширину прямокутника будемо вважати рівною радіусу дуги.

Радіус дуги приймаємо рівним діаметру паяльного дроту (для нашого моделювання

приймаємо, що діаметр дроту - 1 мм). На кожному прямокутнику буде діяти теплове

навантаження з заданими формами імпульсу в заданий період часу, в залежності від

свого положення. Послідовне теплове навантаження на зони пластини, що

розташовані одна за одною буде створювати ефект переривчастого руху джерела

тепла. При високій частоті ривків джерела тепла дана модель буде з великим

наближенням демонструвати неперервний рух джерела тепла. Шов розділимо на 20

прямокутників, кожен довжиною по 2 мм. Відповідно, на кожному з прямокутників

джерело тепла буде діяти на протязі 0.152 с. З урахуванням коефіцієнтів корисної

дії, режимів та площі дії дуги, тепловий потік буде розраховуватися за наступною

залежністю:

Р=I ∙U ∙(η¿¿1−η2)∙1S(3.3 .1)¿

де S - площа перерізу стовпа дуги.

При розрахунку приймемо наближення, що переріз дуги має квадратну форму,

розмір сторони квадрату рівний діаметру дуги. Підставивши задані режими та

параметри до формули, отримаємо тепловий потік P=7.2 ·107 Вт/м2.

Для порівняння імпульсних режимів змоделюємо паяння на постійному

струмі, паяння з трикутним імпульсом з помірним піком та паяння з трикутним

імпульсом з високим піком. Останній вид імпульсів застосовується безпосередньо

при імпульсному паянні на практиці. Згідно з [23] пік струму при паянні пластини

товщиною 1.3 мм може досягати 500 А, струм "паузи" - 20 А. Часові характеристики

говорять про те, що час імпульсу становить 5 мс, час протікання низького струму -

10 мс. Імпульси напруги проходять синхронно зі струмом. Напруга "паузи" - 18 В,

напруга на піку - 28 В. Це означає, що миттєва потужність при "паузі" становить 360

Вт, а потужність на піку - 14 кВт, тобто у 40 разів вище, ніж при паузі.

Рис. 3.3.1. Часова діаграма струму від часу при імпульсному паянні [23]

Ми все ж таки для нашого останнього режиму призначимо рівність паузи та

імпульсу, потужність паузи призначимо нульовою, пік потужності буде

перевищувати діюче значення у 4 рази.

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.50

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

амплітудний коефіцієнт

час, с

Рис. 3.3.2. Форми імпульсів для імітації постійного струму (залежність амплітудного

коефіцієнту від часу)

-0.4 0.1 0.6 1.1 1.6 2.1 2.6 3.10

0.5

1

1.5

2

2.5

час, с


Рис. 3.3.3. Форми імпульсів трикутного трикутного типу з помірними піками

(залежність амплітудного коефіцієнту від часу)

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 20

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5


час,с

Рис. 3.3.4. Форми імпульсів з високим піком (залежність амплітудного коефіцієнту

від часу)

Для безпосереднього моделювання у Abaqus виконаємо наступні дії:

1) У модулі Part запускаємо процедуру Create Part. У вікні, що з'явилося відмічаємо:

Modeling Space: 3D; Type: Deformable; Base Feature: Shell; Type: Planar; Approximate

Size: 0.1. У вікні, що з'явилося будуємо прямокутник з розміром 0.04х0.04 і

натискаємо кнопку Done. За допомогою процедури Partition face розіб'ємо кромку

пластини на 20 однакових прямокутників з розміром 0.002х0.001 (див рис. 3.3.5 ).

2) У модулі Property створюємо матеріал. Name - Steel. У параметрі Mechanical

→Elasticity →Elastic ставимо галочку навпроти Use temperature-dependent data і

вводимо у поля модуль Юнга та коефіцієнт Пуассона в залежності від температури,

згідно залежностями, представленими вище у таблицях 3.3.1 - 3.3.4. Аналогічним

чином вводимо теплопровідність (Thermal→ Conductivity), теплоємність (Thermal→

Specific Heat), приховану теплоту (Latent Heat), густину (General→ Density). Після

створення матеріалу створюємо секцію (Create section→ Category: Shell, Type:

Homogeneous → у вікні що з'явиться ставимо у колонці Value - 0.0008, тобто

товщину пластини). Потім призначаємо створену секцію до всієї пластини за

допомогою процедури Assign Section.

Рис. 3.3.5. Розбиття кромки пластини на однакові прямокутники у Abaqus

3) У модулі Assembly створюємо складання, що складається з нашої пластинки.

4) У модулі Step натискаємо Create Step. У вікні, що відкрилося вибираємо тип

аналізу Heat Transfer. У наступному вікні ставимо час періоду 5.

5) У модулі Interaction натискаємо Create Interaction, вибираємо Surface Film

Condition і у відкритому вікні ставимо 60 (таким чином задається коефіцієнт

поверхневої тепловіддачі).

6) У модулі Load послідовно для кожного прямокутника створюємо навантаження

Surface heat flux. У полі Magnitude виставляємо 7.2е7 (потужність теплового потоку

дуги для заданого нами режиму). У полі Amplitude створюємо форму імпульсу.

7) У модулі Mesh створюємо сітку

8) У модулі Job запускаємо розрахунок

9) У модулі Visualization маємо змогу спостерігати температурні поля у будь-який

момент часу у будь-якій точці.

Рис. 3.3.6. Розподіл температур на момент часу 1.5 секунд від початку пайки

Після дослідження всіх форм імпульсів будуємо графіки залежності

температури поверхні основного металу від відстані від пальника. У процесі

візуалізації процесу пайки було помічено, що процес не є абсолютно ламінарним,

максимальні температури у змінюються від 1200 до 1350°С. Проте нас цікавить саме

та точка, в якій проходить імпульс струму і капля відривається й попадає на

поверхню основного металу. Саме в цей час температура поверхні має вирішальне

значення. Ми вибрали момент часу для дослідження - 1.292 с, який відповідає

нашим вимогам.

Таблиця 3.3.5. Розподіл температур при різних формах імпульсів внесеної енергії

при паянні.

Температура поверхні при вказаних формах теплового потоку, °С

Відстань від центру дуги, мм

Постійний струм

З трикутними імпульсами

Переривчастий з трикутними імпульсами

0 1260 1344 13000.4 1200 1280 1250

1 950 1000 10101.5 700 720 7802.5 440 390 450

4 220 170 2105 130 120 120

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

1300

Постійний струмПереривчастий з трикутними імпульсамиТрикутний імпульс

Y, мм

T, °C

Рис. 3.3.7. Графічне представлення Розподілу температур при різних формах

імпульсів внесеної енергії при паянні.

3.4. Управління геометрією шва за допомогою зміни режимів

Одна з проблем, з якою стикаються виробники обладнання та технологи - це

забезпечення оптимального перерізу шва. На практиці дуже часто валик має або

велику опуклість, або взагалі припою не вистачає для забезпечення необхідної

міцності з'єднання. Мінімальна зміна режиму пайки призводить до значної зміни

форми шва. Тому постає проблема визначити, які саме параметри і яким чином

впливають на форму паяного валика.

Деякі теоретичні викладки говорять про те, що кут змочування рідиною

поверхні є сталою величиною [20], [21]. Ці припущення дійсно можна застосовувати

при стандартних способах пайки. Такі викладки застосовують при розробці режимів

паяння. Проте на практиці виходить така ситуація, що при пайці на різних режимах

ми отримуємо різні паяні валики, і кут змочування відрізняється на дуже значні

величини і відповідно паяне з'єднання має абсолютно різні механічні властивості. У

даній роботі ми розробили модель впливу техніки пайки на форму його валику.

Нами у даному розділі висувається припущення, що кут змочування залежить

від температури. Також ми вважаємо, що при дуговому паянні оцинкованої сталі,

капля бронзи, попадаючи на оцинковане покриття плавить цинк, і при цьому

утворюється латунна прослойка, яка, власне кажучи, і буде мати вирішальну роль у

формуванні кута змочування. Тобто, краї каплі припою у нашій моделі будуть не

бронзовими а зі сплаву цинку. Згідно з [22], кут змочування для цинкових сплавів

нашого типу буде змінюватися в залежності від температури за кривою, показаною

на графіку (рис. 3.4.1 ).

Рис. 3.4.1. Залежність кута змочування сплаву на основі цинку від температури у К

[22]

Для формування моделі каплеутворення нам необхідна аналітична залежність

кута змочування від температури. Знайдемо цю залежність за допомогою лінйної

апроксимації у Exel:

φ(T) = - 0.533T + 496 (3.4.1)

Зміна розподілу температури при пайці може формуватися за рахунок зміни

форми імпульсів та супутнього підігріву. Швидкість подачі дроту формує силу

струму. Чим швидша подача дроту, тим вище струм. Якщо нам необхідно сильніше

нагріти основний метал і зберегти площу перерізу валику, то варто застосовувати

комбіновані чи гібридні технології.

780 800 820 840 860 880 9000

10

20

30

40

50

60

70

80

90

f(x) = − 0.532939189189189 x + 495.872466216216R² = 0.945682307025811

ϕ, °

T, °C

Рис.3.4.2. Апроксимована залежність кута змочування каплі від температури у °С.

При вивченні макрошліфів паяного з'єднання було помічено, що паяні валики

мають дуже наближену форму до кульового сегменту. До такого ж висновку було

дійдено у роботі [56]. Ми знаємо площу перерізу каплі з режимів зварювання:

S=V под

V зв∗πr 2=1.8 мм2(3.4 .2)

де r=0.5мм -радіус присадного дроту,

Vпод =29 мм/с та Vзв =13 мм/с відповідно швидкість подачі дроту та швидкість пайки.

Площу сегменту визначаємо, знаючи кут змочування та радіус кривизни каплі за

залежністю, отриманою завдяки елементарним геометрично-арифметичним

перетворенням, з якої можна легко виразити радіус кривизни:

S=R2( φ∗π180

− sin (2 φ )2 )(3.4 .3)

Радіус розтікання каплі є координатою х крайньої точки каплі, і його також можна

обрахувати з залежності:

Rр=R∗sin ( φ )(4.4 .4 )

де R - радіус кривизни каплі,

Rp - радіус розтікання каплі.

Отримаємо рівняння, з якого визначається кут змочування для заданої моделі. Отже,

знайти радіус каплі та кут змочування можна з системи рівнянь:

{S= x2

sin (φ)2 (φ∗π180

−sin (2 φ)

2)

T=f ( x )φ=f (T )

(4.4 .5)

Вирішимо системи рівнянь для кожного розподілу температур за допомогою

програми MathCad, використовуючи оператори Given, Find. При цьому залежність

температури від координати візьмемо для раніше порахованих режимів із заданими

формами імпульсів. Для аналітичного представлення даних залежностей

скористаємося поліноміальною апроксимацією 5 порядку у Exel. Отримаємо

наступні залежності.

Постійний струм:

T(x) = 6.67x5 - 88.92x4 + 418.94x3 - 774.72x2 + 119.16x + 1 258.05 (4.4.6)

З трикутними імпульсами:

T(x) = 6.09x5 - 83.81x4 + 412.93x3 - 803.06x2 + 116.82x + 1 342.45 (4.4.7)

Переривчастий з трикутними імпульсами:

Т(х) = 3.88x5 - 55.91x4 + 290.900x3 - 604.56x2 + 75.10x + 1 299.87 (4.4.8)

У процесі вирішення систем рівнянь у може виникнути така ситуація, що

температура поверхні основного металу по контуру каплі може бути менше 780 °С.

Якщо таке сталося, то кут змочування слід прийняти 120°. Відповідно, не залежно

тепер від температури радіус каплі можна знайти з залежності:

S= r2

sin (φ)2 (φ∗π180

−sin (2φ)

2)

, прийнявши φ=120.

Отже, ми отримали наступні результати:

Кут змочування та радіус каплі для пості йного струму:

φ=73°; r=1.29 мм

Кут змочування та радіус каплі для режиму з трикутними імпульсами:

φ=70°; r=1.35 мм

Кут змочування та радіус каплі для переривчастого режиму з трикутними

імпульсами:

φ=65°; r=1.4 мм

Зобразимо графічно каплі при всіх видах режимів.

Математична модель дала пояснення тому, що при різних режимах та способах їх

реалізації ми будемо отримувати валики, форма перерізу яких відрізняється дуже

суттєво. Чітко було показано те, що вища температура поверхні забезпечує краще

розтікання каплі і відповідно ми отримуємо шов вищої якості з нижчою

концентрацією напружень. Тобто, була доведена перспективність розвитку

комбінованих та гібридних технологій дугового паяння. Щодо точності моделі, то

варто зауважити, що використання деяких припущень знижує точність достовірних

результатів. Відповідно до [22], припущення про форму каплі кульового сегмента

вносить до моделі 15% похибки.

Рис.3.4.3. Зображення каплі на пластині, товщиною 0.8 мм. 1 - капля при

постійному струмі; 2- з трикутними іипульсами; 3 - капля при переривчастому

струмі з трикутними імпульсами

3.4.1. Корекція геометрії шва TIG - пальником

Відповідно до [24], якщо шов має велику випуклість, то на практиці його після

MIG-паяння обробляють TIG-пальником. Ми за допомогою Abaqus змоделюємо

тепловий процес і визначимо за методикою попереднього розділу дипломної роботи

зміну форми шва. Побудуємо у Abaqus пластину. Зобразимо на ній шов, який ми

отримали перед цим при паянні на постійному струмі. Матеріал наплавленого

валику будемо вважати міддю. ЇЇ теплофізичні властивості слід внести у бібліотеку

матеріалів Abaqus.

Потужність TIG- пальника має перевищувати потужність MIG- пальника, так як у

конструкцію необхідно внести більшу кількість тепла. Ми шляхом підбору

підібрали режим, який за погонною енергією перевищує режим наплавлення у 1.5

разів. Ми зменшили у 2 рази швидкість руху пальника і пропорційно зменшили

потужність джерела живлення. Розподіл температур знімаємо зі зворотньої сторони

платини від шва.

Таблиця 3.4.1.1. Теплофізичні властивості міді [25]

Теплопровідність

, Вт/(м ·°С)

Теплоємність,

Дж/(кг · °С)

Густина, кг/м3 Прихована

теплота

плавлення,

кДж/кг

390 380 8900 213

Рис. 3.4.1.1. Температурні поля після оброблення шва TIG- пальником.

Рис.3.4.1.2. Графік залежності температури (°С) від відстані від шва (мм) у площині

дії пальника при TIG -обробці шва.

Спостерігаючи за графіком можна зробити висновок, що при правильній TIG -

обробці не досягаються температури плавлення сталі. Проте буде виникати таке

негативне явище, як випаровування цинку зі зворотньої сторони пластини та у

пришовній області. Спробуємо спрогнозувати зміну форми каплі після обробки.

Використаємо методику, розроблену у попередньому розділі. Поліноміальна

залежність температури від координати має наступний вигляд:

Т= -90.45x2 - 16.08x + 1 401.51 (3.4.1.1)

Після вирішення системи рівнянь у MathCad отримаємо:

φ=30°; r=2.3 мм

Рис .3.4.1.3. Каплі до (2) та після (1) TIG -обробки

3.4.2. Вплив на розтікання каплі струму та швидкості паяння

У даному розділі ми розглянемо вплив швидкості паяння та струму на

формування каплі. Справа в тому, що при аналітичному дослідженні термічних

циклів розглядається зазвичай не тепловий потік та час його дії, а комплексна

характеристика, що зветься погонною енергією. Тобто, ми можемо мати якусь

базову погонну енергію, яка залежить від потужності теплового джерела та

швидкості його руху. За старими схемами вважалося, що якщо ми збільшуємо струм

і швидкість у 2 рази, то тепловий розподіл при цьому не зміниться. Ми спробуємо за

допомогою Abaqus змоделювати декілька режимів з однаковими перерізами паяних

валиків і різними швидкостями пайки і струмами. Потім дамо рекомендації щодо

оптимальних значень співвідношення швидкості до струму. Згідно з [8], швидкість

подачі дроту (м/хв) при діаметрі 0.8 мм залежить від теплової потужності:

V под=0.0056 ∙ q+0.5 (3.4 .2 .1)

Якщо діаметр дроту 1 мм, то

V под=(0.0056 ∙ q+0.5 ) ∙0.64 (3.4 .2.2)

де q - теплова потужність дуги (Дж)

q=0.8 ∙ I ∙U (3.4 .2 .3)

з графіків у праці [23] можна вивести залежність для струму і напруги, що

U =18+0.02∙ I (3.4 .2 .4)

Нашою задачею є паяння оцинкованої сталі товщиною 1.1 мм. Для даних товщин

рекомендовано формувати валик у якого площа перерізу переважає значення хоча б

1.5t2, де t - товщина основного металу. Для цього відношення швидкості подачі

дроту до швидкості паяння для збереження форми валика залишаємо рівним:

V под

V зв=2.3 (3.4 .2.5)

Задамо теплові характеристики у таблицю 3.4.2.1.

Задавання параметрів у Abaqus будемо здійснювати аналогічно до розділу 3.3.

Режим будемо вважати імпульсним, в якому наявна постійна складова. Шов, як і у

розділі 3.3 буде розбито на 20 частинок, у кожній частинці буде проходити один

імпульс струму.

Таблиця .3.4.2.1. Досліджувані режими

Струм, А

Напруга, В

Теплова потужність дуги, Вт

Швидкість подачі, м/хв

Швидкість паяння, м/хв

Швидкість паяння, мм/с

20 18.4 294.4 1.38 0.60 9.99

35 18.7 523.6 2.20 0.96 15.96

50 19 760 3.04 1.33 22.12

65 19.3 1003.6 3.92 1.71 28.46

80 19.6 1254.4 4.82 2.10 34.99

100 20 1600 6.05 2.64 44.00

Таблиця 3.4.2.2. Теплові потоки при заданому струмі

Струм 20 35 50 65 80 100

Тепловий потік, Вт/м2

5.52e7 9.82e7 1.43e8 1.88e8 2.35e8 3e8

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.20

1

2

3

4

5

6

Частка імпульсу

Амплітудний коефіцієнт

Рис. 3.4.2.1 Форма імпульсу (залежність амплітудного коефіцієнту від частки

тривалості одного імпульсу.

Ми отримали залежності розподілу температури від осі шва, перпендикулярно

руху пальника. У процесі моделювання температури постійно змінювалися, тому

температура фіксувалася у момент дії 11-го імпульсу, починаючи від початку

процесу паяння. На даних залежностях варто виділити наступні моменти. Процес

паяння передбачає те, що основний метал не має плавитися, або ж це оплавлення

має бути мінімальним. З іншого боку на краях каплі має бути температура якомога

вища, так як це сприятиме кращому змочуванню. Ми виділимо дві критичні

температури. Перша критична температура (850 °С) - це температура при якій капля

має кут змочування 45° - максимальний кут, що характеризує гарне змочування. Кут

90° характеризує крайню величину задовільного змочування. Температуру,

характерну для цього кута назвемо другою критичною температурою (780°С). З

нашого температурного розподілу видно, що збільшення швидкості паяння

призводить до значного збільшення координати для першої критичної температури

та до менш значного збільшення координати для другої критичної температури.

Якщо швидкість паяння занадто висока, то на деякій відстані від осі шва

температура дуже різко падає, що не кращим чином сприяє гарному розтіканню

каплі. Також варто підмітити що занадто малі струми не здатні забезпечити такого

розігріву поверхні, щоб капля могла нормально сформуватися. З побаченого

висновок виходить наступний. Для найкращого формування каплі з фіксованою

заданою площею перерізу шва струм має бути максимальний, проте він

обмежується максимальною температурою при паянні.

Створимо залежність максимальних температур при паянні. З цієї залежності

можна визначити оптимальний струм. Враховуючи, що сталь плавиться при 1480 °С,

оптимальний струм паяння складе 55 А.

Спробуємо тепер спрогнозувати якою буде форма каплі при заданих режимах.

Представимо графічно залежність радіусу каплі та кута при площі перерізу шва 1.8

мм2. За допомогою квадратичних та кубічних апроксимацій задамо рівняння

температурних розподілів.

0 0.5 1 1.5 2 2.5450

550

650

750

850

950

1050

1150

1250

1350

1450

1550

1650

2035506580100

Т, °С

Y, мм

Рис.3.4.2.2. Розподіли температур. Залежність температури від відстані від шва (мм)

в залежності від струму при сталій площі перерізу каплі.

Рис. 3.4.2.3. Залежність максимальної температури зони паяння в залежності від

струму при сталій площі перерізу каплі.

Таблиця. 3.4.2.3. Термогеометричні параметри капель при різних режимах

Струм

режим

у

Апроксимоване рівняння

температурного розподілу, в

залежності від відстані до шва в мм.

Коо

рдин

ата

краю

кап

лі, м

м

Кут

змоч

уван

ня, °

Темп

ерат

ура,

°С

20 Т = -44.15x2 - 109.8x + 897.8 0.96 100 750

35 Т= -93.80x2 - 197.5x + 1272 1.4 66 816

50 Т= 182.3x3 - 624.1x2 + 56.98x + 1447 1.38 66.5 815

65 Т = 207.7x3 - 677.2x2 + 11.14x + 1550 1.4 66 816

80 Т=215.7x3 - 738.4x2 + 64.47x + 1594 1.42 64 819

100 Т = 271.9x3 - 876.9x2 + 50.99x + 1680 1.36 68 812

З табличних даних помітно, що при фіксованому перерізі валику збільшення струму

несе спочатку позивний ефект, але після деякого збільшення кут змочування стає

змінюватися не в кращу сторону. Проте варто також підмітити, що у широкому

інтервалі струмів кут змочування практично не змінюється. З цієї точки зору

допускається широка номенклатура режимів.

3.4.3. Моделювання форми шва при дуговому паянні напусткових з'єднань

Прогнозування форми шва при паянні напусткових з'єднань порівняно зі

стиковими з'єднаннями має деякі ускладнення, проте дослідження даної задачі має

велике значення, так як у машинобудування переважно дугове паяння

застосовується для напусткових з'єднань. Для спрощення моделі постулюємо деякі

припущення.

1) Поверхня перерізу шва напусткового з'єднання має форму дуги з деяким

постійним радіусом.

2) Вершина перерізу шва знаходиться точно над краєм кромки верхнього листа (див.

рис. 3.4.3.1 )

Рис. 3.4.3.1. Розташування вершини каплі згідно припущення

3) Капля бронзи після попадання на оцинкований шар на своєму краю поводить себе

як цинковий сплав.

Розподіл температур, що впливає на каплю будемо знаходити за допомогою

вирішення задачі теплопровідності у Abaqus. Загалом задача знаходження

розташування каплі передбачає вирішення системи рівнянь. У систему рівнянь

входять такі залежності:

залежність температури від координати для верхньої платинки

залежність температури від координати для нижньої пластинки

Залежність кута змочування φ1 від температури

Залежність кута змочування φ2 від температури

Залежність площі частинки шва S1/2, що знаходиться над верхньою

пластинкою від кута змочування φ1 та координати x1

Залежність площі частинки шва S2/2, що знаходиться тільки над нижньою

пластинкою від кута змочування φ2 та координати x2

Залежність площ окремих частинок шва від загальної площі

групова залежність між кутами змочування, координатою х1 та товщиною

основного металу.

Рис. 3.4.3.2. Геометричні характеристики напусткового з'єднання

Провівши елементарні геометричні перетворення, формуємо систему рівнянь, яка

виглядає наступним чином:

________________________________________________________________________

T1=f(x1)

T2=f(x2)

φ1=f(x1)

φ2=f(x2)

S 1=x1

2

sin (φ1)2∗(φ1−

12

sin ( 2φ1 ))(3.4 .3.1)

S 2=x2

2

sin (φ2)2∗(φ2−

12

sin (2 φ2))

S1+S2=2S

x1 (cos (φ1)−cos ( φ2 ))=t∗sin (φ1)

________________________________________________________________________

Виконаємо для прикладу розрахунок перерізу шва. Паяння виконуємо на наступних

режимах для пластинки товщиною 1.1 мм.

Струм: 98 А

Напруга: 20 В

Швидкість подачі дроту: 6 м/хв

Швидкість паяння: 1.56 м/хв

Відповідно до режимів знаходимо площу шва:

S=

V под

V зв∗π

4=3 мм2

У зв'язку з симетричністю теплових потоків розподіл температур від координати для

верхньої та нижньої пластин однаковий.

Т(х) = 207.7x3 - 677.2x2 + 11.14x + 1550

У середовищі Mathcad система буде мати наступний вигляд:

S 1=x1

2

sin (φ1)2∗(φ1−

12

sin (2 φ1))

S 2=x2

2

sin (φ2)2∗(φ2−

12

sin (2 φ2))

S1+S2=2S

x1 (cos (φ1)−cos ( φ2 ))=t∗sin (φ1)

Т1(х1) = 207.7x13 - 677.2x1

2 + 11.14x1 + 1550

Т2(х2) = 207.7x23 - 677.2x2

2 + 11.14x2 + 1550

φ1(T1) = - 0.533T1 + 496

Find T1 T2 1 2 x1 x2 S1 S2( )

827.678

750.341

59.675

100.818

1.371

1.49

1.528

4.472

φ2(T2) = - 0.533T2 + 496

У результаті отримуємо:

Будуємо у масштабі переріз шва, який отримали для даного режиму.

Рис. 3.4.3.3. Переріз шва у масштабі для заданого режиму.

3.4.4. Оцінка форми шва для деталей з попередньо деформованими кромками

На практиці бувають такі ситуації, що кут змочування має великі значення, що сприяє значній концентрації напружень. Інколи такі явища можна уникати конструктивно, підгинаючи при цьому крайки листового матеріалу. У матеріалах [26] та [27] пропонується у окремих випадках підгинати крайки, як це показано на малюнках.

Рис. 3.4.4.1. Конструктивне зміцнення напусткового шва [26]

Рис. 3.4.4.2. Конструктивне зміцнення стикового шва [27]

У першому випадку зазор підгинання має мале значення, що сприяє гарному

нагрівання іншої частини пластинки. У такому разі слід враховувати температурний

розподіл обох пластинок.

Рис. 3.4.4.3. Геометричні характеристики нестандартного напусткового шва

Розрахунок проводиться аналогічно до наведеного в даній роботі звичайного

напусткового з'єднання, за виключенням того, що значення товщини пластинки t у

рівнянні замінюється на значення підвищення поверхні одної пластинки над іншою

h. А на загальну площу шва слід внести заповнюючу поправку Sк.

Для представленого вище стикового з'єднання можуть розглядатися три варіанти.

Попри невизначеність для шва (б) його можна розглядати за такою ж розрахунковою схемою, як для (а) (див. рис. 3.4.4.4).

При розрахунку (а) вноситься поправка на прощу частини перерізу шва, яка обмежується трикутником AOB (рис. 3.4.4.5). Його площа становить SAOB=

12

a2sin (α ).

Рис. 3.4.4.4. Варіанти формування шва на деформованих крайках. а- край каплі за межею точки згину, б - край каплі на межі точки згину, в - край каплі перед межею точки згину.

Тобто, матиме місце наступна система рівнянь:

{S−SAOB=x2

sin (φ)2 (φ∗π180

−sin (2 φ)

2)

T= f (x )φ= f (T )

(4.4 .4 .1)

Рис. 3.4.4.5. Геометричні характеристики паяного з'єднання з підігнутими крайками

зі швом, переріз якого виходить за краї підгинання

Якщо край каплі буде знаходитися до лінії згину, то слід вводити поправку площу та

поправку на кут.

У комплексному виді підхід можна зрозуміти з системи рівнянь та рис. 3.4.4.6.

{S=x2sin (α

2)

2

sin ( φ )2 (φ∗π180

−90+ α2−

sin (2φ−180+α )2 )+ 1

2x2 sin (α )

T=f (x )φ=f (T )

(3.4 .4 .2)

Рис. 3.4.4.6. Геометричні характеристики паяного з'єднання з підігнутими крайками зі швом, переріз якого не виходить за краї підгинання

3.4.5. Порівняння теоретичних даних моделі та експериментальних

Для оцінки адекватності моделі ми провели експеримент. Ми провели

наплавку стикового типу шва дротом CuSi3 на наступному режимі:

I=122 A

U=8.3 B

Vпод=3.4 м/хв

Vp=0.7 м/хв

При цьому ми отримали шов, переріз якого візуально подібний до колового

сегменту. Висота шва у середньому становила 1.7 мм, ширина - 2.3 мм. Площа

перерізу шва при цьому, згідно сегментної моделі, становить 3.56 мм2. Згідно зі

співвідношень швидкості подачі дроту та швидкості паяння площа поперечного

перерізу дроту становить 4,18 мм2. Проте, виходячи зі струму та напруги швидкість

подачі дроту, відповідно до формул попереднього розділу, має становити 3,1 м/хв.

Якщо швидкість дроту становитиме 3,1 м/хв, то площа шва, вирахувана зі

співвідношення швидкостей пайки та подачі дроту співпаде з площею валику по

сегментній моделі. Виходячи з цих роздумів, можна постановити, що на різниця

площ наплавленого валику пов'язана з розбризкуванням та випаровуванням, яке

становить близько 15%.

При порівнянні теоретичних даних з експериментальними нас цікавить кут

змочування та ширина розтікання. При моделюванні режиму паяння без врахування

металу шва у Abaqus ми отримали дуже велику похибку. Відповідно до [54, 58] на

розбризкування та плавлення основного металу може витрачатися до 40 %

потужності. Проте, навіть така поправка дала нам занадто завищені значення

температурних полів. Тому було прийнято рішення паяну пластинку розглядати, як

пластинку з локальним підсиленням на стику, виконане з міді. Така модель дала

досить правдоподібний розподіл температурних полів.

Рис.3.4.5.1. Розподіл температури у напрямі, поперечному до шва

Знайдений розподіл температури досить добре корелюється квадратичною

залежністю.

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.50

200

400

600

800

1000

1200

1400

f(x) = − 56.308569175008 x² − 10.0652124922531 x + 1203.89251441342

Т, °С

Y, мм

Рис. 3.4.5.2. Апроксимування температурного поля у перерізі пластини

Підставивши температурну залежність у математичний апарат моделі знаходимо кут

змочування φ та ширину розтікання d.

Для якісного формування напусткового шва, необхідно, щоб вершина перерізу шва

знаходилася точно над краєм кромки верхнього листа. Це забезпечує оптимальний

розподіл металу. На жаль, на практиці цього було важко досягти. Для цього було

необхідно задати правильно довжину дуги та кути нахилу пальника. Не дивлячись

на такі труднощі, нам вдалося отримати один такий якісний зразок. Дугове паяння

для напусткового шва виконувалося на наступному режимі:

Таблиця. 3.4.5.1. Порівняння теоретичних та експериментальних характеристик для

стикового шва

Експеримент Математична модель

Похибка мат. моделі, %

Кут змочування, ° 86 65 25Ширина розтікання, мм

2.3 2.8 21

I=204 A

U=18.4 B

Vпод=8.2 м/хв

Vp=1.5 м/хв

Рис. 3.4.5.3. Залежність температури від поперечної відстані від шва для

напусткового шва

Знайдений розподіл температури досить добре корелюється квадратичною

залежністю.

0 0.5 1 1.5 2 2.50

200

400

600

800

1000

1200

1400

f(x) = − 49.9827348066297 x² − 160.39364640884 x + 1292.04419889503

Т, °С

Y, мм

Рис. 3.4.5.4. Апроксимована залежність температури від поперечної відстані від шва

для напусткового шва

Застосувавши нашу модель, отримаємо, що ширина шва складає 3,8 мм. Згідно

експерименту, ширина шва складає 5 мм. Тобто, похибка складає 24%. Варто

зауважити, що для стикового шва похибка моделі прямує у бік збільшення

розтікання, а при моделі напусткового шва у бік погіршення розтікання.

4. Механічні властивості паяних з'єднань

Однією з основних задач дугової пайки є забезпечення міцності з'єднання,

тобто забезпечення того, щоб з'єднання витримало необхідні навантаження. На

міцність з'єднань впливають наступні чинники

Міцність основного металу

Міцність сплаву припою

Геометрична конфігурація з'єднання

Дефекти швів

Структурні та хімічні зміни у перерізі шва

інтенсивність дифузійних процесів при сплавленні основного металу з

припоєм

Наведемо механічні властивості основного металу. Для прикладу використаємо

сталь 20.

Таблиця 4.1. Механічні властивості сталі 20 при нормальних умовах [30].

Σ0.2 , МПа σв , МПа δ, %245 470 19

Таблиця 4.2. Механічні властивості CuSi3 при нормальних умовах [29].

Σт , МПа σв , МПа δ, %120 350 40

Нами було проведено аналіз зразків на розрив. Для нас важливо було дізнатися

характер руйнування з'єднання. За даними [13] руйнування проходило по основному

металу. Проте, варто зазначити, що шов при цьому мав дещо більшу площу. Коли

проводився розрив зразків у нас, то руйнування проходило по шву. Тріщина у

різних зразків проходила по дотичній площині до напряму прикладання

навантаження і по похилій площині. Злам був лише бронзовий. Тобто, не виникло на

жодному зразку такого явища, як руйнування з'єднання через слабкість

інтенсивності дифузійних процесів. Дослідження, представлене у [55] (рис. 4.1)

також показує плавний перехід міцнісних характеристик від основного металу до

припою.

Метою даного розділу є з'ясувати динаміку руйнування паяного з'єднання, а також

оцінити параметри, які на це руйнування впливають. Ми проведемо теоретичні

дослідження залежності коефіцієнту концентрації напружень у паяному шві для

швів з різними кутами змочування. Порівняно зі зварними швами, у паяних з'єднань

є границя між металами з різними фізичними та механічними характеристиками, що

може вносити до досліджень певні особливості.

Рис. 4.1. Залежність для деяких зразків 1,2 мікротвердості від координати [55]

Для оцінки концентрації беремо перерізи швів, площа поперечного перерізу

яких є постійною (3,5 мм2), товщина основного металу -1,2 мм, кути змочування

будуть змінюватися в залежності від теплової потужності дуги. За допомогою

моделі параметрів паяного з'єднання для напусткового шва підбираємо масив даних

розмірів шва для сталого металовкладення. Спробуємо порівняти за допомогою

Abaqus статичну міцність з'єднань зі швами, що утворювалися при різних кутах

змочування, тобто виявити, які поля напружень утворюються при певному

навантаженні.

Рис. 4.2. Схема навантаження зразка для оцінки його напруженого стану.

Таблиця 4.3. Масив параметрів шва при різних параметрах тепловкладення

Номер зразка X1, мм X2, мм φ1, ° φ2, °

1 1.6 1.9 51 87

2 1.8 2 49 81

3 2 2.2 42 70

4 2.2 2.4 35 60

5 2.5 2.6 31 52

Таблиця 4.4. Коефіцієнти концентрації напружень у точках 1, 2, 3 для бронзової

зони

Зразок Точка 1 Точка 2 Точка 3

1 3 5.71 0.7

2 3.15 6.4 0.44

3 3.3 6.4 0.33

4 3.5 6.4 0.3

5 3.5 6.7 0.33

Представлені тенденції демонструють, що при покращенні розтікання у точці 1 та 2

концентрація напружень зростає. У точці 3 концентрація напружень падає. Проте,

не дивлячись на ці тенденції, чітко зрозуміло, що тріщина у разі руйнування по

бронзовій основі буде зароджуватися у точці 2, так як у ній явно найвища

концентрація напружень. Окрему цікавість становить такий випадок, коли

руйнування буде проходити по основному металу. Представимо коефіцієнти

концентрації напружень у такому випадку для основного металу.

За даними тенденціями видно, що концентрація напружень у основному

металі у точках 2, 3 практично не змінюється, проте для точки 1 зі збільшенням кута

змочування помітно зростає концентрація напружень. Тому, якщо площа валика має

достатню площу, щоб не руйнуватися при розриві з'єднання, то кути змочування для

напусткового з'єднання при оцінюванні міцності слід брати до уваги.

Таблиця 4.5. Коефіцієнти концентрації напружень у точках 1, 2, 3 для стальної зони

Зразок Точка 1 Точка 2 Точка 3

1 4.84 2.14 1.07

2 4.4 2.14 1.07

3 4.4 2.14 1.07

4 4.35 2.14 1.07

5 4.35 2.14 1.07

За даними тенденціями видно, що концентрація напружень у основному металі у

точках 2, 3 практично не змінюється, проте для точки 1 зі збільшенням кута

змочування помітно зростає концентрація напружень. Тому, якщо площа валика має

достатню площу, щоб не руйнуватися при розриві з'єднання, то кути змочування для

напусткового з'єднання при оцінюванні міцності слід брати до уваги.

Рис. 4.3. Поля напружень зразка №1 та загальне позначення характерних точок для

зразків

Рис. 4.4. Поля напружень зразка №2




Оцінимо тепер вплив кута змочування для стикового типу з'єднання.

Для цього спробуємо порівняти розподіл напружень для швів до і після TIG-обробки, представлених у розділі 3.4.1.

Для стикового шва також спостерігається така тенденція, коли зменшення кута

змочування припій сприймає більше навантаження, а концентрація на основному

металі зменшується.

Рис. 4.8. Схема навантаження зразків стикових з'єднань

Таблиця.4.6. Значення концентрацій напружень у характерних точках

Номер зразка Коефіцієнт концентрації (припій, т.1)

Коефіцієнтконцентрації (припій, т.2)

Коефіцієнтконцентрації (сталь, т.1)

Коефіцієнтконцентрації (сталь, т.2)

1 0.43 1.17 1.18 1.232 0.65 1.21 1.13 1.06

Рис. 4.9. Поля напружень зразка до TIG-обробки та загальне позначення

характерних точок для зразків

Рис. 4.10. Поля напружень зразка після TIG-обробки

Також у даній роботі ми спробуємо спрогнозувати ріст тріщини при

руйнуванні паяного зразка. Даний аналіз дозволяє оцінити деякі особливості

міцнісних характеристик паяного з'єднання. Ми проведемо розрив зразків №1 та №5

напусткових з'єднань, розглянутих у цьому розділі, а також обидва стикових шва у

Abaqus.

Рис. 4.11. Тріщиноутворення у напустковому шві №1

Рис. 4.12. Тріщиноутворення у напустковому шві №5

Рис. 4.13. Тріщиноутворення у стиковому зразку до TIG-обробки

Рис. 4.14. Тріщиноутворення у стиковому зразку після TIG-обробки

З аналізу на розрив випливають наступні практичні висновки. Для швів

малого перерізу кути змочування не мають великого значення. Руйнування швів

проходить по шву. У напусткового шва тріщина зароджується у зазорі, а у стикового

- у нижній частині стику. У цьому випадку кут змочування може вплинути на

концентрування напружень у сталі при роботі у дуже агресивних середовищах

(відомо, що більш навантажений метал швидше кородує). Якщо ж шов буде мати

великий переріз з розрахунком на те, що має руйнуватися основний метал, то кути

змочування будуть у значній мірі впливати на міцність паяного з'єднання.

5. Закономірності розподілення елементів у шві, виконаному MIG-паянням

Одним з наших досліджень дугового паяння було дослідження хімічного

складу шва. Дослідження проводилися за допомогою електронної мікроскопії. Слід

зазначити, що одним з недоліків такого аналізу було те, система визначає хімічний

аналіз у одній точці, а враховуючи кристалічну будову металу, ця точка могла

знаходитися як всередині кристалу, так і на його межі, де хімічний склад може

різнитися дуже суттєво. У зв'язку з малою кількістю проб узагальнення процесів, що

відбувається при дуговому паянні і формуванні хімічної структури провести

неможливо, тому ми можемо хіба що робити деякі припущення або характеризувати

процес з грубими похибками. Задачею такого дослідження було виявлення

мікроструктури з'єднання та механізми з'єднання основного металу з припоєм.

Для хімічного аналізу паяних зразків було вибрано зону паяного шва в зазорі

між пластинами якомога ближче до краю схоплення. У цій зоні дифузійні процеси

при паянні мають найменшу інтенсивність і нам було важливо дослідити дифузію

припою у основний метал при найгіршому варіанті. На першому з'єднання ми

бачимо деяке оплавлення основного металу у зазорі. Припій у зазор практично не

попав.

а) б)

Рис. 5.1. а-шов №1, б) точки на шві №1 для взяття хім. аналізу

Таблиця 5.1. Хімічний склад з'єднання №1

№

точки Fe Cu Si Zn

1 99.49 0 0.05 0.06

2 99.31 0.29 0 0.1

3 99.75 0.18 0.01 0

4 0.35 95.1 0.78 3.26

5 0.39 94.93 0.49 3.21

6 0.25 96.58 0.75 2.13

7 1.55 95.39 1.06 1.23

8 0.33 96.92 0.52 1.7

9 0.2 97.62 0.31 1.21

10 0.12 96.59 0.5 2.26

11 0.32 96.1 0.44 2.92

12 0.53 92.18 0.74 6.13

13 98.59 0.56 0.01 0.23

14 99.42 0 0.08 0

0 2 4 6 8 10 12 14 160

20

40

60

80

100

120

FeCu

№ точки

%

Рис 5.2. Хімічний розподіл заліза та міді у шві №1

0 2 4 6 8 10 12 14 160

1

2

3

4

5

6

7

SiZn

%

№ точки

Рис 5.3. Хім. розподіл цинку та кремнію у шві №1

З розподілу даного з'єднання можна сказати, що кремній у шві розподілений

хаотично. У дифузійній зоні його вміст різко зменшується. Для цинку ми

спостерігаємо піки у зонах, наближених до основного металу. Розподіл заліза та міді

чітко демонструють нам про наявність дифузійних зон. Особливу цікавість для нас

мають точки 1, 2 , 3, 4 та 12, 13, 14. У даних зонах проходять основні дифузійні

процеси.

Для другого та третього з'єднання бачимо дещо краще заповнення зазору.

Продемонструємо розподіли хімічних елементів для другого з'єднання.

Таблиця 5.2. Хімічний розподіл хімічних елементів у з'єднанні №2.

№


1 99.3 0 0.01 0.26

2 99.47 0 0 0

3 1.54 85.97 0.16 12

4 21.52 65.48 2.26 9.24

5 3.7 82.42 0.62 12.58

6 1.45 84.96 0.45 12.62

7 5.62 79.57 0.75 13.56

8 16.86 55.2 2.48 23.76

9 14.81 52.87 2.39 28.47

10 4 56.21 0.68 38.34

11 17.95 41.81 2.33 36.6

12 0.88 52.6 0 45.94

13 1.58 50.35 0 47.71

14 98.72 0 0 0.22

а) б)


0 2 4 6 8 10 12 14 160

20

40

60

80

100

120

Fe

CuZn

%

№ точки

Рис. 5.5. Хімічний розподіл заліза, міді та цинку у з'єднанні №2.

У з'єданні №2 розподіл кремнію носить хаотичний характер. У зв'язку з

невеликим оплавленням кромки бачимо місцями точки поза дифузійною зоною з

солідним вмістом заліза. У зв'язку з оплавленням кромки у верхній частині шва цинк

практично відсутній, основа розплаву припою складає мідь. У нижній частині вміст

цинку значний, закристалізований припій уже можна вважати латунню. Цікавими

для дослідження є точки 1, 2, 3, 13, 14.

Для з'єднання № 3 цікавими точками є точки 1, 2, 3, 13, 14, 15.

Таблиця 5.3. Хімічний розподіл хімічних елементів у з'єднанні №3.

№

точок Fe Cu Si Zn

1 99.24 0.17 0 0

2 61.82 31.9 2.46 2.97

3 2.14 85.67 0.4 11.2

4 28.73 59.55 2.17 8.16

5 5.5 81.05 1.06 11.63

6 6.29 81.63 0.94 10.22

7 2.11 80.89 0.57 15.94

8 14.53 76.05 1.63 6.9

9 9.09 78.27 0.25 0.02

10 1.25 59.14 0.25 38.89

11 21.26 43.09 3.6 30.17

12 10.49 48.11 1.37 39.41

13 1.03 52.82 0.02 45.33

14 1.87 52.26 0.2 45.11

15 98.78 0.19 0.01 0.59

а) б)


На четвертому з'єднанні бачимо відносно найкраще заповнення зазору. Оплавлення

кромки, проте, також має місце.

Таблиця 5.4. Хімічний розподіл елементів у з'єднанні №4.

№


1 99.22 0 0.06 0.05

2 99.1 0.24 0.04 0.5

3 51.17 12.43 1.7 34.14

4 19.36 22.23 1.67 56.65

5 2.23 24.04 0.27 72.89

6 1.69 25.9 0 71.6

7 2.46 24.59 0 72.75

8 1.63 24.07 0 74.22

9 1.91 23.77 0 74.22

10 2.14 25.01 0 72.63

11 2.3 25.96 0.05 71.25

12 3.43 25.06 0.17 70.62

13 99 0.19 0.04 0.59

14 99.13 0.48 0 0

а) б)


З розподілу видно, що верхня частина шва дещо збіднена на цинк, порівняно з

нижньою. Також чітко відслідковуються дифузійні зони. Цікавими для дослідження

є точки № 1, 2, 3, 4, 12, 13, 14.

0 2 4 6 8 10 12 14 160

20

40

60

80

100

120

Fe

Cu

Zn

№ точки

%

Рис. 5.8. Хімічний розподіл заліза, міді та цинку у з'єднанні №4.

6. Аналіз дифузійних процесів при схопленні припою з основним металом

Нас цікавить інформація, яким саме чином проходить дифузія на краю

з'єднання. Вважається, що проникнення дифундуючого елементу вглиб основного

металу носить експоненціальний характер і залежить від температури. Для

приблизної оцінки процесів дифузії створимо припущення, що для всіх вдало

спаяних зразків температура у краю шва відрізнялася на незначну величину і

процеси дифузії у всіх чотирьох спробах проходили однаково. Тепер нам треба

створити множину цікавих для нас точок і на основі них побудувати залежність

вмісту елементу від глибини дифундування. Дифундуючими елементами будемо

вважати мідь та цинк.

Рис. 6.1. Схематичне зображення основних зон мікрошліфа шва

З точок дифузійної зони будемо розглядати лише ті, що характеризують

дифузію у основний метал. Перенос основного металу у припій має місце, проте він

не має визначального впливу на міцність з'єднання і його дуже важко узагальнити,

так як він може оплавитися або залишатися у кристалізованому стані, і його

розподіл при цьому буде зовсім різним. Експеримент має деяку похибку і нам також

треба з розподілу вилучити точки, які явно не попадають до лінії тренду. Це можуть

бути точки на границі зерен або вкрапленнями незайманих залишків основного

металу. Глибину проникання елементу визначимо з малюнку, враховуючи масштаб.

Точка відліку глибини знаходиться на візуальній межі мікрошліфа між припоєм та

основним металом. Після вилучення хибних точок отримуємо розподіл цинку та

міді в залежності від глибини дифундування, мкм.

Дані розподіли мають найбільшу силу кореляційного зв'язку при параболічній

залежності. Даний дослід нам показав, що залежність між кількістю речовини та

глибиною дифузії не є експоненціальною чи логарифмічною. Вважається, що

схоплення має найкращі показники при дифундуванні припою більше 20 мкм. У

наших з'єднаннях не спостерігалося значного затікання припою і у зоні близькій до

дії дуги ми можемо бачити з'єднання з хорошим схопленням. Також можна зробити

висновок, що основний метал при дуговому паянні насичується припоєм, і припій,

як правило, не дифундує глибше 30 мкм. Також можна твердо заявити, що припій в

основному дифундує на достатню глибину, щоб утворювати з основним металом

достатньо міцне з'єднання.

0 5 10 15 20 25 30 350

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

h, мкм

f(x) = − 0.000407609756097561 x² + 0.0056 x + 0.183746341463415R² = 0.879382838461826

Cu, %

CuPolynomial (Cu)

Рис. 6.2. Розподіл міді в залежності від глибини дифундування, мкм

0 5 10 15 20 25 30 350

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

h, мкм

f(x) = − 0.000923529411764707 x² + 0.0106764705882353 x + 0.543823529411765R² = 0.981112190397046

Zn, %

ZnPolynomial (Zn)

Рис. 6.3. Розподіл цинку в залежності від глибини дифундування h

7. Охорона праці та безпека в надзвичайних ситуаціях

Дугове паяння дуже подібне до MIG-зварювання. Проте, при забезпеченні

оптимальних умов праці є особливості, пов'язані зі складом основного та

присадного матеріалів. Дана технологія наразі атестується у різних галузях

виробництва, і для цього обов'язково необхідно дотримуватися правил охорони

праці та безпеки в надзвичайних ситуаціях.

7.1. Аналіз шкідливих і небезпечних виробничих факторів

До інтенсивних шкідливих виробничих факторів при дуговому паянні

можна віднести шкідливі речовини, ультрафіолетове випромінювання,

інфрачервоне випромінювання. До небезпечних виробничих факторів при

дуговому паянні відноситься електричний струм, іскри, бризки, механізми, що

рухаються і системи, які знаходяться під тиском, що вищий за атмосферний.

При дуговому паянні оцинкованої сталі дротом CuSi3 присутні у значних

концентраціях такі метали, як мідь, кремній, марганець, залізо, цинк. Газовий

захист - аргон з невеликими добавками вуглекислого газу та кисню. Пари міді

та цинку несуть небезпеку для зварника, можуть викликати ливарну

лихоманку. Крім цього, суміші заліза, кремнію та марганцю утворюють

аерозолі. Марганець під час зварювання потрапляє в організм через дихальні

шляхи, має властивість відкладатися в мозку та печінці. Його сполуки є

сильною протиплазматичною отрутою, що діє на центральну нервову систему.

Отруєння марганцем має хронічний характер і може приводити до розвитку

професійної марганцевої пневмонії [32]. При систематичному вдиханні пилу

SiO2 може розвиватися силікоз. Зварювальні аерозолі можуть мати складну

хімічну формулу, зокрема при дуговому паянні є ймовірність утворення таких

сполук, як Fe3O4, FeSiO4, FeO та ін. Велика концентрація аргону у зоні паяння

може сприяти накопиченню аргону у легенях персоналу, що порушить їх

кисневий обмін.

Горіння дуги у аргоні супроводжується випромінюванням яскравих

світлових невидимих ультрафіолетових та теплових інфрачервоних променів,

які можуть призводити до опіків.

Причиною ураження електричним струмом може бути дотик до відкритих

струмоведучих частин, які перебувають під напругою: до знеструмлених

струмоведучих частин, на яких напруга виникає випадково; до неструмоведучих

частин, що виявилися під напругою через дефекти ізоляції; враження електричною

дугою і кроковою напругою.

7.2. Інженерні рішення для забезпечення безпеки праці

Обов’язковим етапом проектування технологічних процесів дугового паяння є

розробка відповідних засобів та заходів колективного захисту від впливу

характерних для даного процесу шкідливих та небезпечних виробничих факторів.

Одним із таких заходів є застосовування пристроїв місцевої витяжної вентиляції з

системами очищення видаленого повітря від аерозолю та газів у відповідності з

вимогами [33] і [34]. Обладнання для паяння повинно мати вмонтовані

повітроприймальні пристрої для уловлювання цих аерозолів і газів. Треба

враховувати, шо дугове паяння з недіючою місцевою витяжною вентиляцією не

допускається. Безпека праці процесів дугового паяння має відповідати вимогам

ДСТУ 2456-94.

Експлуатація балонів, контейнерів зі стиснутим і скрапленим газом, рамп,

повинна здійснюватись у відповідності з нормами [36]. Балони зі стиснутими газами

слід розташовувати на відстані не ближче 5 м від зварювального пальника і 1 м – від

отоплювальних приладів. У разі наявності на отоплювальних приладах екранів, що

захищають балони від нагрівання, відстань від балона до екрана має бути не

меншою 0,1 м.

Під час роботи з відкритою дугою для захисту очей та обличчя

електрозварника від випромінювання дуги, бризок розплавленого металу та іскор

слід застосовувати щитки згідно з норм [37] зі світлофільтрами за вимогами [38].

Для захисту рук необхідно застосовувати рукавиці згідно з вимог [39]. Для

зниження небезпеки ураження електричним струмом працюючі повинні

забезпечуватися килимками згідно вимог [40], а також в умовах підвищеної

небезпеки (обмежених просторах) – калошами згідно з вимогами [41], рукавицями

типу Ен та Ев згідно нормативно-технічної документації.

Робочі місця для дугового паяння повинні захищатися стаціонарними або

переносними світлонепроникними огорожами з матеріалів, що не згоряють, і, висота

яких має бути не менш ніж 2,5 м та забезпечувати надійність захисту. Відстань між

устаткуванням, від устаткування до стін та колон приміщення, інших споруд,

ширина проходів та проїздів повинні відповідати чинним будівельним нормам,

нормам технологічного проектування заготівельно-зварювальних цехів та вимогам

[42]. Ширина проходів по периметру робочого стола, стенда, паяного виробу

повинна бути не менш 1 м. Підлоги виробничих приміщень мають бути виготовлені

з матеріалів, що не згоряють і мають малу теплопровідність. Підлога повинна мати

рівну не ковзку поверхню та задовольняти санітарно-гігієнічним вимогам у

відповідності з вимогами [42].

Виробничі приміщення повинні бути обладнанні загальнообмінною

припливно-витяжною вентиляцією відповідно до вимог [33]. Повітрообмін цехів

належить розраховувати на розведення шкідливих речовин, не вловлених місцевими

витяжними пристроями, до рівня гранично допустимих концентрацій. При цьому

кількість повітря, що подається припливними системами, повинна розраховуватися

у відповідності з вимогами [43]. Видалене повітря з виробничих приміщень в

атмосферу повинно проходити фільтрацію від шкідливих речовин до концентрацій,

що не перевищують допустимих рівнів викидів, у відповідності з вимогами [34].

Подавання припливного повітря треба здійснювати у напрямку робочої зони.

Температура повітря, що подається вентиляційними установками, повинна бути не

нижче +20 °C.

Параметри мікроклімату виробничих приміщень повинні відповідати вимогам

[44]. Оскільки інтенсивність теплового опромінення працюючих перевищує

значення норм [44], слід передбачати засоби індивідуального захисту, а саме

теплозахисний одяг. Рівні шуму, ультразвуку та інфразвуку мають відповідати

вимогам [45], а загальної і місцевої вібрації − виогам [46].

Освітлення цехів, ділянок і робочих місць, де виконуються роботи з дугового

паяння, повинно відповідати нормам [47]. Організація, облаштування та оснащення

робочих місць для дугового паяння мають відповідати вимогам [35].

Виробничі приміщення з точки зору ураження електричним струмом належать

до категорії особливо шкідливих. Експлуатація зовнішніх електроустановок

прирівнюється до умов експлуатації в особливо небезпечних приміщеннях.

Електротехнічні вироби з точки зору безпеки повинні відповідати вимогам [48]. В їх

конструкції для захисту від ураження струмом в робочому режимі можуть

використовуватись:

ізоляція струмоведучих частин (робоча, додаткова, подвійна, посилена);

безпечна напруга в електричному колі;

елементи для захисного заземлення металевих неструмоведучих частин

виробу, які можуть опинитись під напругою (при пошкодженні ізоляції,

порушенні режиму роботи тощо);

оболонки для запобігання можливості випадкового доторкання до

струмоведучих частин та частин, що рухаються і нагріваються;

блокування для запобігання помилкових дій та операцій;

екрани та інші засоби захисту від небезпечного і шкідливого впливу

електромагнітних полів, теплового, оптичного і рентгенівського

випромінювання;

засоби вилучення небезпечних і шкідливих речовин, що утворюються в

процесі експлуатації;

елементи, призначені для контролю ізоляції та сигналізації щодо її

пошкодження, а також для вимикання виробу при зменшенні опору ізоляції

нижче від допустимого рівня;

попереджувальні надписи, знаки, фарбування в сигнальні кольори та інші

засоби сигналізації про небезпеку (у поєднанні з заходами безпеки);

виконання вимог ергономіки.

Для захисту від ураження струмом в аварійному режимі застосовують:

заземлення, занулення, вимикання, подвійну ізоляцію. Заземлення застосовують

завжди при живленні від мереж з ізольованою нейтраллю та за наявності мережі з

глухозаземленою нейтраллю при напрузі понад 1000 В. Зануленню підлягає

електрообладнання у виробничих приміщеннях, що живиться струмом з напругою

понад 42 В змінного та 110 В постійного струму.

Обладнання, що застосовується для дугового паяння, в тому числі

технологічне, механічне і допоміжне, має відповідає вимогам [35]. Пристрої, які

використовуються для дугового паяння, повинні задовольняти вимоги [49].

Електричне обладнання, що застосовується для дугового паяняя, і його експлуатація

повинні відповідати вимогам [48].

7.3. Розрахунок місцевої вентиляції при дуговому паянні

Розрахунок об'єму повітря, яке необхідно видалити місцевою вентиляцією LM

доцільно визначати, виходячи з заданої швидкості всмоктування біля джерела

виділення шкідливих речовин.LM=3600 ∙ F0∙ V 0(7.3 .1)

де F0 - площа відкритого перерізу витяжного отвору відсмоктувача, м2; V0 -

швидкість всмоктування повітря у цьому прорізі, м/с.

Рис. 6.3.1. Схематичне зображення місцевого вентиляційного відсмоктувача [32]

Площа F0 становить 0,2 м2 (діаметр d дорівнює 0,5 м). Значення V0 знаходять,

виходячи з умов забезпечення заданої швидкості повітря Vx в зоні паяння на відстані

X=0,4 м від центра всмоктуючого отвору. Зокрема, при дуговому паянні швидкість

руху повітря, що створюється місцевими відсмоктувачами біля джерела виділення

шкідливих речовин повинна бути 0,2 м/с. Швидкість V0 розраховується за

наступною залежністю:V 0=16V x¿

Тоді об'єм видаленого повітря, згідно формули 7.3.1 буде складати:

LM=3600 ∙F0 ∙ V 0 ≈ 1480 м3 /год

Запропонована нами установка здатна видаляти до 2000 м3/год, тому її потужності

нам буде достатньо для забезпечення ефективного відсмоктування шкідливих

речовин.

7.4. Вимоги безпеки в надзвичайних ситуаціях

До видів небезпеки, що можуть статися на виробництві, належать: пожежа;

вибух (усередині обладнання, будівлях або навколишньому середовищі); розрив або

зруйнування обладнання; викид шкідливих речовин; сполучення перелічених видів

небезпеки [50]. З метою запобігання виникненню та ліквідації надзвичайних

(аварійних) ситуацій на підприємстві має бути план локалізації та ліквідації

аварійних ситуацій і аварій у відповідності до положення [51]. Під час аналізу

небезпеки підприємства (об'єкта) потрібно визначити всі можливі аварійні ситуації і

аварії, в тому числі й малоймовірні, з катастрофічними наслідками, які можуть

виникати на підприємстві, розглянути сценарії їхнього розвитку і оцінити наслідки.

Виявлення можливостей і умов виникнення аварій має виконуватись на основі

аналізу особливостей роботи як окремого обладнання (апаратів, машин тощо), так і

їх групи (технологічних блоків), а також з урахуванням небезпечних властивостей

речовин і матеріалів (вибухопожежонебезпечних та шкідливих), що

використовуються у виробництві. При цьому слід враховувати параметри стану

речовин (температура, тиск, агрегатний стан тощо) і стан обладнання, які

відповідають як нормальному технологічному режиму, так і режимам, які можливі

при настанні й розвитку аварії.

7.4.1. Пожежна безпека

Згідно з вимогами [52] приміщення, у яких виконуються зварювальні роботи,

за вимогами вибухопожежної небезпеки належить до категорії Г (негорючі

речовини й матеріали у гарячому, розжареному, розплавленому станах, процеси

обробки яких супроводжуються виділенням променистої теплоти, іскор та полум΄я;

горючі гази, рідини, тверді речовини, які спалюються чи утилізуються у вигляді

палива).

Пожежна безпека забезпечується:

запобігання спалаху ізоляції при КЗ за рахунок максимального струменевого

захисту;

запобігання утворення горючого середовища за рахунок надійної герметизації

обладнання, обмеженням застосування і зберігання горючих і

вибухонебезпечних речовин;

застосування пожежної сигналізації з датчиком (ИДФ-І, ДПІД та ін.);

використанням вогнегасників (клас пожежі В): ОХП-10, ОХВП-10, ОВП-7,

ОХ-7, ОП-10А; для класу пожежі Е вогнегасники типу УО, ОП-10А (вибрати

тип і кількість відповідно до [52]).

При організації технологічного процесу дотримуються усіх вимог електростатичної

іскробезпеки по вимогам [53].

Передбачається також аварійне втравлювання горючих газів із апаратури.

Рекомендована періодична очистка робочого місця цеху, апаратури від горючих

відходів, відкладання пилу, вилучення пожежонебезпечних відходів виробництва,

заміна ЛВЖ і ГЖ на пожежонебезпечні технічні миючі засоби.

Приміщення обладнується засобами колективного та індивідуального захисту

людей від небезпечних факторів пожежі та протидимного захисту.

Тип виконання електрообладнання в приміщенні повинен відповідати класу зони

пожежо- та вибухобезпечності. На дільницях виробничого приміщення, де

застосовується дугове паяння, передбачаємо встановлення протипожежних щитів,

укомплектованих вуглекислотними вогнегасниками, баграми, ломами, відрами,

сокирами. Біля щитів передбачаємо наявність ящиків з піском, сухість якого

регулярно перевіряється. Для гасіння можливих пожеж передбачаємо також

використання азбестових покривал.

Для автоматичного виявлення пожеж в виробничому приміщенні, в якому

виконується дугове паяння, передбачаємо наявність датчиків, які своєчасно

сповіщають про виниклу пожежу і дають команду на вмикання автоматичної

системи гасіння пожежі.

7.4.2. Вимоги безпеки в аварійних ситуаціях

У випадку пробою електричної напруги на корпус агрегату для дугового

паяння необхідно відключити рубильник і довести до відома про це майстра або

начальника дільниці.

У випадку потрапляння кого-небудь під напругу, необхідно відключити

агрегат від мережі, покласти потерпілого на дерев янийۥ настил, підклавши під

голову ватник, викликати лікаря за телефоном 103 і, якщо це необхідно, зробити

пострадалому штучне дихання.

У випадку загорання агрегата необхідно відключити рубильник і приступити до

гасіння пожежі за допомогою вогнегасника.

Кожен робітник і службовець, що виявив пожежу або загорання, зобов'язаний:

– негайно сповістити про це в заводську пожежну охорону за телефоном 101;

– приступити до гасіння вогню пожежі наявними в цеху (на дільниці) засобами

пожежогасіння (вогнегасник, пісок, пожежний кран тощо);

– викликати до місця пожежі посадових осіб (начальника цеху, дільниці).

У випадку одержання травми необхідно довести до відома про це майстра,

начальника дільниці та звернутися в медпункт.

Висновки

У даній роботі вдалося привести сучасні тенденції у області дугового паяння.

Метою даної роботи було визначити основні параметри, які впливають на міцність

та міцнісний ресурс паяних з'єднань з оцинкованої сталі, а також навчитися даними

параметрами керувати. У процесі було встановлено, що дифузійні процеси при

дуговому паянні проходять таким чином, що при забезпеченні чистоти реактивної

зони від забруднень та при хорошій стабільності процесу їх вивченням можна надалі

нехтувати, оскільки при дуговому паянні інтенсивність таких процесів завжди

проходить на набагато вищому рівні, ніж цього потрібно. Було на теоретичному

рівні показано, що форми імпульсів струму у незначній мірі впливають на

термічний цикл паяння, і імпульсність є сенс застосовувати лише для стабільності

протікання дугового процесу. При дослідженні оптимального співвідношення струм

паяння - швидкість паяння було встановлено, що таке співвідношення існує і його

варто вибирати, опираючись на технологічні вимоги до паяного з'єднання.

Міцнісний та руйнівний аналіз паяних з'єднань продемонстрував моменти, у яких

кут змочування має велике значення для збереження ресурсу, а у яких його

величиною можна знехтувати. До основного досягнення роботи можна віднести

модель формоутворення перерізу паяного шва для різних конфігурацій з'єднання.

Дана модель мала деякі похибки, пов'язані з обмеженими можливостями досліджень

більш точних параметрів для політерм змочування нашого припою у оптимальному

газовому захисті, а також потребує уточнення вирішення задачі теплопровідності.

Основна складність цієї задачі - не постійна форма та об'єм геометричоної моделі у

процесі теплового навантаження. Дана робота носить швидше науковий характер,

ніж комерційний. Проте за допомогою підходів, приведених у цій роботі можна

заглибитися у дослідницькі напрямки, вивчення яких зможе принести комерційну

вигоду. У процесі роботи ми стикнулися з деякими труднощами, якими ми

рекомендуємо займатися у подальших дослідженнях процесів дугового паяння

дослідникам, що хочуть себе проявити у даній області:

експериментальне дослідження кутів змочування та поверхневих натягів на

стальній та цинковій поверхнях саме тих припоїв що використовуються при

дуговому паянні, а також систем сплавів цих припоїв з цинком

створення моделі затікання припою у зазор при дуговому паянні для

напусткових з'єднань

вплив затікання припою в зазор на міцнісні характеристики паяного з'єднання

Створення моделі для визначення еквівалентної потужності джерела тепла, з

врахування шовоутворення при дуговому паянні ( врахування динамічної

зміни геометрії моделі)

Розробка аналітичних та графічних номограм для термічних процесів

(потужність дуги - товщина основного металу - температура характерних

точок паяної поверхні) за допомогою методу скінченних елементів при

дуговому паянні тонколистової сталі.

Електронне регулювання імпульсних кривих потужності дуги при дуговому

паянні та визначення їх впливу на стабільність дугового процесу за

допомогою високочастотної зйомки.

Якщо за комерційну ціль поставити поставити розробку програмних продуктів, які

допоможуть створювати якісні джерела живлення чи максимально будуть

спрощувати налагодження користувачами зварювального обладнання, то дані

наукові напрямки при якісному менеджменті слід вважати гідними підвищеної

уваги.

Список використаної літератури

1. https://ru.wikipedia.org/wiki/Пайка

2. http://uk.wikipedia.org/wikiПаяння

3. Dr.-Ing. Mario Kusch, Dipl.-Ing. Frank Podlesak. Ursachen und Bewertung von

Unregelmäsigkeiten MIG-lichtbogengelöteter Verbindungen. Schweißen und Schneiden

63 (2011) Heft 8.

4. Prof Dr.-Ing. Uwe Reisgen, Dr.-Ing. Lars Stein und Dipl.-Ing. Ahah Meric Sevim,

Aachen. MSG-Löten mit Fülldrähten zur Steigerung der Festigkeitseigenschaften am

Beispiel höherfester Stahlwerkstoffe.. Schweißen und Schneiden 61 (2009) Heft 8.

5. Урвачев В.П., Кочетков В.В., Горина Н.Б. 'Ювелирное и художественное литье по

выплавляемым моделям сплавов меди' - Челябинск: Металлургия, 1991 - с.166

6. ASM Hand Book. Alloy Phase Diagrams. Volume 3.

7. Dr.-Ing. Mario Kusch, Dipl.-Ing. Frank Podlesak. Ursachen und Bewertung von

Unregelmäsigkeiten MIG-lichtbogengelöteter Verbindungen. Schweißen und Schneiden

63 (2011) Heft 8.

8. C. Pickin. Premium Automotive Research and Development Project (PARDP)

Cold Metal Transfer (CMT) Brazing of Galvanised Steel Sheets.

9. MIG BRAZED HOT-DIP GALVANIZED SHEETS. Ján Viňáš, Ľuboš Kaščák, Milan

Ábel, Dagmar Draganovská and Martin Gatial. Technical University of Košice, Mäsiarska

74, 040 01 Košice, Slovakia. Faculty of Materials Science and Technology in Trnava,

Paulínska 16, 917 24 Trnava, Slovakia.

10. Ing. Mag. Heinrich Hackl, Wels/Oesterreich. MIG-Loeten von verzinkten

Duennblechen und Profilen. Schweißen und Schneiden 50 (1998) Heft 6.

11. Dipl. -Ing. Mark Alan Swider. Entwiklung flussmittelfreier Lote und Prozesse zum

Loeten von Aluminiumlegirungen. Schweißen und Schneiden 64 (2012) Heft 8.

12. Prof. Dr.-Ing. Ralf Winlelmann, Senftenberg, und Dr.-Ing. Gunnar Buerkner,

Fernwald. Schweißen und Schneiden 59 (2007) Heft 4.

13. GMA Brazing of Galvannealed Interstitial-Free Steel. A unique process that combines

brazing and gas metal arc welding has displayed an ability to reach 100% joint efficiency

in thin zinc-coated steel BY S. BASAK, T. K. PAL, M. SHOME, AND J. MAITY.

SUPPLEMENT TO THE WELDING JOURNAL, FEBRUARY 2013.

14. Transient Liquid Phase Diffusion Brazing of Stainless Steel 304. The results of

different brazing temperatures and holding times were compared to determine the best

condition BY M. MAZAR ATABAKI, J. NOOR WATI, AND J. IDRIS. SUPPLEMENT

TO THE WELDING JOURNAL, March 2013.

15. Microstructure and characteristics of high dimension brazed joints of cermets and steel

J. Nowacki, M. Kawiak. Institute of Engineering Materials, West Pomeranian University

of Technology in Szczecin, Al. Piastów 17, 70-310 Szczecin, Poland. Journal of

Achievements in Materials and Manufacturing Engieneering. Volume 37, Issue 2,

December 2009.

16. http://metallicheckiy-portal.ru/marki_metallov/stk/20

17. Розрахунок зварних з'єднань з використанням програмного комплексу Abaqus:

методичні вказівки / Б. О. Яхно - К.: НТУУ "КПІ", 2013. - 64 с. - Бібліогр.: с.64.

18. Теорія процесів зварювання : Метод . вказівки до викон . розрахункової ро - боти

з дисципліни для студ . напряму 050504 « Зварювання » / Уклад .: О . А .

Сливінський , В . М . Коперсак , Л . А . Жданов , В . Л . Коваленко . − К ., 2009. − 53

с .

19. http://www.uzcm.ru/spravka/metall/art/13.php

20. Пайка металлов / Лашко Н. Ф., Лашко С. В. - М.: Машиностроение, 1977, 328 с.

21. Петрунин И. Е. Физико-химические процессы при пайке. М., «Высшая школа»,

1972.

22. 1. ПОЛИТЕРМЫ УГЛОВ СМАЧИВАНИЯ МЕДИ, СТАЛИ 12Х18Н9Т И

АЛЮМИНИЯ РАСПЛАВОМ НА ОСНОВЕ ЦИНКА. Камболов Д.А., Кашежев А.З.,

Кутуев Р.А., Манукянц А.Р., Понежев М.Х., Созаев В.А., Шерметов А.Х. ФГБОУ

ВПО Северо-Кавказский горно-металлургический институт (ГТУ), 362021, ФГБОУ

ВПО Кабардино-Балкарский государственный университет им. Х.М. Бербекова,

360004, КБР, ФГБОУ ВПО Чеченский государственный университет, 364907.

23. Dipl.-Ing. Wulf Rosenfeld und Dr.-Ing. Heidi Cramer, München. Welche Vorteile

bringt die Anwendung von Zvishenimpulsen beim MSG-Impulslöten von

zinkbeschichteten Blechen an Kehlnähten im überlappstoss? Schweißen und Schneiden 60

(2006) Heft 7-8.

24. Dr.-Ing. Martin Küppers, Dr.-Ing. Heinz Kaufmann, Prof. Dr.-Ing. Cetin Morris

Sonsino und andere. Verbesserung der Schwingfestigkeit von Schweiss und

Lötverbindungen durch eine prozessortimierte Gestaltung der Nachtgeometrie. Schweißen

und Schneiden 61 (2004) Heft 4.

25. Теплофизические свойства металлов при высоких температурах : справочник / В.

Е. Зиновьев . – М. : Металлургия, 1989 . – 384 с.

26. http://www.ceweld.com

27. turbosport.co.uk

28. http://www.cae-club.ru/forum

29. http://svar-life.ru

30. Марочник сталей и сплавов / В. Г. Сорокин, А. В. Волосникова, С. А. Вяткин и

др.; Под общ. ред. В. Г.Сорокина.— М.: Машиностроение, 1989. — 640 с.

31. DIN 1733AWS A5.7: ER

32. Левченко О. Г. Охорона праці у зварювальному виробництві. Навчальний

посібник. – К.: Основа, 2010. – 240 с.

http://opac.mpei.ru/notices/index/IdNotice:162609/index.php?url=/auteurs/view/44119/source:default

http://opac.mpei.ru/notices/index/IdNotice:162609/index.php?url=/auteurs/view/44119/source:default

33. СНиП 2.04.0591*У. Отопление, вентиляция и кондиционирование.

34. ОНД 86 «Методика расчета концентраций в атмосферном воздухе вредных

веществ содержащихся в выбросах предприятий» .

35. ДСТУ 2456-94. Сварка дуговая и электрошлаковая. Требования безопасности

36. ДНАОП 0.00-1.07-94 „Правила будови і безпечної експлуатації посудин, що працюють під тиском”.

37. ДСТУ EN 175-2001. Засоби індивідуального захисту очей та обличчя під час

зварювальних та споріднених процесів.

38. ДСТУ EN 169-2001. Засоби індивідуального захисту очей. Фільтри при

виконанні зварювання та споріднених процесів. Вимоги до пропускання та

рекомендації щодо використання.

39. ГОСТ 12.4.010-75. Система стандартов безопасности труда. Средства

индивидуальной защиты. Рукавицы специальные. Технические условия.

40. ГОСТ 4997-75. Ковры диэлектрические резиновые. Технические условия.

41. ГОСТ 13385-78. Обувь специальная диэлектрическая из полимерных материалов. Технические условия.

42. ГОСТ 12.3.002-75. Система стандартов безопасности труда. Процессы производственные. Общие требования безопасности.

42. СНиП II-В.8-71. Полы. Нормы проектирования.

43. СП 1009-73. Санитарные правила при сварке, наплавке и резке металлов.

44. ДСН 3.3.6.042-99. Державні санітарні норми мікроклімату виробничих приміщень.

45. ДСН 3.3.6.037-99. Санітарні норми виробничого шуму, ультразвуку та

інфразвуку.

46. ДСН 3.3.6.039-99. Державні санітарні норми виробничої загальної та локальної

вібрації.

47. ДБН-В.2.5-28-2006-Природне і штучне освітлення.

48. ДНАОП 0.00-1.21-98. Правила безпечної експлуатації електроустановок

споживачів.

49. ГОСТ 12.2.007.8-75. Система стандартов безопасности труда. Устройства электросварочные и для плазменной обработки. Требования безопасности.

50. Охорона праці: Методичні вказівки до розділу дипломних проектів і робіт для

підготовки спеціалістів та магістрів за напрямком 7(8).050504 «Зварювання» усіх

форм навчання / Укл. О. Г. Левченко − К.: НТУУ «КПІ», 2012. − 28 с.

51. Положення щодо розробки планів локалізації та ліквідації аварійних ситуацій і

аварій, № 424/3717 від 30.06.1999 р.

52. НАПБ Б.03.002-2007 Норми визначення категорій приміщень, будинків та

зовнішніх установок за вибухопожежною та пожежною небезпекою.

53. ГОСТ 12.1.018-86 Система стандартов безопасности труда. Пожарная

безопасность. Электростатическая искробезопасность. Общие требования.

54. Технология электрической сварки металлов и сплавов плавлением. Под ред.

акад. Б. Е. Патона. М., «Машиностроение», 1974. 768 с.

55. P. A. Gavrysh.The Preliminary Heating at Welding Copper and Steel. American

Journal of Materials Engineering and Technology, 2013, Vol. 1, No. 3, 46-48.

56. Measuring Contact Angles on Sessile Drop Test Samples. BY DANIEL G. STROPPA,

JIMY UNFRIED S., TAHIANA HERMENEGILDO, AND ANTONIO J. RAMIREZ.

Journal "Brazing and Soldering Today" (March 2010).

ДОДАТКИ

arc brazing of galvanic steels(in ukrainian)

Documents