TECHNICKÁ UNIVERZITA V LIBERCI FAKULTA STROJNÍ Katedra strojírenské technologie Odd

TECHNICKÁ UNIVERZITA V LIBERCI

FAKULTA STROJNÍ Katedra strojírenské technologie Oddělení strojírenské metalurgie

Predikce tvaru a velikosti svarové lázně u metody svařování MAG

DIPLOMOVÁ PRÁCE

Petr Havelka

Leden 2010

TECHNICKÁ UNIVERZITA V LIBERCI

FAKULTA STROJNÍ

Studijní program M 2301-Strojní inženýrství

Strojírenská technologie zaměření strojírenská metalurgie

Katedra strojírenské metalurgie Oddělení strojírenské metalurgie

Predikce tvaru a velikosti svarové lázně u metody svařování MAG

Petr Havelka

Vedoucí diplomové práce: Ing. Jaromír Moravec, Ph.D. – TU v Liberci Konzultant diplomové práce: Ing. David Hrstka, – TU v Liberci

Rozsah práce a příloh:

Počet stran 78

Počet příloh 18

Originální zadání DP

TECHNICKÁ UNIVERZITA V LIBERCI FAKULTA STROJNÍ

Katedra strojírenské metalurgie Oddělení strojírenské metalurgie Studijní program: M2301-Strojní inženýrství

Diplomant: Petr Havelka

Téma práce: Predikce tvaru a velikost svarové lázně u metody svařování MAG (metal-activ-gas)

Číslo DP: KSP – SM - 553

Vedoucí diplomové práce: Ing. Jaromír Moravec, Ph.D. – TU v Liberci Konzultant diplomové práce: Ing. David Hrstka, – TU v Liberci

Anotace:

Diplomová práce řeší možnosti predikce geometrie a velikosti svarové lázně u metod svařování elektrickým obloukem, konkrétně pro metodu 135 (MAG).

Hledá optimální využití programu SYSWELD pro geometrickou definici svarové lázně, definici modelu zdroje tepla v tomto programu a jeho modifikaci parametry získanými při zkušebních svarech.

Cílem práce je návrh a definice funkčního modelu zdroje tepla vhodného pro danou metodu svařování, použitou při svařování koutového svaru, jeho ověření simulačním výpočtem a komparace výsledků s výsledky skutečných svarů provedených v laboratoři.

Jako podklad pro definování parametrů modelu zdroje tepla byla na základě geometrické analýzy provedených svarů postavena matematická definice. Tato definice umožňuje predikovat geometrický tvar svaru velikosti a4 dle ČSN EN 29629, provedeném na materiálu 11373 s ochranným plynem EUROMIX® M21, v závislosti na rychlosti svařování.

Annotation:

Diploma thesis deals problem prediction capabilities of the geometry and size of the weld pool in arc welding methods, specifically for the method 135 (MAG)

Search for optimum utilization of the software SYSWELD for the geometric definition of the weld pool, the definition of the heat source model in the software and modify the parameters obtained at the test welds.

Goal of this paper is the proposal and definition of a functional model of heat sources suitable for the welding method which is used in welding of corner joint weld, a certified by simulation calculation and comparison of results with the real weld made in the laboratory.

As a basis for the defining parameters of the model of source of the heat was on the basis of geometric analysis conducted weld built mathematical definition. This definition allows to predict the geometrical shape of the weld size a4 by CSN EN 29629, carried out on materials 11373 with protective gas EUROMIX ® M21, depending on welding speed.

Místopřísežné prohlášení:

Místopřísežně prohlašuji, že jsem diplomovou práci vypracoval samostatně s použitím uvedené literatury.

V Liberci, 5. ledna 2010

………

Petr Havelka Škrdlovice 211 591 01 Žďár nad Sázavou

Poděkování

Na úvod této diplomové práce bych rád poděkoval:

Ing. Jaromíru Moravcovi, Ph.D za podnětné připomínky a rady při zpracování diplomové práce.

OBSAH

Seznam symbolů a zkratek 10

1. Úvod 12

2. Teoretická část 13

2.1 Svařování elektrickým obloukem 13

2.1.1 Síly působící při přenosu kovu elektrickým obloukem 16 2.2 Princip metody svařování MAG (Metal Aktive Gas) 17 2.2.1 Charakteristika a rozsah použití svařovací metody 135 MAG 17

2.2.2 Způsoby přenosu materiálu při svařování MAG 18

2.2.3 Vliv svařovacích parametru na průběh svařovacího procesu a tvar

svarové lázně 19

2.2.3.1 Svařovací proud (proudová hustota) 20

2.2.3.2 Polarita 21

2.2.3.3 Napětí 22

2.2.3.4 Rychlost svařování 23

2.2.3.5 Výlet drátu (vyložení elektrody) 24

2.2.3.6 Typ ochranné atmosféry 25

2.2.3.7 Druh a rozměry přídavného materiálu 25

2.2.3.8 Poloha drátu a technika svařování 26

2.3 Teplotní procesy při svařování 27

2.3.1 Sdílení tepla vedením 28

2.3.2 Sdílení tepla prouděním 30

2.3.3 Sdílení tepla sáláním 32

2.4 Současný stav poznání matematické predikce geometrie svarové lázně 33

2.5 Simulační program SYSWELD 35

2.5.1 Význam simulačních programů a jejich historický vývoj 35

2.5.2 Struktura programu SYSWELD 36

2.5.3 Vstupní data pro numerické simulace 37

2.5.3.1 Materiálová vstupní data 37

2.5.3.2 Definice a popis tepelných zdrojů 38

2.5.3.3 Data pro vytvoření prostorového modelu 40

2.6 WELDMONITOR - systém pro monitorování svařovacích parametrů 40

2.6.1 WeldMonitor Hardware 40

2.6.2 WeldMonitor Software 41

3 Experimentální část 42

3.1 Cíle experimentální práce 42

3.2 Zařízení pro splnění cílů experimentální práce 43

3.2.1 Svařovací zdroj Migatronic BDH 550 43

3.2.2 Metalografická laboratoř 44

3.2.3 Přídavný drát a jeho technické parametry 44

3.2.4 Ochranný plyn 45

3.3 Postup experimentálních prací 45

3.3.1 Příprava vzorků 45

3.3.2 Způsob svařování vzorků 46

3.3.3 Monitorování svařovacích parametrů procesu MAG pomocí programu

WeldMonitor 3.5 47

3.3.4 Způsob vyhodnocení svařovaných vzorků 48

3.3.4.1 Způsob vyhodnocení svařovaného vzorků číslo 001 48 3.3.4.2 Způsob vyhodnocení svařovaného vzorků číslo 010 51

3.3.5 Vyhodnocení vzorků 55

3.4 Tvorba modelu svařence a svarové lázně – simulace 56

3.4.1 Hraniční body plošného modelu 57

3.4.2 Jednorozměrné elementy 58

3.4.3 Edge a Domény 60

3.4.4 Diskretizace a zasíťování plošného modelu 62

3.4.5 Vytvoření prostorového modelu 63

3.4.6 Vytvoření pomocných skupin elementů a uzlových bodů 65 3.4.7 Materiálová vstupní data pro teplotně – metalurgickou analýzu 66

3.4.8 Modifikace zdroje tepla 68

3.4.8.1 Nastavení a modifikace zdroje tepla pro simulaci vzorku 001 69

3.4.9 Simulace procesu svařování (vzorek 001) 71

3.5 Vyhodnocení experimentální části 72

3.5.1 Zhodnocení simulace svařování 75

3.5.2 Ověření matematické predikce rozměrů popisujících geometrii svarové lázně 75

4 Závěr 77

5 Seznam použité literatury 79

6 Přílohy 83

SEZNAM SYMBOLŮ A ZKRATEK

MAG, MIG, MOG - svařování drátem v ochranném plynu

TIG - svařování wolframovou elektrodou v inertním plynu SAW - svařování pod tavidlem

MMA - svařování elektrodou

IS - svařovací proud [A]

U - svařovací napětí [V]

Uk - katodový úbytek napětí [V]

Ua - anodový úbytek napětí [V]

Ui - ionizační napětí prvku [eV]

P - celkový výkon elektrického oblouku [Js^-1;W]

Pk - výkon vznikající v oblasti katody [Js^-1;W]

Pa - výkon vznikající v oblasti anody [Js^-1;W]

η - účinnost elektrického oblouku [-]

Q1 - jednotkové vnesené teplo [Kj/cm]

ts - teplota sloupce oblouku [^oC]

lS - délka přechodové části sloupce oblouku [m]

rs - poloměr sloupce oblouku [m]

L - vzdálenost kontaktní špičky [m]

d - průměr elektrody [m]

ES - gradient napětí sloupce oblouku [Vm^-1] β - součinitel pohltivosti záření oblouku [-]

a - koeficient teplotní vodivosti [m².s^-1]

c - měrné teplo [J.kg^-1.K^-1]

cP - měrná tepelná kapacita při stálém tlaku [J.kg^-1.K^-1]

ρ - měrná hmotnost [kg.m^-3]

t - čas [s]

T - termodynamická teplota [K]

gradT - gradient termodynamické teploty T [m².s^-1] λ - součinitel teplené vodivosti [W.m^-1.K^-1] λ0 - tepelná vodivost při teplotě 0⁰C [W.m^-1.K^-1] λm - tepelná vodivost mřížky [W.m^-1.K^-1] λe - celková tepelná elektronů [W.m^-1.K^-1]

x,y,z - kartézské souřadnice [m]

cP - měrná tepelná kapacita při stálém tlaku [J.kg^-1.K^-1]

q0 - tepelný výkon vnitřních zdrojů [J]

α - součinitel přestupu tepla [W.m^-2.K^-1]

E - celková vyzařovaná energie [W.m^-2]

σ - Stefan-Boltzmanova konstanta (σ =5,67.10^-8) [W.m^-2K^-4] T - termodynamická teplota [K]

T0 - teplota vyzařovaného záření do prostředí [K]

α - součinitel přestupu tepla prouděním [W.m^-2.K^-1] αS -součinitel přestupu tepla sáláním [W.m^-2.K^-1]

S - povrch tělesa [m²]

Tt - teplota tavení [K]

e - základ přirozených logaritmů [-]

v - rychlost svařování [ms^-1]

w - šířka housenky [m]

r - převýšení svaru [m]

c - odvěsna svaru [m]

d - odvěsna svaru [m]

v - výška svaru [m]

Pc - celková plocha svaru [m²]

Pp - plocha převýšení svaru [m²]

l - celková délka svarové lázně [m]

Ld - délka svarové lázně za drátem [m]

Lc - délka svarové lázně před drátem [m]

τs - doba existence svarové lázně [s]

(

)

q - hustota tepelného toku do materiálu [Wm^-3] a,b,c,d - parametry natavené oblasti [m]

f1,f2 - konstanty ovlivňující rozložení intenzity toku energie [-]

k, l, m - koeficienty v exponentu pro modifikace zdroje tepla [-]

τ - celkový čas svařování [s]

ξ - poloha zdroje v závislosti na době svařování [m]

zk - souřadnice osy z při ukončení svařování [m]

1 ÚVOD

Procesy svařování metodou 135 (MAG) nacházejí stále větší uplatnění ve všech oborech aplikace svařovaných konstrukcí. Jedná se o metodu, která je v této době nejrozšířenější a nejproduktivnější zejména ve vztahu s rostoucím podílem robotizace a automatizace svařovacích pracovišť. Právě z těchto důvodů je aktuální otázkou možnost predikce geometrií svarů, které s použitím této metody vznikají.

Možnosti predikce nacházejí stále širší uplatnění nejen ve vývojových studiích, ale i v průběhu přípravy výroby, nebo při opravách a renovacích. Vedou k tomu stále rostoucí nároky na kvalitu svařovaných spojů.

Kvalita spojů je nejčastěji ověřována experimentálními kontrolními svary, které jsou provedeny před svařováním skutečných prvků, a například potvrdí vhodnost vybrané technologie svařování. Tyto experimenty však výrazně zdražují výrobu a jsou i časově velmi náročné. Z těchto důvodů je často vhodnější využití matematických predikcí nebo numerických simulací. Důsledkem je zmenšení podílu nákladných experimentálních svaru a tím i zlevnění a zefektivnění procesu výroby.

Možnosti predikce určitých geometrických parametrů svaru může také sloužit jako vhodný podklad právě pro vznikající numerické simulace. Těchto simulací, které jsou v dnešní době zpravidla založeny na základě Fourierovy diferenciální rovnice vedení tepla, začalo být využíváno až s rozvojem výpočetní techniky. Nynější vývoj numerických simulací je převážně zaměřen na zpřesňování jejich výsledků, například použitím optimálnějších modelů zdrojů tepla pro danou technologii svařování.

2 TEORETICKÁ ČÁST

2.1 Svařování elektrickým obloukem

Elektrický oblouk je výboj v plynech. Vzniká obvykle mezi elektrodou a základním materiálem. Výkon oblouku, jeho geometrii a teplotu je možné měnit v širokých mezích, například rozdílným nastavováním zdroje svařovacího proudu. Tato variabilita dává vzniknout rozdílným způsobům svařování (MAG, MIG, MOG, TIG, MMA, SAW, atd.).

Fyzikální a metalurgické děje probíhají v oblouku velmi rychle, za vysokých teplot a jsou ovlivňovány

- geometrickým uspořádáním systému katoda – anoda

- chemickým složením plazmatu, okolní atmosféry, přídavného materiálu - tepelnou vodivostí plazmatu, přídavného materiálu a základního materiálu

Obr. 2.1 Hlavní části elektrického oblouku

Elektrický oblouk je tvořen několika základními částmi (obr. 2.1). Jedná se konkrétně o katodovou oblast, sloupec oblouku a anodovou oblast [1]. Charakteristické znaky elektrického oblouku jsou jeho geometrie a teplotní gradient.

Jednotlivé části elektrického oblouku jsou v následující:

-Sloupec elektrického oblouku

Má tvar mírně se rozšiřujícího kužele směrem od katody k anodě. Elektrická vodivost sloupce je způsobena přítomností elektronů a anionů, které vznikají v důsledku termické ionizace. Plazma elektrických svařovacích oblouků je obvykle ve stavu kvazineutrálním, tzn. že v daném objemu a okamžiku předpokládáme stejný počet kladných a záporných částic. Disociační a ionizační energie složek plazmatu se v okrajových částech oblouku uvolňuje a technologicky využívá ke svařování. Maximální teploty oblouku jsou ve středu

sloupce oblouku a odtud klesají k okraji.Teplotní rozmezí elektrického oblouku je velmi široké a závisí na použité technologii. Příklady teploty oblouku při různých metodách svařování jsou následující: MMA – 4200 až 5700 ^oC , SAW – 6200 až 7600 ^oC , TIG – 6200 až 7800 ^oC , MIG – 12000 - 15000 ^oC , MAG - 10000 ^oC. Sloupec elektrického oblouku je charakterizován geometrií a fyzikálními veličinami. Mezi geometrické veličiny patří především poloměr sloupce oblouku daný vzorcem (1), z fyzikálních veličin se jedná především o teplotu sloupce oblouku danou vzorcem (2) a výkon vznikající ve sloupci oblouku daný vzorcem (3).

Poloměr sloupce oblouku:

]

2 ⁴[m

t E r I

S S S

S ⋅ ⋅ ⋅

= ⋅

σ β

π ⁽¹⁾

kde:

IS - svařovací proud [A]

ES - gradient napětí sloupce oblouku [Vm^-1] σ - Stefanova-Boltzmannova konstanta [WmK⁴] β - součinitel pohltivosti záření oblouku ts - teplota sloupce oblouku [^oC]

Teplota sloupce oblouku [1]:

] [ 273

800 U C

t_S = ⋅ _i − ^o (2)

kde:

Ui - ionizační napětí prvku [eV]

Výkon vznikající ve sloupci oblouku:

]

; [Js ¹ W I

U

P_s = _s ⋅ _s ⁻ (3)

kde:

Us - úbytek přechodové části sloupce oblouku (napětí sloupce oblouku) [V] ( US= ESlS) lS - délka přechodové části sloupce oblouku [m]

IS - svařovací proud [A]

Pozn. : Uvedené výpočty platí pro tzv. "kanálový model oblouku", reálnému oblouku se přibližují s chybou cca 10%. [1]

-Katodová oblast

V oblasti katody jejíž délka je lk=10^-5 až 10^-7m , dochází k emisi elektronů, která se soustřeďuje do katodové skvrny.Elektrický oblouk se zužuje, teplota oblouku klesá na teplotu katody, kolem 2230 ^oC. Hodnotu výkonu, který vzniká při hoření oblouku v oblasti katody, je možné vypočíst ze vzorce (4).

Výkon vznikající v oblasti katody:

(

)

P_k = _k − _em ⋅ _s ⁻ (4)

kde:

Is - svařovací proud [A]

Uk - katodový úbytek napětí [V]

UemIS – energie potřebná k emisi elektronů z povrchu katody [Js^-1;W]

-Anodová oblast

Anodová oblast, je oblastí o velikosti la=10^-5 až 10^-6m. Produkuje větší tepelný výkon než oblast katodová v důsledku neutralizace katodou emitovaných elektronů. Anodová skvrna má větší plochu. Hodnotu výkonu, který vzniká při hoření oblouku v oblasti anody, je možné vypočíst ze vzorce (5) a celkový výkon elektrického oblouku je dán vzorcem (6).

Výkon vznikající v oblasti anody:

(

)

P_a = _a + _em ⋅ _s ⁻ (5)

kde:

IS - svařovací proud [A]

Ua - anodový úbytek napětí [V]

UemIS – energie potřebná k emisi elektronů z povrchu katody [Js^-1;W]

Celkový výkon elektrického oblouku:

(

)

P= _S ⋅ _s + _k + _a ⋅η ⁻ (6)

kde:

IS - svařovací proud [A]

η - účinnost elektrického oblouku (pro metodu MAG η=0,8 až 0,9) Us - úbytek přechodové části sloupce oblouku (napětí sloupce oblouku) [V]

Uk - katodový úbytek napětí [V]

Ua - anodový úbytek napětí [V]

2.1.1 Síly působící při přenosu kovu elektrickým obloukem

Způsob přenosu roztaveného přídavného materiálu do svarové lázně ovlivňuje způsob formování svaru, vzhled povrchu svarové housenky, geometrickou podobu závaru, ztráty rozstřikem, atd. Dále výrazně ovlivňuje intenzitu průběhu metalurgických reakcí mezi kovem a plyny [2].

Na odtržení a přenos kapky kovu z nataveného konce elektrody působí celá řada různých sil. Vzájemný poměr velikostí těchto sil a směr jejich výslednice jsou určovány parametry svařování. Na obr. 2.2 jsou znázorněny síly, působící na kapku při svařování v ochranných atmosférách

Obr. 2.2 Síly působící na kapku kovu při svařování v ochranných atmosférách

Nejvýznamnější působící síly jsou následující [2]:

Gravitační síla - napomáhá k odtržení kapky od přídavného materiálu. Velikost této síly závisí na poloze svařování [3].

Síla povrchového napětí - udržuje kapku na čele elektrody

Elektromagnetická Lorenzova síla- vliv této síly je podstatný především při svařování v ochranných atmosférách ( MIG, MAG, TIG ), kde způsobuje tzv. „pinch-efekt“, tj.

zaškrcováním kapky v zužujícím se krčku

Dynamické síly - síly vyvolané kinetikou proudících plynů – sací účinek proudící plazmy (plazmového toku) – napomáhají k odtržení kapky

Elektrostatické síly a síly odpařujícího se kovu – jejich vliv závisí na konkrétních případech

2.2 Princip metody svařování MAG (Metal Aktive Gas)

Metoda MAG nachází uplatnění ve většině oblastí svařování, zejména však v oblasti svařovaných konstrukcí. Je to způsobeno především: vysokou produktivitou, možností svařovat ve všech polohách, umožněním automatizace a robotizace svařování, atd. Tato metoda má vysoký odtavovací výkon a lze dosáhnout hlubokého závaru. Při tomto způsobu svařování je svarová lázeň chráněna před nepříznivými účinky okolní atmosféry ochranou atmosférou, která je pro metodu MAG aktivní. To znamená že se podílí na chemických reakcích ve svarové lázni.

Princip metody spočívá v hořícím elektrickém oblouku mezi odtavující se elektrodou a základním materiálem (obr. 2.3). Elektroda je ve formě drátu, který je navinut na cívce a podávaný podávacím mechanismem do svařovací hubice [16]. Ochranný plyn obtéká okolo drátové elektrody a chrání tavící se přídavný materiál i svarovou lázeň před nepříznivým účinkem okolní atmosféry [2].

Důležitým faktorem je stabilita svařovacího procesu. Pod tento pojem se zahrnuje stabilita hoření oblouku, stabilita přenosu kovu, rozstřik a stabilita geometrie svaru.

Stabilitu procesu lze dosáhnout vhodnou volbou parametrů svařování.

Obr. 2.3 Princip svařování MAG

2.2.1 Charakteristika a rozsah použití svařovací metody 135 MAG

Metoda svařování 135 MAG je vhodná dle normy ČSN EN ISO 6947 pro svařování ve všech polohách. Lze ji využít pro široké rozmezí tloušťek materiálu (0,8 – 40 mm). Metoda MAG je vhodná především pro svařování nelegovaných a nízkolegovaných ocelí. Při svařování je využíván stejnosměrný proud u zdroje s plochou voltampérovou charakteristikou. Používána bývá výhradně nepřímá polarita, tzn. kladný pól na elektrodě, záporný pól na základním materiálu. Vysoké proudové hustoty 100 až 400 [A.mm²]

předurčují tuto metodu i pro vysoké svařovací rychlost a vysoké odtavovací výkony. Jako přídavný materiál se používá drát o průměru 0.8 až 2.6 mm [1]. Schéma zařízení pro svařování MAG je zobrazen na obr. 2.4.

1 Zdroj svařovacího proudu 2 Kabel řízení a regulace 3 Svařovací kabel podavače 4 Zemnící kabel

5 Součást

6 Svařovací hořák

7 Podavač drátu (elektrody) 8 Drát (elektroda) 9 Přívod ochranného plynu 10 Tlaková láhev ochranného

plynu

Obr. 2.4 Schéma zařízení pro svařování MAG [4]

2.2.2 Způsoby přenosu materiálu při svařování MAG

Tímto názvem rozumíme postupné natavování konce elektrody, pohyb jednotlivých oddělených kapek tekutého kovu a jeho splynutí se svarovou lázní [5].

Jevy provázející přenášení roztaveného kovu při použití metody MAG jsou téměř výlučně řízeny elektromagnetickými silami. Kapky kovu jsou při přenosu přenášeny rychlostí cca 100 m.s^-1. Způsob přenosu materiálu obloukem ovlivňuje průběh fyzikálně metalurgických reakcí i celou efektivnost svařování [1]. Způsob přenosu kovu je ovlivněn napětím oblouku a svařovacím proudem - respektive rychlostí podávání drátu. Dále je druh přenosu ovlivněn i použitým aktivním ochranným plynem. Podobu oblouku hořícího mezi zapálenou elektrodou a základním materiálem a způsob přenosu kapek kovu v individuálních podobách oblouku znázorňuje obr. 2.5.

Obr. 2.5 Základní rozdělení přenosu kovu při svařování

a - Krátký oblouk se zkratovým přenosem kovu, vzniká v něm kapkový přenos při nižších proudových hustotách.

b - Krátký oblouk se zrychleným zkratovým přenosem, vzniká v něm kapkový přenos s menšími kapkami při vyšších proudových hustotách, frekvence oddělování kapek je vyšší.

c - Přechodová oblast.Vzniká dlouhý oblouk s nepravidelnými zkraty.Oblast není vhodná pro svařování – vykazuje nestabilitu oblouku. Lze v ní zajistit bezzkratový přenos impulsním charakterem proudu tak, že přenos kovu probíhá při impulsním proudu v oblasti sprchového režimu [5].

d - Dlouhý oblouk se sprchovým bezzkratovým přenosem.

e - Impulzní bezzkratový přenos při němž vzniká sprchový přenos.

f - Moderovaný bezzkratový přenos. Nárůstem intenzity proudu se proud taveniny na konci drátu zužuje do tenkého proudu, který se působením elektromagnetického pole axiálně odtrhává a v celých sloupcích žene taveninu do hloubky [5].

g - Dlouhý oblouk s rotujícím přenosem kovu. Nárůstem intenzity napětí se proud taveniny na konci drátu zužuje do tenkého proudu, který působením elektromagnetického pole rotuje a vytváří širokou tavnou lázeň [5].

2.2.3 Vliv svařovacích parametrů na průběh svařovacího procesu a tvar svarové lázně Na průběh svařovacího procesu a vytváření geometrie svaru má u metody svařování MAG vliv celá řada proměnných činitelů. Volba parametrů svařování, použité ochranné

aktivní atmosféry, druhy přídavného materiálu a fyzikální zákonitosti rozhodují o následujících charakterech svařovacího procesu [6]:

- stabilita hoření elektrického oblouku - typ přenosu roztaveného kovu - geometrie a vlastnosti svaru - operativní možnosti metody MAG

Za rozhodující faktory ovlivňující stabilitu elektrického oblouku, druh přenosu roztaveného kovu a geometrii svaru lze považovat [7],[8]:

- svařovací proud (proudová hustota) - použitá polarita

- svařovací napětí - rychlost svařování - výlet drátu

- povrch svařovaného materiálu - typ ochranné atmosféry

- druh a rozměr přídavného materiálu - poloha drátu a technika svařování - tepelné přestupy a proudění

2.2.3.1 Svařovací proud (proudová hustota)

Svařovací proud Is [A] má největší vliv na tvar svarové housenky. Se vzrůstajícím svařovacím proudem se zvyšuje odtavovací výkon a hloubka závaru [3]. Zároveň se zvyšuje dynamický účinek elektrického oblouku. Důsledkem je zvětšování hloubky závaru h_e, mírný nárůst převýšení ha a malé zvětšení šířky housenky b, viz obr. 2.6.

Obr. 2.6 Vliv svařovacího proudu Is [A] na tvar housenky

Proudová hustota má na tvar housenky obdobný vliv jako svařovací proud [6], viz. obr. 2.7.

Obr. 2.7 Vliv proudové hustoty j [A.mm²] na tvar housenky

Svařovacím proudem je výrazně ovlivněn charakter přenosu kovu v oblouku.

S rostoucím proudem se zmenšuje objem kapek a roste frekvence jejich přenosu. Při nadměrném zvyšování proudu vzrůstá rozstřik a zvyšuje se nebezpečí protavení svařovaného materiálu.

Při použití zdrojů svařování s plochou statickou charakteristikou, je svařovací proud veličinou přímo závislou na rychlosti podávání drátu. Velikost svařovacího proudu volíme dle [6]:

- tloušťky základního materiálu a polohy svařování - požadované geometrie vznikajícího svaru

- způsobu svařování – poloautomaticky nebo automaticky - požadovaného způsobu přenosu kovu (viz. kapitola 2.2.2)

2.2.3.2 Polarita

Při hoření elektrického oblouku vzniká mezi koncem elektrody a svarovou lázní sloupec vysoce ionizovaného plynu, skládajícího se z kladných iontů a záporných elektronů. Při svařování v ochranných atmosférách jsou ionty tvořeny právě atomy ochranného plynu. Při přechodu kapek do svarové lázně se při svařování uvolňují páry kovu, kapky jsou do lázně přitahovány elektrodynamickými silami. Při nepřímé polaritě (elektroda připojena na kladný pól, základní materiál připojen na záporný pól) putují elektrony směrem od lázně ve směru k svařovacímu drátu. Z ohřáté vrstvy oxidů (katodová skvrna) vystupuje velké množství elektronů, které silně ionizují plynový sloupec oblouku [9]. Vlivem tohoto děje se vznikající teplo ve sloupci oblouku spotřebovává přibližně z 1/2 na natavování

základního materiálu a 1/2 na natavování konce přídavného materiálu. U přímé polarity (elektroda připojena na záporný pól, základní materiál připojen na kladný pól) je tento poměr dělení tepla přibližně 2/3 na natavování základního materiálu a 1/3 na natavování konce přídavného materiál. Proto je vlivem výhradního použití nepřímé polarity u metody MAG hloubka závaru mělčí, jelikož podstatná část vzniklého tepla se spotřebuje na natavování přídavného materiálu (obr. 2.8 – a). S tím souvisí i nebezpečí vzniku studených spojů na rozhraní základního materiálu a svarového kovu.

Obr. 2.8 Vliv polarity na způsob hoření oblouku a geometrii svarové lázně

2.2.3.3 Napětí

Napětí oblouku v určité ochranné atmosféře je dané délkou oblouku a je závislé na stupni ionizace sloupce oblouku. Zvyšováním napětí se začne zvětšovat velikost přenášených kapek kovu, což se projeví zvýšeným rozstřikem. Prodlužuje se doba styku kapky s ochrannou atmosférou, čímž se zintenzivní metalurgické reakce, ovlivňující složení svarového kovu, tudíž i mechanické vlastnosti svarového spoje. Vzniká intenzivnější nárůst propalu legujících prvků ve svarové lázni. Svary vzniklé za působení většího napětí jsou náchylné na pórovitost.

S rostoucím napětím se zvyšuje šířka svarové housenky b a hloubka závaru he klesá (viz. obr. 2.9) Příliš nízké napětí je příčinou nestabilního svařovacího procesu, při kterém vznikají úzké housenky s velkým převýšením. (především při vyšších rychlostech svařování)

Proto se napětí na zdroji svařovacího proudu nastavuje na hodnoty odpovídající podmínkám stabilního hoření oblouku při daném proudu [6], [3], [8]. Informativně lze hodnotu napětí při svařování nastavit dle empirického vztahu (7).

[ ]

U =15+0,035⋅ (7)

kde:

I - svařovací proud [A]

Obr. 2.9 Vliv napětí oblouku U [V] na tvar housenky

2.2.3.4 Rychlost svařování

Definujeme ji jako rychlost pohybu hořáku ve směru svařování. Rychlost svařování se váže na hodnoty svařovacího proudu a napětí.

Malé rychlosti svařování jsou důsledkem velké šířky svaru b a malého převýšení ha. Se vzrůstající rychlostí svařování roste hloubka závaru he, až do určité hodnoty rychlosti svařování, při které se již nestačí natavovat svarové plochy. Důsledkem toho je pokles protavení základního materiálu, zmenšení hloubky závaru he, zvýšení převýšení svaru ha, snížení šířky svaru b (obr. 2.10) [6].

Svařovací rychlost je dále faktor, který ovlivňuje tvar kráteru ve svarové lázni. Je jednou z veličin majících vliv na rozložení napětí a deformace ve svařenci [8].

Obr. 2.10 Vliv rychlosti svařování v [cm.min^-1] na tvar housenky

2.2.3.5 Výlet drátu (vyložení elektrody)

Výlet drátu je délka volného konce elektrody – drátu, měřená od nataveného konce v elektrickém oblouku k místu výstupu z kontaktní špičky (obr. 2.11).

Změnou vzdálenosti kontaktní špičky můžeme měnit výlet drátu i délku oblouku. Při zvýšení rychlosti podávání drátu zvyšujeme výlet drátu a naopak snižujeme délku oblouku.

Zvýšením vzdálenosti kontaktní špičky nad povrchem svařovaného materiálu, zvyšujeme délku oblouku, čímž se vlivem zvýšeného odporu v obvodu snižuje proud tak, jak to v daném okamžiku vyžaduje plochá charakteristika zdroje. Délka oblouku určuje rozdělení hustoty proudu a velikost jeho tlaku na povrchu svarové lázně a tedy i její rozměr a geometrii. Krátký oblouk způsobuje zkrat elektrody se svarovou lázní, nižší rychlost tavení základního materiálu, vysoký a úzký závar, nerovnoměrné vnášení tepla a větší pravděpodobnost výskytu vad.

Dlouhý oblouk způsobuje geometrii svaru, která je charakteristická plochým mělkým závarem, dovoluje oblouku větší rozstřik a může způsobit porezitu turbulencí vzduchu.

Délka oblouku je základní podmínkou existence procesu a je ekvivalentní s napětím oblouku [10], [7].

Při nastavení vzdálenosti kontaktní špičky od základního materiálu se vychází z empirických vztahů. Pro zkratový režim přenosu kovu je využíván vzorec (8), pro bezzkratový přenos kovu vzorec (9).

(

) [

]

L= 10⋅ +3 (8)

(

) [

]

L= 10⋅ +5 (9)

kde:

L - vzdálenost kontaktní špičky [mm]

d - průměr elektrody [mm]

Obr. 2.11 Výlet drátu (vyložení elektrody)

2.2.3.6 Typ ochranné atmosféry

Volba ochranné atmosféry má vliv nejen na geometrii a tvar svarové lázně, ale i na celkovou kvalitu svarového spoje. Důležité je nastavení množství přiváděného plynu. Malé množství přiváděného plynu způsobuje nedostatečnou ochranu tavné lázně před kontaminací svaru vzduchem. Příliš velké množství přiváděného plynu zase může mít za následek turbulentní (vířivé) proudění, což způsobuje přisávání vzduchu z okolí do ochranné atmosféry. Dále je nutno při větším množství přiváděného plynu počítat s nižším podílem tavení, což je způsobeno tím, že v bezprostřední blízkosti oblouku nastává dislokace molekul na atomy a k tomuto ději je potřebné velké množství tepla, které je odebíráno z oblouku [8].

Správnou volbou ochranné atmosféry je zajištěna požadovaná geometrie svaru (velikost a tvar závaru, nízké převýšení svaru, plynulý přechod mezi povrchem svaru a základním materiálem a zároveň dobré mechanické vlastnosti svaru) [6].

Množství přiváděného plynu závisí na druhu spoje a parametrech svařování. Pro dokonalou ochranu svarové lázně činí spotřeba ochranného plynu 12 až 17 litrů/min [3].

Vliv ochranného plynu na geometrii svaru je možno posuzovat také podle tepelné vodivosti ochranného plynu. Tepelná vodivost atmosféry oblouku způsobuje tepelné ztráty od jeho středu k obvodu. Nejteplejší část oblouku je jádro. Při svařování v ochranných plynech s nízkou tepelnou vodivostí (argon) je jádro úzké a má vysokou teplotu. Naproti tomu při svařování v ochranných plynech s vysokou tepelnou vodivostí (CO2) je teplo intenzivněji odváděno z jádra k obvodu, proto je jádro oblouku daleko širší a svarová lázeň má tvar čočkovitý (obr. 2.12) [9].

Obr. 2.12 Vliv typu ochranné atmosféry na profil geometrie závaru při svařování MAG, ve srovnání s čistým ochranným plynem Ar

2.2.3.7 Druh a rozměry přídavného materiálu

Volba druhu přídavného materiálu je především závislá na druhu základního materiálu v souvislosti s požadovanými vlastnostmi spoje, použitým typem ochranné atmosféry a svařovacími parametry (charakter a typ přenosu kovu).

Platí zde závislost, že s rostoucím průměrem drátu vzrůstá svařovací proud, tudíž i požadavky na výkon zdroje. Při dodržení konstantního proudu je u menšího průměru drátu větší výkon natavení, vzniká hlubší závar, naopak u většího průměru drátu je výkon natavení menší [6].

2.2.3.8 Poloha drátu a technika svařování

Podle sklonu osy svařovacího drátu ve směru svařování rozlišujeme tři způsoby polohování drátu a svařovací techniky (obr. 2.13).

- svařování vpřed (obr. 2.13 - a) - svařování vzad (obr. 2.13 - b) - vertikální svařování (obr. 2.13 - c)

Při svařování vpřed podle (obr. 2.13 - a) teplo oblouku působí na větší plochu základního materiálu, čímž dochází ke zlepšenému předehřevu svarových ploch, důsledkem čehož se zvětšuje objem nataveného kovu pod obloukem. Vliv na geometrii je následující. Zmenšuje se hloubka protavení, zvětšuje se šířka svarové lázně, zmenšuje se převýšení housenky nad základní materiál. Svar není v oblasti kořene dokonale chráněn ochranným plynem z čehož vyplývá větší náchylnost ke vzniku vad.

Při svařování vzad (obr. 2.13 - b) je roztavený kov vtlačován do oblasti svarové lázně.

Dochází ke zvýšení hloubky protavení, k velkému převýšení svaru a zmenšení šířky svaru.

Vertikální svařování (obr. 2.13 - c), dosahuje přibližně průměrných hodnot geometrie svaru mezi svařováním vzad a svařováním vpřed [7].

a) b) c)

Obr. 2.13 Vliv polohy elektrody a svařovací techniky na geometrii svarové lázně

2.3 Teplotní procesy při svařování

Svařovací procesy při působení tepla probíhají za podmínek rychle se měnící teploty v širokém rozsahu. Meze změn teploty jsou určeny jednak teplotou okolí při svařování a jednak teplotou vypařování kovu. V tomto teplotním intervalu probíhá celá řada procesů:

tavení základního a přídavného materiálu, metalurgické reakce ve svarové lázni, krystalizace svarového kovu spoje, strukturní a objemové změny v nataveném kovu i v základním a přídavném materiálu. V důsledku přívodu tepelné energie do místa vytvářeného svaru vzniká v celém objemu základního materiálu teplotní pole (10).

(

)

f

T = , , , (10)

Pokud je teplota kromě souřadnic bodů také funkcí času, vzniká nestacionární (neustálené) teplotní pole. Podle toho zda je teplota funkcí jedné, dvou nebo tří souřadnic, je rozlišováno teplotní pole jednorozměrné, dvourozměrné a třírozměrné.

Při řešení dějů šíření tepla v okolí svaru a určení charakteru teplotního pole se vychází ze základní diferenciální Fourierovy rovnice šíření tepla vedením (11). V tomto případě není uvažován výkon vnitřních zdrojů.

T z a

T y

T x

T c

t

T ₂

2 2 2 2 2 2

∇

=









∂ +∂

∂ + ∂

∂

∂

= ⋅

∂

∂

ρ

λ (11)

kde:

a - koeficient teplotní vodivosti [m².s^-1] x,y,z - kartézské souřadnice

c - měrné teplo [J.kg^-1.K^-1]

λ - součinitel teplené vodivosti [W.m^-1.K^-1] ρ - měrná hmotnost [kg.m^-3]

t - čas [s]

T - termodynamická teplota [K]

Fourierova diferenciální rovnice je odvozena na základě zákona o zachování energie.

Teplo se šíří v prostoru z těles teplejších na tělesa studenější a to třemi základními způsoby:

Vedením tepla – kondukcí, totiž bezprostředním stykem teplejších hmotných částic se studenějšími.

Prouděním – konvekcí, která probíhá pouze v tekutinách (kapalinách nebo plynech). Při tomto jevu se teplo přenáší pohybem ohřátých částic.

Sáláním – radiací (tepelným zářením). Intenzita záření závisí na teplotě tělesa a při dopadu na jiné těleso se vlny mění v teplo.

Přenos tepla v praxi je obvykle kombinací těchto způsobů. Při výpočtech přenosu tepla je nutno uvažovat různé okrajové podmínky. Je také možné, že se skutečné hodnoty budou lišit od tabelovaných [17].

2.3.1 Sdílení tepla vedením

Pod pojmem vedení neboli kondukce rozumíme přenos energie interakcí mezi atomy a molekulami stagnantního prostředí vznikající v důsledku nerovnoměrného rozložení teplot.

V určitém okamžiku můžeme stanovit v každém místě teplotního pole tepelný tok Q(x,y,z) [W]. Vztáhneme-li teplený tok na jednotku plochy v rovině kolmé na směr toku, obdržíme vektor hustoty tepelného toku q [W.m^-2].

Vazbu mezi hustotou tepelného toku a rozložením teploty T(x,y,z) v homogenním a isotropním prostředí popsal v roce 1822 J.B. Fourier. Pro sdílení tepla vedením v homogenním prostředí platí Fourierův zákon, podle něhož hustota tepelného toku

q[W.m^-2] je úměrná teplotnímu gradientu podle vztahu (12) [18].

gradT

q=−λ⋅ (12)

kde:

gradT - gradient termodynamické teploty T, v témže místě látky [m².s^-1] λ - součinitel tepelné vodivosti [W.m^-1.K^-1]

Pozn. Záporné znaménko ve vztahu (12) vyjadřuje, že tepelný tok má opačný směr než růst teploty (teplotní gradient)

Mění li se teplota T při vyrovnávání teplotních rozdílů v tělese, je sdílení tepla vedením neustálené (nestacionární). Jedná se o změny teploty v daném čase, tj. termodynamická teplota T daného místa homogenního prostředí je v tomto případě funkcí souřadnic a času (10).

Veličina která značně ovlivňuje sdílení tepla vedením je součinitel teplené vodivosti dané látky. Jedná se o fyzikálně tepelnou veličinu, která udává pro určitý časový okamžik množství tepla, které projde jednotkou délky materiálu a vytvoří rozdíl teplot 1K [19].

Součinitel tepelné vodivosti charakterizuje vedení tepla látkou proti směru teplotního gradientu. Hustota tepelného toku je úměrná teplotnímu spádu. Konstanta úměrnosti představuje tepelnou vodivost. Tato veličina je závislá na druhu látky, hmotě, vlhkosti,

struktuře, popř. tlaku a proto je její stanovení velmi náročné. Teplená vodivost většiny látek je závislá na teplotě. U některých látek je tepelná vodivost závislá na teplotě lineárně.

Pro součinitel tepelné vodivosti tuto závislost udává vztah (13) [19].

(

)

=λ₀ 1

λ (13)

kde:

λ0 - tepelná vodivost při teplotě 0⁰C [W.m^-1.K^-1] b - konstanta

T - teplota [K]

Jiné látky mají závislost na teplotě parabolickou. Nejnižší hodnotu tepelné vodivosti vykazují plyna, nejvyšší kovy. Tepelná vodivost kovu je obecně vyjádřena superpozicí tepelné vodivosti fotonového a elektronového podsystému, tj. vodivostí prostorové mřížky (λm) a vodivostí vznikající v důsledku tepelných vibrací volných elektronů (λe). Pak je tepelná vodivost dána vztahem (14) [19].

e

m λ

λ

λ= + (14)

kde:

λ - celková tepelná vodivost [W.m^-1.K^-1] λm - tepelná vodivost mřížky [W.m^-1.K^-1] λe - celková tepelná elektronů [W.m^-1.K^-1]

Tepelná vodivost čistých kovů je vyšší než tepelná vodivost slitin. To lze vysvětlit nehomogenitou krystalické mřížky, kterou tvoří atomy příměsí (cizí atomy), jež způsobují nepravidelnost mřížky a zhoršují přenos tepelné energie. Proto mají např. legované oceli nižší tepelnou vodivost než oceli uhlíkové [19].

Toto však platí pouze do teplot okolo 700^oC, tedy do okamžiku fázové transformace základní matrice na austenit. Od této teploty je již tepelná vodivost pro uhlíkové i vysokolegované oceli téměř stejná [17].

Při řešení obecných úloh sdílení tepla vedením musíme ještě Fourierovu diferenciální rovnici vedení tepla (11) rozšířit o výkon vnitřních zdrojů. Jedná se o tzv. obecnou rovnici vedení tepla v homogenním prostředí, jejíž tvar popisuje rovnice (15) [17].

2 0 2 2 2 2 2

. 1 q c z

T y

T x

a T t T

P ρ

+









∂ +∂

∂ +∂

∂

⋅ ∂

∂ =

∂ (15)

kde:

a - součinitel teplotní vodivosti [m².s^-1] x,y,z - kartézské souřadnice

cP - měrná tepelná kapacita při stálém tlaku [J.kg^-1.K^-1] λ - součinitel teplené vodivosti [W.m^-1.K^-1]

ρ - hustota [kg.m^-3]

q0 - tepelný výkon vnitřních zdrojů, s jakým je teplo generováno v látce o jednotkovém objemu

T - termodynamická teplota [K]

2.3.2 Sdílení tepla prouděním

Pojem konvekce je prakticky shodný s pojmem proudění. Konvektivní přenos tepla libovolné fyzikální veličiny se může uskutečnit pouze při makroskopickém pohybu spojitého prostředí tj. při proudění tekutiny. Jestliže teplotní rozložení v tekutině, na kterou působí pole objemových sil, vyvolá rozdíl hustot, nastane tzv. volná nebo též přirozená konvekce. Pokud je proudění vyvoláno např. čerpadlem nebo ventilátorem, hovoříme o konvekci nucené [18].

Při samovolném proudění zejména za působení vnějších sil (například ve svarové lázni) dochází k zeslabení hraniční vrstvy mezi tekutinou a tuhou fází a tím ke vzniku turbulentního proudění. Rozeznáváme tedy dva druhy proudění. Při laminárním proudění se jednotlivé částice pohybují paralelně, tzn. že vektory popisující rychlost částic jsou v každém okamžiku rovnoběžné. Ke sdílení tepla dochází vedením mezi molekulami kapaliny (plynu) a povrchem tělesa a vzájemně mezi molekulami chladícího média.

Turbulentní proudění se naopak vyznačuje neuspořádaností pohybu molekul. Vznikají víry, jejichž působením se médium stále promíchává, takže se zvětšuje intenzita sdílení tepla a množství tepelné energie přenášené do míst vzdálených od ochlazeného předmětu [17].

V případě, že jde o turbulentní proudění, používáme téměř bez vyjímky empirický vztah, který formuloval v roce 1701 I. Newton [18]. Literaturou je tento vztah označován jako ‘’Newtonův ochlazovací zákon‘‘(16).

(

)

n T T

q =α⋅ − (16)

kde:

α - součinitel přestupu tepla [W.m^-2.K^-1]

(TK-TS) - rozdíl teplot mezi kapalinou a teplosměnnou stěnou [K]

Pro použití rovnice (16) k výpočtu tepla přeneseného prouděním je nutné znát velikosti součinitele přestupu tepla α. Jeho velikost závisí na vlastnostech chladícího média, typu proudění, geometrickém uspořádání a jakosti povrchu. Přímé určení jeho velikosti je však velmi obtížné. V následující tabulce (2.1) jsou uvedeny prakticky používané intervaly velikosti součinitelů přestupu tepla α [W.m^-2.K^-1] pro některá chladící média [19].

Tab. 2.1

Vliv přenosu tepla prouděním v tavné lázni je prozatím méně probádanou záležitostí. Z důvodu složitého matematického popisu simulační programy s tímto jevem nepracují a výsledky zobrazených simulací procesů nezahrnují vliv tohoto jevu. Dále je nutno poznamenat, že přenos tepla, který je řízen prouděním v tavné lázni nastává až při vysokých rychlostech a výkonech svařování. Do těchto hodnot je přenos tepla řízen převážně vedením a vliv proudění je zanedbatelný. Rozdíl geometrií svarových lázní utvářených vedením nebo prouděním je patrný z obr. 2.14.

geometrie svarové lázně ovlivněna vedením tepla v materiálu geometrie svarové lázně ovlivněna prouděním ve svarové lázni

Obr. 2.14 Vliv vedení a proudění na geometrii svarové lázně [10]

2.3.3 Sdílení tepla sáláním

Přenos tepla sáláním (zářením) je způsoben elektromagnetickým vlněním, které se šíří v prostoru rychlostí světla. Jeho existence a účinky nejsou podmíněny přítomností teplonosného média. Tuhé látky, kapaliny a některé plyny emitují, zvláště při vysokých teplotách, energie různých forem. Je to například Rentgenovo záření, záření radioaktivních látek, ultrafialové záření vzniklé při elektrickém výboji v plynu atd. Nositelem přenášené energie jsou elektromagnetické vlny. Moderní teorie zářivého přenosu tepla je vybudována na základě teorie magnetických vln a kvantové teorie. Závislost celkové vyzařované energie na teplotě vyjadřuje Stefan-Boltzmannův zákon (17) [18].

T4

E =σ⋅ (17)

kde:

E - celková vyzařovaná energie [W.m^-2]

σ - Stefan-Boltzmanova konstanta (σ =5,67.10^-8 W.m^-2K^-4) T - termodynamická teplota [K]

Celkově vyzářená energie je tudíž úměrná čtvrté mocnině termodynamické teploty.

Stefan-Boltzmanův zákon ve tvaru (17) však platí pouze pro dokonale černá tělesa. Jestliže záření je vyzařováno do prostředí s teplotou T0, potom energie vyzářená do tohoto prostředí je dána vztahem (18).

) (T⁴ T₀⁴

E =σ⋅ − (18)

kde:

E - celková vyzařovaná energie [W.m^-2]

σ - Stefan-Boltzmanova konstanta (σ =5,67.10^-8 W.m^-2K^-4) T - termodynamická teplota [K]

T0 - teplota vyzařovaného záření do prostředí [K]

Sáláním se mění tepelná energie na zářivou a šíří se do prostoru. Při dopadu na jiné těleso je tato energie zčásti pohlcena, zčásti odražena a část tělesem projde. Dokonale černé těleso všechno záření pohltí. Velmi často nastává přenos tepla sáláním a prouděním současně, proto je možné oba přenosy počítat společně podle vztahu (19) [18].

( )

(

)

Q= α +α_S ⋅ ⋅ − (19)

kde:

α - součinitel přestupu tepla prouděním [W.m^-2.K^-1] αS - součinitel přestupu tepla sáláním [W.m^-2.K^-1] (T1-T2) - rozdíl teplot [K]

S - povrch tělesa [m²]

Zářivá energie se přenáší elektromagnetickým vlněním různé vlnové délky. Od ostatních způsobů přenosů energie se liší tím, že nepotřebuje zprostředkující látky, proto lze energii přenášet zářením i přes vakuum. Základním příkladem přenosu energie zářením je sdílení energie ze Slunce. Tepelné záření dopadající na povrch tělesa jím může buď projít, být odraženo nebo může být pohlceno. Celková energie záření se po dopadu na povrch tělesa rozdělí [18].

2.4 Současný stav poznání matematické predikce geometrie svarové lázně

Základním požadavkem na výrobu určité součásti je co největší efektivita vývoje a následné výroby, při dodržení požadovaných podmínek na daný výrobek. V oblasti přípravy výroby, kde využíváme technologii svařování to mimo jiné znamená i požadavky na možnosti předpokladu – predikce vlastností vznikajícího výrobku, z důvodů zjišťování a následné kontroly vlastností, které daný výrobek má, nejen z pohledu metalurgie, ale i mechanické analýzy.

Při výrobě svařovaných konstrukcí je prvkem, který vnáší do vznikajícího výrobku nové neznámé právě svar. Jeho matematickým popisem jsme schopni v určitých mezích predikovat budoucí chování vznikajícího subjektu. V současné době jsme schopni predikovat tvar svarové lázně dvěma způsoby. První způsob je stanoven na základě simulačních výpočtů, kdy jsou získané výsledky velice přesné a odpovídající reálnému stavu. Tento způsob predikce je však poměrně vysoce finančně náročný na získávání relevantních vstupních dat. Druhým způsobem je predikce geometrie svarové lázně na základě výpočtů, pomocí jednoduchých matematických vzorců. Výhodou je jednoduchost a finanční nenáročnost, nevýhodou je menší přesnost výsledků.

Tyto jednoduché vzorce lze dále rozdělit na vzorce popisující geometrii svarové lázně a vzorce popisující svarovou lázeň z jiných než geometrických hledisek. Matematické vzorce popisující geometrii svarové lázně lze použít k predikci šířky svarové lázně (vzorec 20), hloubky svarové lázně (vzorec 21), délky svarové lázně (vzorec 22). Vzorce popisující svarovou lázeň z hlediska doby existence (vzorec 23), nebo jednotkového vneseného tepla (vzorec 24), atd.

Vznik a odvození těchto vzorců je výsledkem série zkušebních svarů zhotovovaných za rozdílných vstupních podmínek, většinou se pracuje s omezeným množstvím těchto vstupních podmínek, jelikož počítat se všemi ovlivňujícími prvky, by bylo matematicky velice obtížné. Jelikož vliv svařovacích parametrů na geometrii svarové lázně většinou

není lineární, je nutno použití regresí, které již vnášejí do vzorců popisující geometrii svatové lázně odchylky.

Matematický popis geometrie svarové lázně:

Šířka svarové lázně [11]:

] 2 [

2 mm

T v c e b P

t S ⋅

⋅

⋅

⋅

⋅

⋅ ⋅

= π ρ ⁽²⁰⁾

kde:

P - vnesený výkon

e - základ přirozených logaritmů c - specifické teplo

ρ - specifická hmotnost vS - rychlost svařování Tt - teplota tavení

Hloubka svarové lázně [11]:

] 2 [

1 b mm

h= ⋅ (21)

kde:

b - šířka svarové lázně

Délka svarové lázně [11]:

]

2 [mm

T l P

⋅ t

⋅

= ⋅

λ

π ⁽²²⁾

kde:

P - vnesený výkon

λ - součinitel tepelné vodivosti Tt - teplota tavení

Matematický popis veličin svarové lázně:

Doba existence svarové lázně [11]:

]

2 [s

T v P

t S

E = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅

λ

τ π (23)

kde:

P - vnesený výkon vS - rychlost svařování

λ - součinitel tepelné vodivosti Tt - teplota tavení

Jednotkové vnesené teplo [12]:

]

1 [cm

kJ v

I k U

Q

S

⋅ ⋅

⋅

= η (24)

kde:

k - převodní koeficient (dle rychlosti svařování) η - účinnost oblouku

U - svařovací napětí I - svařovací proud vS - rychlost svařování

h

Obr. 2.15 Rozměry svarové lázně [11]

2.5 Simulační program SYSWELD

2.5.1 Význam simulačních programů a jejich historický vývoj

Numerické simulace svařování nacházejí stále větší význam nejen ve vývojových studiích, ale i při přípravách výroby a při opravách či renovacích. Nahrazují výrobu nákladných experimentálních svarů a tedy nahrazují i experimentální zjišťování vhodnosti vybrané technologie svařování, vhodnosti materiálů, teplot předehřevů, použití přídavných materiálů a jiné.

Historický vývoj numerických simulací započal u ručních výpočtů teplotních polí od nepohyblivého bodového zdroje na základě Fourierovy diferenciální rovnice. Dále následovaly výpočty teplotních polí od pohybujících se bodových zdrojů. K většímu využití numerických simulací dochází až s rozvojem výpočetní techniky se zvýšenou výpočetní rychlostí a paměťovou kapacitou. Tím je umožněna aplikace dokonalejších tvarů zdroje tepla pro možnosti zpřesnění simulací svařování.

První programy simulující svařovací procesy používaly konstantní hodnoty vstupních dat, čímž byla výsledná přesnost výpočtu značně ovlivněna. V současnosti již simulační

programy využívají teplotních závislostí vstupních dat. Tyto závislosti jsou využívány i při výpočtech rozložení a poměrného zastoupení jednotlivých fází při fázové transformaci [13].

2.5.2 Struktura programu SYSWELD

Program SYSWELD je simulačním programem pracujícím na základě metody konečných prvků (MKP). Tento přístup vznikl z důvodu požadavku velké tvarové variability a potřeby řešit i jednotlivé podskupiny prostorového modelu svařence samostatně. Proto je zde možné, na rozdíl od metody konečných diferencí (MKD), použít libovolný tvar těchto elementů. Z matematického hlediska je metoda konečných prvků (MKP) používána pro nalezení aproximovaného řešení parciálních diferenciálních i integrálních rovnic, například rovnice vedení tepla [13].

Vlastní program je rozdělen do několika samostatných modulů, které mezi sebou vzájemě spolupracují:

Geom./Mesh: Modul sloužící k tvorbě 2D a 3D modelů, k definování trajektorií pohybů zdrojů tepla pro svařování i pro předehřevy.

SYSWELD/Generic: Tento modul umožňuje definovat veškeré teplotně-metalurgické děje vznikající při ohřevu a chladnutí materiálu.

H.T. Advisor: (Heat Treatment Advisor) Je modulem zabývajícím se sdílením a přestupy tepla v modelu a to především vedením tepla v základním materiálu a sáláním tepla do okolí.

Welding Advisor: Je modul umožňující definovat zdroj tepla a jeho trajektorii.

Assembly Advisor: Modul pracující s daty vypočítanými v modulu Welding Advisor. Je zde uplatňován tzv. „Lokálně-globální přístup” spočívající v transformaci jednotlivých dílčích (lokálních) svarů získaných ve Welding Advisoru.

Celkový proces v programu SYSWELD je rozdělen na dvě základní části, teplotně- metalurgickou a mechanickou. Teplotně-metalurgická analýza umožňuje výpočet nestacionárních teplotních polí v prostoru a čase, výpočet a zobrazení rozložení fází v průběhu cyklu svařovacího a cyklu chladnutí. Umožňuje výpočet tvrdosti struktury i velikosti austenitického zrna.

Mechanická analýza, vychází z výsledků teplotně- metalurgické analýzy a nelze ji provádět bez předchozího teplotního zatížení soustavy. Výsledkem jsou časové průběhy jednotlivých složek tenzoru napětí i tenzoru deformace, hodnoty hlavních napětí, analýza

prostorového stavu napjatosti podle teorie HMH, i Trescova analýza smykových napětí.

Umožňuje zjistit časový průběh pružných i plastických deformací, absolutní i relativní posunutí jednotlivých uzlových bodů. Mimo jiné dokáže spočítat například hustotu deformační energie [13].

2.5.3 Vstupní data pro numerické simulace

Základním úkolem simulačních výpočtů je, aby obdržený výsledek plně vystihoval reálný stav simulovaného děje, popřípadě se mu s co největší přesností blížil. Přes tuto snahu jsme nuceni při simulacích respektovat řadu omezujících předpokladů, které snižují přesnost, aby bylo vůbec možno úlohu definovat a matematicky popsat. Výsledná přesnost potom závisí na kvalitě vstupních dat, jimž je třeba snovat zvýšenou pozornost. Numerické analýzy svařovacích procesů jsou velmi náročné na množství a kvalitu takovýchto vstupních dat [13].

Vstupní data pro simulované procesy svařování lze rozdělit do tří oblastí:

- Materiálová vstupní data.

- Data pro definici a popis tvaru tepelného zdroje.

- Data pro vytvoření prostorového modelu.

2.5.3.1 Materiálová vstupní data

Materiálová data zadáváme ve formě teplotních závislostí. Jedná se o kombinaci dat nalezených v literatuře a dat získaných měřením na vzorcích. Program SYSWELD také obsahuje vlastní materiálovou databázi.

Pro teplotně-metalurgickou analýzu je třeba získat následující materiálová vstupní data ve formě teplotních závislostí [13]:

- Chemické složení

- Data pro fázové transformace – diagramy ARA a IRA - Teplotní závislosti měrné tepelné vodivosti λ

- Teplotní závislost měrného tepla c - Teplotní závislost hustoty ρ

- Teplotní závislost koeficientu přestupu tepla do okolí β

Pro mechanickou analýzu je třeba získat následná vstupní data ve formě teplotních závislostí:

- Teplotní závislost Youngova modulu pružnosti E - Teplotní závislost meze kluzu Re