RU2593244C1 - Method for two-side arc welding of tee joints - Google Patents
Method for two-side arc welding of tee joints Download PDFInfo
- Publication number
- RU2593244C1 RU2593244C1 RU2015109907/02A RU2015109907A RU2593244C1 RU 2593244 C1 RU2593244 C1 RU 2593244C1 RU 2015109907/02 A RU2015109907/02 A RU 2015109907/02A RU 2015109907 A RU2015109907 A RU 2015109907A RU 2593244 C1 RU2593244 C1 RU 2593244C1
- Authority
- RU
- Russia
- Prior art keywords
- welding
- arc
- electrodes
- joint
- arcs
- Prior art date
Links
- 238000003466 welding Methods 0.000 title claims abstract description 66
- 238000000034 method Methods 0.000 title claims abstract description 24
- 230000035515 penetration Effects 0.000 claims abstract description 36
- 238000006073 displacement reaction Methods 0.000 abstract description 4
- 230000000694 effects Effects 0.000 abstract description 3
- 229910052728 basic metal Inorganic materials 0.000 abstract 1
- 150000003818 basic metals Chemical class 0.000 abstract 1
- 238000010276 construction Methods 0.000 abstract 1
- 239000000126 substance Substances 0.000 abstract 1
- 239000010953 base metal Substances 0.000 description 18
- 230000008018 melting Effects 0.000 description 12
- 238000002844 melting Methods 0.000 description 12
- 230000008021 deposition Effects 0.000 description 5
- 238000010438 heat treatment Methods 0.000 description 5
- 239000002184 metal Substances 0.000 description 5
- 239000000155 melt Substances 0.000 description 3
- CURLTUGMZLYLDI-UHFFFAOYSA-N Carbon dioxide Chemical compound O=C=O CURLTUGMZLYLDI-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 2
- 229910000831 Steel Inorganic materials 0.000 description 2
- 230000015572 biosynthetic process Effects 0.000 description 2
- 238000004364 calculation method Methods 0.000 description 2
- 238000010586 diagram Methods 0.000 description 2
- 238000009826 distribution Methods 0.000 description 2
- 230000004907 flux Effects 0.000 description 2
- 230000004927 fusion Effects 0.000 description 2
- 230000005291 magnetic effect Effects 0.000 description 2
- 238000004519 manufacturing process Methods 0.000 description 2
- 230000001105 regulatory effect Effects 0.000 description 2
- 239000010959 steel Substances 0.000 description 2
- 229910001209 Low-carbon steel Inorganic materials 0.000 description 1
- 238000004458 analytical method Methods 0.000 description 1
- 238000005452 bending Methods 0.000 description 1
- 229910002092 carbon dioxide Inorganic materials 0.000 description 1
- 239000001569 carbon dioxide Substances 0.000 description 1
- 230000003247 decreasing effect Effects 0.000 description 1
- 230000006866 deterioration Effects 0.000 description 1
- 239000000463 material Substances 0.000 description 1
- 239000007921 spray Substances 0.000 description 1
Images
Landscapes
- Butt Welding And Welding Of Specific Article (AREA)
- Arc Welding In General (AREA)
Abstract
Description
Предлагаемый способ относится преимущественно к области машиностроения и судостроения и может быть применен при изготовлении различных сварных конструкций, в том числе ответственного назначения.The proposed method relates mainly to the field of engineering and shipbuilding and can be used in the manufacture of various welded structures, including those for critical purposes.
Известен способ автоматической двухсторонней дуговой сварки тавровых соединений, при котором два электрода располагают в одной плоскости под углом друг к другу с разных сторон от стенки тавра и перемещают их вдоль линии шва, отличающийся тем, что с целью повышения качества сварки за счет предотвращения образования подрезов, электроды колеблют в одном направлении в плоскости, перпендикулярной оси шва (см. АС СССР №536022, опубл. 25.11.76 г. Бюл. №43).A known method of automatic two-sided arc welding of T-joints, in which two electrodes are placed in the same plane at an angle to each other on opposite sides of the T-wall and move them along the seam line, characterized in that in order to improve the quality of welding by preventing the formation of undercuts, the electrodes oscillate in one direction in a plane perpendicular to the axis of the weld (see AS USSR No. 536022, publ. 11/25/76 Bul. No. 43).
Этот способ не предусматривает смещения электродов относительно друг друга в направлении сварки, что зачастую приводит к взаимному воздействию магнитных полей дуг друг на друга и ухудшению стабильности формирования швов.This method does not provide for the displacement of the electrodes relative to each other in the welding direction, which often leads to the mutual influence of the magnetic fields of the arcs on each other and to the deterioration of the stability of the formation of welds.
Наиболее близким к предлагаемому решению является способ дуговой автоматической сварки, по которому получают двустороннее одновременное проплавление противоположных сторон таврового соединения, у которого полку при сварке располагают в горизонтальной плоскости, а стенку в вертикальной плоскости, плавящиеся электроды одинакового диаметра размещают по разным сторонам стенки и перемещают с одинаковой скоростью в направлении сварки, а торцы электродов устанавливают либо без смещения относительно направления скорости сварки, либо со смещением 6-12 дюймов (150-300 мм) вдоль стыка и пропускают через них ток специальной формы, причем мощность сварочных дуг регулируют раздельно. [Патент US №2009120919 А1, от 2009.05.14 МПК В23К 9/02 и В23К 9/10]. Этот способ принят за прототип.Closest to the proposed solution is an automatic arc welding method, in which two-sided simultaneous fusion of opposite sides of the T-joint is obtained, in which the shelf is placed in the horizontal plane during welding and the wall is in the vertical plane, the melting electrodes of the same diameter are placed on different sides of the wall and moved with the same speed in the direction of welding, and the ends of the electrodes are set either without offset relative to the direction of the welding speed, or with by placing 6-12 inches (150-300 mm) along the joint and a current of a special shape is passed through them, and the power of the welding arcs is regulated separately. [US patent No. 2009120919 A1, dated 2009.05.14 IPC B23K 9/02 and B23K 9/10]. This method is adopted as a prototype.
В этом способе дистанция между дугами либо отсутствует, либо составляет 6-12 дюймов (150-300 мм), то есть выбирается достаточно большой из условия минимального взаимного магнитного воздействия дуг.In this method, the distance between the arcs is either absent or is 6-12 inches (150-300 mm), that is, a sufficiently large one is selected from the condition of the minimum mutual magnetic effect of the arcs.
Недостатком данного способа является получение различного провара угловых швов при смещении плавящихся электродов одинакового диаметра. Различие в глубине провара и площади провара основного металла возникает из-за подогрева основного металла в зоне действия задней дуги от тепловой мощности, выделяемой передней дугой. В то же время количество наплавленного металла остается одинаковым для двух швов, так как катеты швов задаются равными. Таким образом, происходит увеличение количества расплавленного основного металла, который наиболее сильно влияет на продольную усадку, что приводит к неравномерности сварочных деформаций и возникновению дополнительных деформаций изгиба тавра в сторону шва, накладываемого вторым.The disadvantage of this method is to obtain a different penetration of fillet welds when displacing consumable electrodes of the same diameter. The difference in the depth of penetration and the area of penetration of the base metal arises due to the heating of the base metal in the zone of operation of the back arc from the heat output from the front arc. At the same time, the amount of deposited metal remains the same for the two seams, since the joints of the seams are set equal. Thus, there is an increase in the amount of molten base metal, which most strongly affects the longitudinal shrinkage, which leads to uneven welding deformations and the appearance of additional bending deformations of the tee in the direction of the second seam.
Технический эффект заявляемого изобретения заключается в обеспечении одинакового провара при смещении электродов сварочных дуг в направлении скорости сварки и недопущении дополнительных деформаций.The technical effect of the claimed invention is to ensure the same penetration when the electrodes of the welding arcs are displaced in the direction of the welding speed and to prevent additional deformations.
Это достигается тем, что в известном способе дуговой автоматической сварки, по которому получают двустороннее одновременное проплавление противоположных сторон таврового соединения, когда полка таврового соединения при сварке располагается в горизонтальной плоскости, а стенка в вертикальной плоскости, плавящиеся электроды располагают с разных сторон стенки таврового соединения и перемещают с одинаковой скоростью в направлении сварки, а их торцы устанавливают со смещением вдоль стыка, причем мощность сварочных дуг регулируют раздельно.This is achieved by the fact that in the known method of automatic arc welding, according to which two-sided simultaneous penetration of opposite sides of the T-joint is obtained, when the T-joint during welding is located in the horizontal plane and the wall is in the vertical plane, the melting electrodes are placed on different sides of the T-joint wall and move at the same speed in the direction of welding, and their ends are set with an offset along the joint, and the power of the welding arcs regulate the section nno.
В отличие от прототипа диаметр плавящегося электрода передней сварочной дуги выбирают большим, чем диаметр плавящегося электрода задней сварочной дуги, мощности и скорость сварки передней и задней сварочных дуг выбирают обеспечивающими заданный катет швов, а дистанцию между электродами выбирают из условия обеспечения равного провара угловых швов.In contrast to the prototype, the diameter of the consumable electrode of the front welding arc is chosen larger than the diameter of the consumable electrode of the rear welding arc, the power and speed of welding of the front and rear welding arcs are selected to provide a given leg of the seams, and the distance between the electrodes is selected from the condition of ensuring equal penetration of the fillet welds.
Изобретение иллюстрируется чертежами, где на фиг. 1 показана схема осуществления процесса двусторонней двухдуговой сварки таврового соединения и расположение сварочных электродов по отношению к скорости сварки по предлагаемому способу при питании дуг от двух источников питания, на фиг. 2 - геометрические характеристики угловых швов таврового соединения по известному способу, на фиг. 3 - зависимости коэффициента расплавления плавящегося электрода при сварке от тока дуги для различных диаметров электродов при обратной полярности дуги под флюсом, на фиг. 4 - схема получения значений токов дуг, при различных диаметрах электродов, обеспечивающих равную производительность наплавки.The invention is illustrated by drawings, where in FIG. 1 shows a diagram of the process of two-sided two-arc welding of the T-joint and the location of the welding electrodes with respect to the welding speed according to the proposed method when feeding arcs from two power sources, FIG. 2 - geometric characteristics of the fillet joints of the T-joints according to the known method, in FIG. 3 - dependences of the melting coefficient of the consumable electrode during welding on the arc current for different diameters of the electrodes with the opposite polarity of the arc submerged arc, in FIG. 4 is a diagram for obtaining values of arc currents at different diameters of electrodes providing equal deposition performance.
Предлагаемый способ заключается в том, что сварку ведут одновременно с двух сторон таврового соединения (фиг. 1) со стенкой 1, располагаемой в вертикальной плоскости, и полкой 2, располагаемой в горизонтальной плоскости, причем с каждой стороны полки 2 устанавливают по одному плавящемуся сварочному электроду 3, 4. Электроды 3, 4 смещают в направлении движения сварочных дуг относительно друг друга на величину Δ, зажигают сварочные дуги и перемещают плавящиеся электроды вдоль стыка в одном направлении с одинаковой скоростью Vc. Мощность сварочных дуг на каждом из электродов регулируют раздельно, для этого используют два источника 5 и 6, для питания каждой дуги отдельно. Электрод 3 передней дуги выбирают большего диаметра Dп, а электрод 4 задней дуги Dз - меньшего диаметра. Скорость сварки и мощность дуги (ток дуги) с переднего электрода 3 выбирают из условия обеспечения заданного катета сварного шва. Мощность задней дуги (ток дуги) с электрода 4 выбирают также из условия обеспечения такого же заданного катета сварного шва. Ток задней дуги Iдз выбирают меньше, чем ток Iдп передней, так как для меньшего диаметра плавящегося электрода выше коэффициент расплавления и соответственно коэффициент наплавки. Это позволяет снизить провар основного металла полки и стенки тавра от действия задней дуги и добиться провара, близкого к провару передней дуги. Подогрев зоны действия задней дуги от передней дуги приводит к повышению провара основного металла полки и стенки тавра при наложении второго шва, а снижение тока задней дуги за счет использования электрода меньшего диаметра приводит к снижению провара и эти два фактора компенсируют друг друга.The proposed method consists in the fact that welding is carried out simultaneously on two sides of the T-joint (Fig. 1) with the
При сварке возможно два варианта положения передней и задней дуг в отношении скорости сварки по диаметру электрода. Анализ показывает, что оптимальным по обеспечению равного провара при одинаковом катете шва, является движение первым электрода большего диаметра на большем токе дуги.When welding, there are two possible positions of the front and rear arcs in relation to the welding speed along the electrode diameter. The analysis shows that the best way to ensure equal penetration with the same weld leg is to move the first electrode of a larger diameter at a higher arc current.
Ток передней дуги с электродом 3 большего диаметра выбирается из условия обеспечения требуемого катета углового шва. Это достигается действием относительно мощной передней дуги на холодный металл при достижении определенного уровня провара шва, формируемого первым. При этом обеспечивается подогрев изделия для задней дуги с электродом 4, обеспечивающий повышение провара пластин. В случае сварки по известному способу для обеспечения равенства катетов швов должны выбираться одинаковые токи дуги, что приводит к увеличению провара и площади расплавленного основного металла, что, в свою очередь, приводит к увеличению сварочных деформаций и их неравномерности относительно продольной оси тавра.The current of the front arc with an
Задняя дуга может обеспечивать одинаковый катет и провар при значительно меньшей мощности, чем у передней, что достигается за счет сильного подогрева металла передней дугой. Изменение дистанции между дугами позволяет выбрать ток (мощность) задней дуги, обеспечивающий требуемый катет шва и равный провар. Провар от действия переднего источника можно опытным путем определять для случая однодуговой сварки, так как при предлагаемой дистанции между дугами влияние задней дуги на температурное поле в области передней дуги практически отсутствует.The back arc can provide the same leg and penetration at a significantly lower power than the front, which is achieved due to the strong heating of the metal by the front arc. Changing the distance between the arcs allows you to select the current (power) of the back arc, providing the desired leg of the seam and equal penetration. The penetration from the action of the front source can be experimentally determined for the case of single-arc welding, since with the proposed distance between the arcs, the influence of the rear arc on the temperature field in the region of the front arc is practically absent.
На фиг. 2 показаны стенка 1, расположенная в вертикальной плоскости и полка 2, расположенная в горизонтальной плоскости, а также угловые швы 3 и 4, полученные по известному способу с различным проваром основного металла. Шов 3 получен за счет действия передней дуги и имеет катет К1. Провар основного металла шва 3, равный разнице высоты углового шва h1 и высоты катета К1, составляетIn FIG. 2 shows a
Hol=h1-0,7·K1.H ol = h 1 -0.7 · K 1 .
Площадь поперечного сечения проплавления основного металла шва 1 составит F1 мм2.The cross-sectional area of the penetration of the base metal of the
Шов 4 получен за счет действия задней дуги и имеет такой же катет К1. Из-за подогрева зоны действия задней дуги передней провар основного металла для шва 4 больше и составляетThe
Ho2=h2-0,7·K1.H o2 = h 2 -0.7 · K 1 .
h2 больше h1 за счет подогрева основного металла передней дугой. Также больше площадь поперечного сечения основного металла F2.h 2 is greater than h 1 due to the heating of the base metal by the front arc. Also larger is the cross-sectional area of the base metal F 2 .
На фиг. 3 представлены по литературным данным зависимости коэффициента расплавления от тока дуги под флюсом для различных диаметров электрода. Цифры на графиках обозначают диаметр электрода в мм. Меньшему диаметру электрода при одинаковом токе дуги соответствует больший коэффициент расплавления.In FIG. 3 are presented according to published data on the dependence of the melting coefficient on the arc current under the flux for various electrode diameters. The numbers on the graphs indicate the diameter of the electrode in mm. A smaller electrode diameter with the same arc current corresponds to a larger melting coefficient.
На фиг. 4 кривая d1 представляет зависимость для меньшего диаметра проволоки, а кривая d2 - для большего диаметра проволоки. Кривая d1 расположена над кривой d2, что показывает, что коэффициент расплавления существенно увеличивается с уменьшением диаметра электрода. Токи дуги Iд1 и Iд2 выбираются различными из условия обеспечения равенства произведения αр·Iд. Должно обеспечиваться αр1·Iд1=αр2·Iд2. Тогда катеты двух швов таврового соединения будут одинаковы.In FIG. 4, curve d 1 represents a relationship for a smaller wire diameter, and curve d 2 for a larger wire diameter. Curve d 1 is located above curve d 2 , which shows that the melt coefficient increases significantly with decreasing electrode diameter. The arc currents I d1 and I d2 are chosen different from the conditions for ensuring the equality of the product α p · I d . It should be provided α p1 · I d1 = α p2 · I d2 . Then the legs of the two joints of the T-joint will be the same.
Площадь поперечного сечения наплавленного металла при дуговой автоматической сварке можно определить из известного выраженияThe cross-sectional area of the deposited metal during automatic arc welding can be determined from the well-known expression
Fн=αн·Iд /(Vc·ρ),F n = α n · I d / (V c · ρ),
где αн - коэффициент наплавки для данного способа сварки, г/(А·с), Iд - ток дуги, A, Vc - скорость сварки, см/с, ρ - плотность наплавляемого металла, для стали ρ=7,8 г/см3.where α n is the surfacing coefficient for this welding method, g / (A · s), I d is the arc current, A, V c is the welding speed, cm / s, ρ is the density of the deposited metal, for steel ρ = 7.8 g / cm 3 .
Коэффициент наплавки связан с коэффициентом расплавления зависимостьюThe deposition coefficient is related to the coefficient of fusion
αн=αр·(1-ψп),α n = α p · (1-ψ p ),
где ψп - коэффициент потерь плавящегося электрода на угар и разбрызгивание, слабо зависит от тока и диаметра электрода.where ψ p is the loss coefficient of the melting electrode due to burning and spatter, weakly depends on the current and diameter of the electrode.
αр зависит от тока дуги и диаметра электрода (фиг. 3). При одинаковом токе дуги коэффициент расплавления ар и соответственно коэффициент наплавки ан выше для электрода меньшего диаметра. Произведение αр·Iд представляет производительность расплавления в г/с, на графике фиг. 4 ее характеризует площадь прямоугольника для координаты точки (αр, Iд). Из графиков фиг. 4 следует, что можно подобрать одинаковую производительность расплавления αр·Iд для разных диаметров электрода, подбирая токи дуг. Соответственно аналогично будет изменяться производительность наплавки αн·Iд. Меньшему диаметру электрода для сохранения производительности наплавки должен соответствовать меньший ток дуги. Между коэффициентом расплавления и скоростью подачи электродной проволоки Vэ существует известная взаимосвязьα p depends on the arc current and the diameter of the electrode (Fig. 3). At the same arc current, the melt coefficient a p and, accordingly, the deposition coefficient a n are higher for an electrode of smaller diameter. The product α p · I d represents the melting capacity in g / s, in the graph of FIG. 4 it is characterized by the area of the rectangle for the coordinate of the point (α p , I d ). From the graphs of FIG. 4 it follows that it is possible to choose the same melting performance α p · I d for different diameters of the electrode, selecting the arc currents. Accordingly, the deposition rate α n · I d will likewise change. A smaller electrode diameter to maintain surfacing performance should correspond to a smaller arc current. Between the melting coefficient and the feed rate of the electrode wire V e there is a known relationship
Vэ=αp·ρ/j,V e = α p · ρ / j,
где j - плотность тока на электроде, А/см2.where j is the current density at the electrode, A / cm 2 .
В таблице 1 представлено расчетное распределение температуры по оси X (в продольном направлении) от действия двух сварочной дуг на рекомендуемых режимах сварки угловых швов тавровых соединений в зоне действия второй дуги (50 мм от оси дуги). Режимы дуг: ток 300 А, напряжение 34 В, скорость сварки 0,72 см/с. Полная эффективная мощность дуги при эффективном КПД ηи=0,8 составляет qи=8160 Вт. Для расчета выбиралась приведенная эффективная мощность, которая в 1,5 раза меньше полной эффективной мощности, с учетом распространения тепла в 3-х направлениях при сварке тавровых соединений, вместо двух при сварке стыковых соединений. Получили приведенную эффективную мощность 5440 Вт. Толщина расчетной пластины принималась 10 мм. Материал - сталь 20. Теплофизические коэффициенты принимали по справочным данным: объемная теплоемкость 5 Дж/(см3·С), температуропроводность a=0,08 см2/с. Координата у в поперечном направлении принималась равной половине толщине пластин y=5 мм. Координата по толщине пластины (ось Z) принимали равной половине толщины пластины: z=5 мм. Расчет велся по схеме нормально-кругового источника тепла на поверхности плоского слоя. Осевой тепловой поток источника тепла принимался 3500 Вт/см2. За начало координат полагалась ось переднего источника тепла.Table 1 presents the calculated temperature distribution along the X axis (in the longitudinal direction) from the action of two welding arcs at the recommended welding modes for fillet welds in the joints of the second arc (50 mm from the arc axis). Arc modes: current 300 A, voltage 34 V, welding speed 0.72 cm / s. The total effective arc power at an effective efficiency of η and = 0.8 is q and = 8160 watts. For the calculation, the reduced effective power was chosen, which is 1.5 times less than the total effective power, taking into account the heat distribution in 3 directions when welding T-joints, instead of two when welding butt joints. Received reduced effective power of 5440 watts. The thickness of the design plate was taken 10 mm. The material was steel 20. Thermophysical coefficients were taken from reference data: volumetric heat capacity 5 J / (cm 3 · C), thermal diffusivity a = 0.08 cm 2 / s. The coordinate y in the transverse direction was taken equal to half the thickness of the plates y = 5 mm. The coordinate along the plate thickness (Z axis) was taken equal to half the plate thickness: z = 5 mm. The calculation was carried out according to the normal circular heat source on the surface of a flat layer. The axial heat flux of the heat source was taken 3500 W / cm 2 . The axis of the front heat source was assumed to be the origin.
В таблице приведены значения приращения суммарной температуры от двух источников ΔT и температуры от каждого источников: переднего ΔT1 и заднего ΔТ2.The table shows the values of the increment of the total temperature from two sources ΔT and the temperature from each source: front ΔT 1 and rear ΔT 2 .
Температура от переднего источника в зоне действия заднего достаточно стабильна и изменяется в пределах 340-380 градусов, что приводит к повышению провара от действия заднего источника по сравнению с передним. Влияние заднего источника на зону переднего источника практически отсутствует.The temperature from the front source in the rear coverage area is quite stable and varies between 340-380 degrees, which leads to increased penetration from the action of the rear source compared to the front. The influence of the rear source on the area of the front source is practically absent.
Пример. Проводили двухдуговую в среде углекислого газа двухстороннюю автоматическую сварку таврового соединения из низкоуглеродистой стали 20 с толщиной стенки и полки 10 мм по известному способу. Полка располагалась горизонтально, а стенка - вертикально. Швы выполнялись в нижнем положении. Электроды сварочных горелок располагались под углом 45 градусов по отношению к стенке и полке. Катеты угловых швов проектировались одинаковыми К=6 мм. Диаметр электродов дуги, расположенных со смещением торцев 150 мм, выбирался 1,2 мм. Токи каждой из дуг 300 А, скорости подачи электродных проволок 450 м/час. Напряжение на дугах 34 В. Скорость сварки составляла 26 м/час = 0,72 см/с. На данном режиме получили требуемый катет швов К=6 мм. На макрошлифе получили провар углового шва сваренного передним электродом 3 мм и площадь проплавления основного металла 8 мм2. Провар углового шва, сваренного задним электродом, составил 5 мм и площадь проплавления основного металла - 15 мм2. Расчетный коэффициент потерь на угар и разбрызгивание составил 7 %.Example. Spent two-arc in a carbon dioxide environment, two-sided automatic welding of the T-joints of low carbon steel 20 with a wall and shelf thickness of 10 mm by a known method. The shelf was horizontal and the wall vertical. Sutures were performed in the lower position. Welding torch electrodes were positioned at an angle of 45 degrees with respect to the wall and shelf. The joints of the fillet welds were designed the same K = 6 mm. The diameter of the arc electrodes located with an end face displacement of 150 mm was chosen to be 1.2 mm. The currents of each of the arcs are 300 A, the feed speed of the electrode wires is 450 m / h. The voltage at the arcs is 34 V. The welding speed was 26 m / h = 0.72 cm / s. In this mode, the required leg of joints was K = 6 mm. The macrosection received a penetration of a fillet weld welded with a front electrode of 3 mm and an area of penetration of the base metal of 8 mm 2 . The penetration of the fillet welded by the rear electrode was 5 mm and the penetration area of the base metal was 15 mm 2 . The estimated loss and spray loss ratio was 7%.
После этого выполняли двухдуговую двухстороннюю сварку такого же соединения по предлагаемому способу. Режимы сварки передней дуги оставались такими же, как и в известном способе. Дистанцию между электродами установили 150 мм. Диаметр электрода задней дуги был выбран 1,0 мм, а ее ток составлял 250 А. Скорость подачи электродной проволоки составила 600 м/час. Напряжение на передней дуге 34 В, на задней 31 В. На таком режиме также получили катет шва от действия задней дуги К=6 мм. На макрошлифе получили провар углового шва сваренного передним электродом 3 мм и площадь проплавления основного металла 8 мм2. Провар углового шва сваренного задним электродом составил 3,3 мм и площадь проплавления основного металла 8 мм2.After that, double-arc double-sided welding of the same connection was performed by the proposed method. The welding modes of the front arc remained the same as in the known method. The distance between the electrodes was set to 150 mm. The diameter of the electrode of the back arc was chosen 1.0 mm, and its current was 250 A. The feed speed of the electrode wire was 600 m / h. The voltage at the front arc is 34 V, at the rear 31 V. In this mode, the joint leg from the action of the back arc K = 6 mm was also obtained. The macrosection received a penetration of a fillet weld welded with a front electrode of 3 mm and an area of penetration of the base metal of 8 mm 2 . The penetration of the fillet welded by the rear electrode was 3.3 mm and the penetration area of the base metal was 8 mm 2 .
Таким образом, предлагаемый способ обеспечивает технический эффект, заключающийся в снижении провара основного металла от действия задней дуги, уменьшении площади проплавления основного металла и снижении сварочных деформаций. Способ может быть осуществлен с помощью известных в технике средств, известных и применяемых на производстве источников питания для сварки, плавящихся электродов разного диаметра. Следовательно, предлагаемый способ обладает промышленной применимостью.Thus, the proposed method provides a technical effect, which consists in reducing the penetration of the base metal from the action of the back arc, reducing the penetration area of the base metal and reducing welding deformations. The method can be carried out using means known in the art, known and used in the manufacture of power sources for welding, melting electrodes of different diameters. Therefore, the proposed method has industrial applicability.
Claims (1)
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| RU2015109907/02A RU2593244C1 (en) | 2015-03-20 | 2015-03-20 | Method for two-side arc welding of tee joints |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| RU2015109907/02A RU2593244C1 (en) | 2015-03-20 | 2015-03-20 | Method for two-side arc welding of tee joints |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| RU2593244C1 true RU2593244C1 (en) | 2016-08-10 |
Family
ID=56612768
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| RU2015109907/02A RU2593244C1 (en) | 2015-03-20 | 2015-03-20 | Method for two-side arc welding of tee joints |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| RU (1) | RU2593244C1 (en) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN106735772A (en) * | 2016-12-29 | 2017-05-31 | 吉林大学 | The device and method of the double arc automatic MIG weldering welding of aluminum alloy two-side |
| RU2697545C1 (en) * | 2018-08-17 | 2019-08-15 | Акционерное общество "Центр технологии судостроения и судоремонта" (АО "ЦТСС") | Method for laser-arc welding of fillet welds of t-joints |
Citations (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| SU612771A1 (en) * | 1976-12-01 | 1978-06-30 | Предприятие П/Я М-5188 | Apparatus for arc welding of angular seams of t-joints |
| SU766785A1 (en) * | 1978-10-16 | 1980-09-30 | Предприятие П/Я Р-6719 | Method of automatic two-arc welding of thin-walled t-joints |
| US4258247A (en) * | 1976-08-27 | 1981-03-24 | Mitsubishi Denki Kabushiki Kaisha | Method of producing welded joint including non-welded portion |
| SU1013165A1 (en) * | 1981-12-28 | 1983-04-23 | Предприятие П/Я М-5671 | Method of automatic two-arc brazing of tee joints |
-
2015
- 2015-03-20 RU RU2015109907/02A patent/RU2593244C1/en not_active IP Right Cessation
Patent Citations (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US4258247A (en) * | 1976-08-27 | 1981-03-24 | Mitsubishi Denki Kabushiki Kaisha | Method of producing welded joint including non-welded portion |
| SU612771A1 (en) * | 1976-12-01 | 1978-06-30 | Предприятие П/Я М-5188 | Apparatus for arc welding of angular seams of t-joints |
| SU766785A1 (en) * | 1978-10-16 | 1980-09-30 | Предприятие П/Я Р-6719 | Method of automatic two-arc welding of thin-walled t-joints |
| SU1013165A1 (en) * | 1981-12-28 | 1983-04-23 | Предприятие П/Я М-5671 | Method of automatic two-arc brazing of tee joints |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN106735772A (en) * | 2016-12-29 | 2017-05-31 | 吉林大学 | The device and method of the double arc automatic MIG weldering welding of aluminum alloy two-side |
| RU2697545C1 (en) * | 2018-08-17 | 2019-08-15 | Акционерное общество "Центр технологии судостроения и судоремонта" (АО "ЦТСС") | Method for laser-arc welding of fillet welds of t-joints |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| US9782850B2 (en) | Method and system to start and use combination filler wire feed and high intensity energy source for welding | |
| US9718147B2 (en) | Method and system to start and use combination filler wire feed and high intensity energy source for root pass welding of the inner diameter of clad pipe | |
| US10052707B2 (en) | Method and system to use AC welding waveform and enhanced consumable to improve welding of galvanized workpiece | |
| KR102093528B1 (en) | Method of and system for starting and using in combination a filler wire feed and arc generating source for welding | |
| US8610031B2 (en) | Method of arc welding root pass | |
| US20170252848A1 (en) | Method and system of using comsumable with weld puddle | |
| US20130327749A1 (en) | Method and system to start and use combination filler wire feed and high intensity energy source for welding aluminum to steel | |
| KR101729428B1 (en) | Method for narrow-groove gas-shielded arc welding | |
| CN109732210B (en) | A galvanometer laser-hot wire composite pipeline automatic welding method and device | |
| US11453077B2 (en) | Method and system of using a consumable and a heat source with a weld puddle | |
| US20130092667A1 (en) | Method and System to Start and Use Combination Filler Wire Feed and High Intensity Energy Source for Welding | |
| KR101991608B1 (en) | Horizontal fillet welding method, horizontal fillet welding system and program | |
| JP2006224130A (en) | Combined welding with laser and mag arc | |
| RU2697545C1 (en) | Method for laser-arc welding of fillet welds of t-joints | |
| US20130136940A1 (en) | Welding system, welding process, and welded article | |
| CN106563870A (en) | Twin-tungsten-electrode electronic swing arc (ESA) argon arc welding | |
| JP6119974B2 (en) | Fillet welding method for T-type welded joints | |
| CN116441729A (en) | Full penetration welding method of steel bridge U-rib joint based on laser swing-arc welding | |
| RU2593244C1 (en) | Method for two-side arc welding of tee joints | |
| JP2016209891A (en) | Parallel fillet welding method, parallel fillet welding system and program | |
| RU2497644C2 (en) | Multiarc welding of welded blanks | |
| RU2739308C1 (en) | Method of arc welding of aluminium alloys with combination of non-consumable and consumable electrodes | |
| KR20190008085A (en) | Method and system of using a consumable and a heat source with a weld puddle | |
| Reisgen et al. | Laser submerged arc welding (LUPuS) with solid state lasers | |
| RU2668625C1 (en) | Formulated pipe stock butt joint laser-arc welding with consumable electrode method in an atmosphere of shielding gas |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| MM4A | The patent is invalid due to non-payment of fees |
Effective date: 20170321 |