Reduction of fume and gas emissions using innovative gas

Int J Adv Manuf Technol (2010) 50:557–567
DOI 10.1007/s00170-010-2551-4
ORIGINAL ARTICLE
Reduction of fume and gas emissions using innovative gas
metal arc welding variants
Ines Pires & Luisa Quintino & Victor Amaral &
Tobias Rosado
Received: 24 September 2009 / Accepted: 26 January 2010 / Published online: 20 February 2010
# Springer-Verlag London Limited 2010
Abstract New environmental, health and safety legislation,
both in the EU and in the USA, is driving the need for the
study of new welding processes, and the selection of the
operational procedures that will reduce fume emissions and
will promote a healthier, safer and more productive work
environment. Actually, there are a significant number of
publications related with gas metal arc welding hazards.
However, for the new gas metal arc welding hazards
variants, especially cold metal transfer, there is no data
available concerning fumes and gases emissions. This paper
attempts to point out ways of reducing the harmful effects
of gas metal arc welding processes using different filler
materials, different shielding gases, different operational
welding procedures and three welding processes: gas metal
arc welding process and two variants, pulsed gas metal arc
welding and cold metal transfer. The effect of nitrogen
oxide addition to the shielding gas composition on the
amount of welding fumes and gaseous emissions produced
during welding is also analysed. The amount of fume and
gases generated during welding was measured over a range
of current intensity and arc voltages, using the standard
procedures contained in EN ISO 15011-2 [1]. The data
presented give a summary of the different gas metal arc
welding variants and their relations to fume generation rates
and gases emitted. The results obtained give indications on
measures to be taken in order to reduce fume and gas
I. Pires (*) : L. Quintino : V. Amaral
IST—UTL Instituto Superior Técnico, IDMEC,
Instituto de Engenharia Mecânica,
TULISBON, Av. Rovisco Pais,
1200 Lisbon, Portugal
e-mail: [email protected]
T. Rosado
ISQ—Instituto de Soldadura e Qualidade,
Lisbon, Portugal
emissions. In general, the minimisation of fume formation
rate can be achieved by using lower energy gas metal arc
welding variants, gas shielding with low CO2 and O2
contents and “green” wires.
Keywords Gas metal arc welding . Fume formation rate .
Gas emissions . Cold metal transfer
1 Introduction
Any material is a potential source of fume when heated.
Welding is accompanied by high-temperature heating and
evaporation of base and electrode metal. Welding fume is a
result of condensation of the gas and vapour mixture
formed when welding [2].
Welding fumes are very small particles that are formed
when the vaporised metal rapidly condenses in air, and are
typically too small to be seen by the naked eye, but
collectively, form a visible plume. Welding fume gets into
the welder’s body mainly through the breathing organs. It is
known that the most respirable particles are of size 0.1 to
5 μm; particles more than 5 μm in size are deposited in the
upper respiratory tract and those less than 0.1 μm in size are
mainly removed from the body by exhalation [2, 3]. Thus,
welding fume particles are among the most respirable ones
(Fig. 1).
The health effects associated with metal fumes depend on
the specific metals present in the fumes, but there is a
concern that these may range from short-term illnesses, such
as metal fume fever (i.e. flu-like symptoms), to long-term
lung damage and/or neurological disorders, such as lung
cancer and/or Parkinson’s disease [4–6].
Gases are also generated from welding, which may
include carbon monoxide, ozone and nitrogen oxides.
22
Int J Adv Manuf Technol (2010) 50:557–567
Fig. 1 Particle sizes of different
fumes [3]
Carbon monoxide (CO) is an odourless, colourless gas that
may be formed by the use of carbon dioxide (CO2) as a
shielding gas. Overexposure to CO inhibits the body’s red
blood cells to sufficiently carry oxygen to other tissues
within the body, which subsequently results in asphyxiation.
Welding does not normally generate CO at high enough
levels to be a concern; however, high levels of carbon
monoxide may potentially accumulate when welding in
confined spaces. There is also a potential of an oxygendeficient atmosphere if welding inside of a confined or
enclosed space if an inert gas (such as argon) is used as the
shielding gas [7].
Nitrogen dioxide and nitric oxide are produced by the
interaction of ultraviolet light (from the welding arc) with
the surrounding air. These compounds are irritating to the
eyes, nose and throat. High exposures can also cause fluid
in the lungs and other long-term pulmonary illnesses [8].
The present paper addressed welding fume emissions effect
on the breathing area of the welder though its impact is also
important on what concerns climatic changes, since the
welding arc is an emitter of ozone, carbon dioxide and
other pollutants.
arc between the base metal and a continuously fed
consumable electrode. Shielding gas (necessary to protect
the weld bead and weld pool) is supplied externally. Due to
the intense current levels, GMAW produces significant
levels of fumes and nitrogen oxides.
The process is versatile, since it can be applied for all
position welding; it can be easily automated and can easily
be integrated into the robotized production centres. These
advantageous features of this process have motivated many
researchers to study the GMAW process in detail [8].
Despite its wide application, the GMAW process has some
limitations regarding the control of metal transfer. Although
GMAW was initially developed as a high deposition, high
welding rate process facilitated by continuous wire feed and
high welding currents, susceptibility to porosity and fusion
defects, limited its use to applications where weld quality was
not of paramount importance [8]. However, in recent years,
as the industries have striven to become more efficient, there
has been renewed interest to improve quality and to
overcome the limitations of conventional GMA welding
which led to the development of new variants. Examples are
the use of pulsed current in the 1980s and more recently, the
cold metal transfer (CMT) [9–11].
1.1 Welding processes and fume generation rates
1.1.2 Pulsed gas metal arc welding
The type of welding process is directly related to the
amount of fumes and gases that are generated. Therefore, it
is important to have a basic understanding of the welding
process in order to assess the risk of exposure.
1.1.1 Gas metal arc welding
Gas metal arc welding (GMAW) is typically used for most
types of metal. This process involves the flow of an electric
The pulsed GMAW (GMAW-P) process works by forming
one droplet of molten metal at the end of the electrode per
pulse. Then, just the right amount of current is added to
push the droplet across the arc and into the puddle. Unlike
conventional GMAW, where current is represented by a
straight line, pulsed GMAW drops the current at times
when extra power is not needed, therefore cooling off the
process. It is this “cooling off” period that allows pulsed
23
Int J Adv Manuf Technol (2010) 50:557–567
GMAW to weld better on thin materials, control distortion
and run at lower wire feed speeds [8].
shielding gas mixture on the fume formation rate and gas
concentration.
1.1.3 Cold metal transfer
2 Materials and methods
The recently new welding technique called CMT was
introduced by Fronius in 2005. From the point of view of
welding, ‘cold’ is a relative concept. In the CMT technique,
the work pieces to be joined remain considerably ‘colder’ than
in conventional GMAW process. The main characteristic that
distinguishes the CMT welding process from the conventional
GMAW is the incorporation of the wire motion into processcontrol. The wire is moved forward and backward—once
short circuit has happened—with a frequency of up to 70 Hz.
The wire retraction assists droplet detachment and thus a
current-free material transfer. Due to the nearly current-free
material transfer and the discontinuation of the short circuit,
the heat input is substantially reduced compared to conventional metal arc welding and it is virtually spatter-free [9, 10].
In addition to the welding process, studies have shown that
the fume generation rate is also influenced by the welding
procedures, the chemical composition of the shielding gases,
the filler and the base material, the presence of coatings and
the time and severity of the exposure [11, 12].
With the outcome of new welding equipment and
consumables the welding characteristics and applications were
considerably improved, simultaneously the revision of exposure limits has resulted in even lower limits on the release of
toxic substances during welding and this downward trend can
be expected to continue in coming years, as a way to reduce
the incidence of professional diseases in welders [7–13].
As a result of these new impositions, manufactures of
both equipment and consumables are forced to take severe
measures in order to decrease pollutant emissions.
Actually, there are a significant number of publications
related with GMAW hazards [14–17]. However, for the
new GMAW variants, especially CMT, there is no data
available concerning fumes and gases emissions, being its
evaluation of great interest.
In what concerns the influence of shielding gas mixtures on
fume emissions there is also well-documented literature.
However, there are shielding mixtures that give rise to some
discussion/controversy, as those for which little quantities of
NO (nitrogen oxide) has been added. These mixtures have
been introduced in the market some years ago claimed to have
environment benefits, although never rightly confirmed.
The mechanism of fume formation was already been a
matter of study by the authors [15, 18], thus it will not be
discussed in the present paper.
In this context, the present paper describes a comparative
study between the fume and gases emissions resultant of
GMAW process and of two of its variants (GMAW-P and
CMT). It also studied the influence of NO addition to the
Three arc welding processes were tested, GMAW, GMAW-P
and CMT, using the AUTROD 12.51 filler wire, to study their
influence on the fume and gases produced during welding.
The study aimed at analysing the fume formation rate and gas
concentration in order to assess the process with best features
in terms of health and safety at work.
With the purpose of analysing the influence of NO
additions on the fume and gases emitted during arc welding,
two shielding gas mixtures were also studied, Ar+8%CO2 and
Ar+8%CO2+0.03%NO. Shielding gas mixtures are used to
protect the welding area from the deleterious effects of
atmospheric gases.
It was also the purpose of this work to analyse the
influence of different filler wires on fume generation rate,
using GMAW. In this context, the following wires were
tested: AUTROD 12.50 without Cu; AUTROD 12.51
containing copper in its covering; fluxed cored SAFDUAL
Green 201 and SAFDUAL Green 207.
Afterwards, two wires were selected, SAFDUAL Green
207 and AUTROD 12.51, for an in depth analysis of
shielding gas mixtures on fume formation rate, using the
GMAW process. Five different shielding gas mixtures were
tested, for that purpose, namely: Ar+10%CO2; Ar+18%CO2;
Ar+5%CO2+4%O2; Ar+13%CO2+4%O2 and Ar+10%
CO2+30%He. Filler wires compositions are shown on
Tables 1 and 2.
In order to study the fumes and gases produced during
welding, bead-on-plate welds were made, in steel plates of
6 mm thickness (see composition in Table 3), within a
range of welding current intensity from 36 to 80A for a
wire of 0.8 mm, and from 75 to 300A for 1.2 mm wire.
Within this range, the parameters were chosen so that
acceptable quality welds could be obtained for each of the
studied cases, thus allowing comparison between shielding
mixtures and processes. Lower current values are important
to compare low energy variants, as CMT and GMAW-P,
with GMAW, while higher values of current are needed to
compare consumables in order to cover the range of
parameters used for root and thin pass welds as well as
filler welds. Test conditions are shown on Table 4.
Table 1 AUTROD filler wires typical weld metal chemical composition
Filler wires
AUTROD 12.50
AUTROD 12.51
C (%)
Mn (%)
Si (%)
0.1
0.1
1.5
1.5
0.9
0.0
24
Int J Adv Manuf Technol (2010) 50:557–567
Table 2 SAFDUAL filler wires typical weld metal chemical
composition
Filler wires
Table 4 Welding parameters used for experimental tests
Parameters
1.2mm wire
0.8mm wire
0.6
Current [A]
Voltage [V]
From 75 to 300
From 10 to 28
From 36 to 80
From 10.1 to 22.7
0.86
Wire feed speed [m/min]
1.4 to 7.7
1.7 to 10.5
Welding speed [mm/min]
Gas flow [l/min]
470
15
470
15
Electrode’s extension [mm]
13
13
C (%)
P (%)
S (%)
Mn (%)
Si (%)
SAFDUAL Green 201
0.05
0.011
0.014
1.5
SAFDUAL Green 207
0.05
0.01
0.08
1.68
An electrode wire of 1.2 mm was used, except for the
study which envisages a comparison between CMT,
GMAW and GMAW-P, were an electrode wire of 0.8 mm
was used instead, as it allows to weld with lower current
levels typical of the CMT process.
A power supply Fronius—Transpulse Synergic 4000
was used to conduct the study. The torch was maintained on
a simple mechanised system. A computer equipped with an
analogue-to-digital (A/D) conversion board was used to
sample the current, the voltage and the wire feed speed
during welding.
Fume formation rate (FFR) and gases emissions were
measured using the standard procedures described in EN ISO
15011-2 [1]. For this, a fume chamber was built (Fig. 2). A
turntable was used, upon which the plates were fixed. The
air flow rate through the fume chamber was 100 m3/h.
The fume emitted was collected on pre-weighted glass
fibre filtres with a 240 mm diameter (Whatman GF/A) which
were then re-weighted to give the total weight of fumes
produced. The weight was then used along with the arc time to
calculate FFR. In these experiments, arc time employed was
60 s. For the purpose of this work, the FFR is defined as the
weight of fume generated per unit of arcing time and is quoted
in grams per minute. Before being used, the filtres were heated
during 1 h at 150°C, for complete dryness.
To obtain a more accurate and consistent result, each test
was made three times, and the results presented are the
average of these measurements.
Relative to gas concentrations a similar procedure was
followed. To measure CO and NOx emissions a Testo 350-S
flue gas analyser was used. The probe was placed as shown
in Fig. 3.
during welding, through general and local extraction, is not
always adequate. The magnitude of the hazard created by
welding fumes depends on the composition and concentration
of the fumes and gases and on the exposure time.
Figure 4 represents the evolution of fume formation rate
with the current intensity for the Ar+8%CO2 and Ar+8%
CO2+0.03%NO shielding gas mixtures, produced during
CMT welding.
The trend of the curves is similar for both mixtures.
Globally, the figure indicates that the fume formation rate
increases with current intensity, being the slope of the curve
more accentuated for current intensities higher than 200 A.
This increase is related, not only to the higher arc
temperature, but also to the fact of CMT has been used
with current intensity levels higher than the ones advised by
the manufacturer for this low current GMAW variant. This
can lead to different phenomena, namely arc instabilities
which influence negatively fume generation. This procedure
was used for the sake of having comparable results with the
different GMAW variants.
From Fig. 4, it can also be seen that when NO is added
to the shielding gas mixture the fume formation rate also
increases, although that difference is not important. Similar
results were obtained with the GMAW process.
The short increment of fume formation rate, with NO
addition might be related to a more unstable electric arc,
Fig. 2 Fume chamber used in
the experimental procedure,
where 1 air flow probe, 2 fibre
filtre, 3 welding gun fixture
(dimensions in mm) [1]
3 Results and discussion
3.1 Influence of NO addition to the shielding gas
The reduction of fume emissions at source is of extreme
importance since the effective control of fumes emitted
Table 3 Base metal composition of 6 mm thickness
Base metal
(Steel St52.3)
C (%)
0.2
P (%)
0.035
S (%)
0.035
Mn (%)
1.6
Si (%)
0.55
25
Int J Adv Manuf Technol (2010) 50:557–567
Fig. 3 Fume chamber prepared
for gas emissions analysis,
illustration the Testo 350-S flue
gas analyser
which promotes spatter, as well as to an increase of the
oxidising content of the mixture that increases the arc
temperature as a result of the exothermic reactions between
oxidising elements and the weld pool elements. It should be
noted, however, that due to the small amount of NO added;
only 0.03%, this phenomena only happens in a small
extent.
Relative to the gas concentration seen in Fig. 5, which
represents CO, NO and NO2 concentration with current
intensity, the CO concentration is identical for both
mixtures, and that this value increases with the increase of
current intensity, being at approximately 200 A above the
reference exposure limit for this substance.
FFR CMT: NO influence
0.9
0.8
FFR (mg/s)
0.7
0.6
0.5
0.4
In what concerns the nitrogen oxides concentration it can
be seen that NO and NO2 mixtures are below the reference
exposures limits [14].
The CO concentration is related with the CO2 content of
the shielding gas mixture, and increases with the increase of
ultraviolet radiation, due to the CO2 decomposition. CO
emissions might also result from oxidation and evaporation
of carbon from the base material and welding wire although
further experimentation needs to be carried out to confirm
this. It should be noted that for current levels above 200 A
the CO emissions exceeded the exposure limit for 8 h
reference period for that gas [14]. Thus, actions need be
taken in order to reduce these values. This can be achieved
by improvement of ventilation, use of welding helmets with
air ventilation or fume sensors and reduce CO2 content in
shielding gas.
In what concerns emissions of nitrogen oxides it can be
seen that NO2 emission are higher using Ar+CO2+0.03%
NO as shielding gas. This result, as well as the results of
fume emissions, indicates that NO addition does not bring
any benefit in terms of the quality of the environment for
the welder.
0.3
0.2
3.2 GMAW versus CMT
0.1
0
0
50
100
150
200
250
300
I(A)
Ar+8%CO2
Ar+8%CO2+0.03NO
Fig. 4 Variation of fume formation rate with the current intensity for
Ar+8%CO2 and Ar+8%CO2+0.03%NO shielding gas mixtures, with
CMT
CMT and GMAW fume emissions can be observed in
Fig. 6, which represents the evolution of fume formation
rate with current intensity for the two welding processes
referred, Fig. 6 shows that GMAW leads to higher fume
formation rate comparatively to CMT.
As referred previously, fume formation rate increases
with current intensity, which can also be seen in Fig. 6.
26
Int J Adv Manuf Technol (2010) 50:557–567
b
CO concentration
60
25
40
20
30
20
NO Concentration
30
50
PPM
a
PPM
Fig. 5 Variation of gases
emissions with the current
intensity for Ar+8%CO2 and Ar
+8%CO2+0.03%NO shielding
gas mixtures, with CMT. a CO
concentration, b NO concentration and c NO2 concentration.
The long-term exposure limited
for each analysed gas is also
indicated in the figure
15
10
10
5
0
0
0
50
100
150
200
250
300
0
100
c
300
NO2 Concentration
3
2,5
PPM
200
I(A)
I(A)
Long-term exposure limit
(8-hour TWA reference period)
[ppm]
CO
30
NO
25
NO2
3
2
1,5
1
Ar+8%CO2+0.03NO
Ar+8%CO2
Exp.Limit
0,5
0
0
100
200
300
I(A)
These results give an indication that CMT generates
lower fumes during welding comparatively to GMAW, and
that a correct parameter configuration is essential to reduce
harmful emissions.
GMAW leads to higher fume formation rate comparatively to CMT. This result is essentially related to the fact
that the CMT process is used with heat inputs substantially
reduced compared to GMAW and is virtually spatter-free.
To lower heat inputs corresponds lower arc temperature and
consequently lower heating and evaporation. To less spatter
(i.e. projection of small particles) corresponds less material
that is projected for regions outside the influence of
shielding gas that are oxidised and vaporised.
As referred previously fume formation rate increases
with current intensity. However, fume formation rate is also
related to metal transfer modes. In CMT the metal transfer
FFR: CMT vs GMAW
1.4
1.2
FFR (mg/s)
1
0.8
0.6
0.4
CMT
0.2
0
GMAW
0
50
100
150
200
250
300
I [A]
Fig. 6 Variation of fume formation rate for CMT and GMAW with
the current intensity, using Ar+8%CO2+0.03%NO as shielding gas
mixture and a 1.2 mm, AUTROD 12.50, filler wire
mode is always a controlled short circuit, independent of
the current intensity, so fume formation rate should increase
progressively with its increase. Nevertheless, there is a
substantial increase of fume emitted for currents levels
above 200 A, which might be related to the fact of this
process has been developed to be used for lower current
intensities. Using higher currents causes some arc instability
and consequently higher fume emissions.
In what regards GMAW, metal transfer modes vary with
the increase of current intensity, ranging from short circuit
to globular and spray. Consequently, the fume formation
rate increase with current intensity is not linear and there is
a decay in that value for current intensities around 200 A.
This decay is related to the change from an unstable transfer
mode, globular, to a more stable one, i.e. spray. If more
tests were done for higher current intensities fume
emissions should continue to increase again, this time due
to the temperature increase.
The results of gas concentration indicate that CO
emissions are higher for GMAW comparatively to CMT,
although both are above the reference exposure limit, for
current intensities higher than 120 A.
Nitrogen oxides are created due to the turbulent flow
of the shielding gas in contact with hot metal sheet, due
to the CMT process characteristics it promotes an
increase of shielding gas mixture turbulence in the
shielding zone, comparatively to GMAW, which leads
to an increase of nitrogen oxide emissions, as it can be
observed in Fig. 7.
CO concentrations are higher for GMAW comparatively
to CMT due to the higher heat input and ultraviolet
radiation associated with the former process. NO and
NO2 are generated as by-products in most arc welding
processes as a result of the heating of air in the arc. High
27
Int J Adv Manuf Technol (2010) 50:557–567
a
b
CO Concentration
60
50
NO2 Concentration
2
1,5
PPM
40
PPM
Fig. 7 Variation of gases
emissions with the current
intensity for CMT and GMA,
using Ar+8%CO2+0.03%NO as
shielding gas mixture, and a
1.2 mm, AUTROD 12.50, filler
wire. a CO concentration, b NO
concentration and c NO2
concentration
30
1
20
0,5
10
0
0
50
100
150
200
250
300
0
0
50
100
I (A)
c
150
200
250
300
I (A)
NO Concentration
2
Long-term exposure limit
(8-hour TWA reference period)
[ppm]
CO
30
NO
25
NO2
3
PPM
1,5
1
0,5
0
0
50
100
150
200
250
CMT
GMAW
300
I (A)
N2 þO2 $ 2NO
ð1Þ
N2 þ2O2 $ 2NO2
ð2Þ
At low temperatures both reactions are displaced far to
the left but when the temperature increases, in particular to
temperatures above 500–1,000°C, the oxidation of nitrogen
in the air increases strongly. Furthermore, the relative
NO/NO2 formation ratio increases with the temperature, i.e.
the NO formation increases relatively compared to the NO2
formation, according to the mass balance [7]:
2½NO2 $ 2½NO þ ½O2 ð3Þ
The increase in NOx emission rate as well as the change in
NO/NO2 ratio, observed in Fig. 7, can be explained by the
larger volume of air heated and the heating temperatures.
Nitrogen oxides are created due to the turbulent flow of the
shielding gas in contact with hot metal sheets: the surrounding
air is mixed with the shielding gas near the protection
boundary and nitrogen becomes monatomic (due to the arc’s
influence) and blends with oxygen to create NO and NO2. In
CMT welding process the electrode wire is moved forwards
and backwards—once short circuit has happened, resulting
in electric arc discontinuities (i.e. successive arc extinction
and reignition). This process characteristic promotes an
increase of shielding gas mixture turbulence in the shielding
zone, comparatively to GMAW, which leads to an increase
of nitrogen oxide emissions.
The welding tests were made, in this case, with low values
of current intensity, in order to simulate the conditions used
in practise for these new variants, especially CMT. Under
these circumstances all processes operate in short circuit
metal transfer mode, although for CMT and GMAW-P this
transfer mode is controlled.
The pattern of the CMT and GMAW-P curves represented
in Fig. 8 is similar. From the same figure it is possible to
observe that fume formation rates are superior in GMAW
comparatively to CMT and GMAW-P.
This result is related not only to the higher heat inputs,
but also to the higher levels of spatter resultant of the lower
arc stability associated with the short circuit transfer mode
in GMAW, as within these welding tests all processes
operate in short circuit metal transfer mode, although for
CMT and GMAW-P this transfer mode is controlled.
It can be concluded that from the three processes
studied the CMT and GMAW-P exhibited the lowest and
Fume Formation Rate
0.4
CMT
GMAW-P
GMAW
0.35
0.3
FFR (mg/s)
temperatures cause the oxidation of nitrogen in the air
according to [7]:
0.25
0.2
0.15
0.1
0.05
0
30
3.3 GMAW versus GMAW-P and CMT
The results of fume formation rate with current intensity for
the three welding process in study are represented in Fig. 8.
40
50
60
I [A]
70
80
90
Fig. 8 Variation of fume formation rate for CMT, GMAW-P and
GMAW with the current intensity, using Ar+8%CO2 as shielding gas
mixture and a 0.8 mm, AUTROD 12.50
28
Int J Adv Manuf Technol (2010) 50:557–567
similar fume formation rate, while GMAW produced the
highest.
Figure 9 illustrates the results of gases concentration
during CMT, GMAW and GMAW-P welding tests. For the
current levels used during these welding trials the gas
emissions are below the reference exposure limits.
Relatively to the gases concentration, for GMAW-P,
the same observations already made for CMT can be
assumed.
FGRfume ¼ Mfume =Mfiller metal ; ½mg=kg
ð4Þ
where:
Mfume
Mfiller metal
Mass of fume, [mg]
Mass of filler metal-deposit, [kg]
The calculation of the mass of the deposited metal was
done according to the expression:
3.4 Influence of filler wire
To analyse the influence of different types of filler wires on
fumes produced during GMAW, four C-Mn steel wires
were selected.
The results of these tests are presented in terms of fume
generation rate (FGR) instead of fume formation rate. The
adoption of such unit of measure was necessary to make
possible the comparison of the results between cored
(green) wires and solid wires. The adoption of other units
of measure, like [mg/s] or [g/min], normally adopted in the
case of solid wires would not be appropriate, as the
efficiencies of deposition of a solid wire and a cored one
are totally different. From the above, time is not a valid
parameter to allow a reliable comparison, thus FGR value
in (mg of formed fumes)/(kg of deposited material) was
used.
CO Emissions
a
In order to calculate the fume generation rates [mg/kg
filler metal deposit] the following expression was used:
Mfiller metal ¼ Vwire : g:10 3; ½kg
ð5Þ
where:
Mfiller metal
Vwire
vwire ¼
Mass of filler metal-deposit, [kg]
Volume of wire (filler metal used in test),
[dm3]
Weight by volume, [kg/m3] and
pd 2 » » » 3
v t 10 ;
4
dm3
ð6Þ
where, d is the wire diameter, mm; v is the wire speed, m/s
and t the time of test, s.
Figure 10 represents a comparison of the fume generation
rate with current intensity for different filler wires.
b
60
NO2 Emissions
3
2,5
50
2
PPM
PPM
40
30
1,5
20
1
10
0,5
0
0
0
20
40
60
80
100
0
20
I [A]
40
60
80
100
I [A]
NO Emissions
c
30
25
Long-term exposure limit
(8-hour TWA reference
period)
[ppm]
CO
30
NO
25
PPM
20
15
10
CMT
GMAW-P
GMAW
Exp. Limit
5
0
0
20
40
60
80
100
I [A]
Fig. 9 Variation of gases emissions with the current intensity for
CMT GMAW-P and GMA, using Ar+8%CO2NO as shielding gas
mixture and a 0.8 mm, AUTROD 12.50. a CO concentration, b NO
concentration and c NO2 concentration. The long-term exposure
limited for each analysed gas is also indicated
29
12000
12000
10000
10000
8000
8000
(mg/kg)
(mg/kg)
Int J Adv Manuf Technol (2010) 50:557–567
6000
4000
2000
0
100
6000
4000
2000
150
200
250
300
0
100
350
I (A)
Green 207
Green 201
Solid wire Cu coated
Solid wire without Cu coat
By observation of the results the following considerations may be drawn:
–
–
–
–
–
–
200
250
300
350
I(A)
Fig. 10 Influence of filler wires on fume generation rate, using Ar
+10%CO2 as shielding gas
–
150
As a general remark it may be observed that the results are
significantly scattered. Furthermore, it is possible to
notice that the FGR does not always follow similar trend
since low FGR values are observed both at low as well as
at high current values. The peaks are observed, as
expected, for values around the spray transition current.
For higher values of welding current (300 A) it can also
be noticed that the “green” wires do not generate
significantly more fumes than the solid wires.
In the case of the solid wire, 12.50, without Cu in its
covering is possible to notice a quite low value of FGR
(2.000 mg/kg), in particular at low current level
(140 A).
Also the solid wire 12.51 containing copper in its
covering showed a very good FGR value (3.900 mg/kg
deposit), for the lower welding current intensity.
Relative to the fluxed cored wires green 201 leads to
higher FGR comparatively to the green 207, although
that difference is reduced.
The removal of copper coat has not significant
influence in fume emission rate.
The fume generation rate peak at 250 A is consistent
and is related with the transition current from globular
to spray.
Ar+18%CO2
Ar+5%CO2+4%02
Ar+5%O2
Ar+8%CO2
Fig. 11 Influence of shielding gas mixtures on fume formation rate,
using filler wire Safdual green 207
can decide on cored wires and binary gas mixtures. Minimum
values can be achieved by reducing the CO2 content in the
mixtures and using metal cored wires, which lead to FFR
very similar to solid wires and higher productivities.
Relative to the solid wire with copper coat, the results of
fume formation rate are summarised in Fig. 12.
Shielding gas mixtures with higher CO2 contents leads
to higher fume generation rates. This fact is related to:
–
–
–
–
Decrease of arc stability. There is a higher amount of
spatter released during welding, which is projected for
regions outside the influence of the shielding gas and
are oxidised and vaporised.
Increase of thermal conductivity of the mixture, which
promotes a reduction of the conduction zone, being
almost all the generated heat concentrated in that
region. Therefore, there is a local and intense heating
of the molten droplet that enters rapidly in ebullition.
Increase of the active (CO2) content of the mixture.
When the amount of carbon dioxide in the mixture
increases, the reaction rate that occurs in the weld pool
also increases. This is the result of the decomposition
of CO2 into CO and O2.
Oxidising content of the mixture. This increases the arc
temperature as a result of the exothermic reactions
between oxidising elements and the weld pool elements.
10
3.5 Influence of shielding gases
(mg/s)
In order to study the influence of shielding gas mixture two
sets of experiments were made; one using a metal green
wire and the other using a solid wire coated with copper.
The results obtained with the cored wire (green 207),
using different shielding gas mixtures are illustrated in
Fig. 11.
Globally, the figure indicates that the fume generation
does not always follow a similar trend. In order to achieve
smaller fume formation rates with high productivity, the user
8
6
4
2
0
100
150
200
250
300
350
I(A)
Ar+10%CO2
Ar+10%CO2+30%He
Ar+13%CO2+4%O2
Ar+5%CO2+4%O2
Fig. 12 Influence of shielding gas mixtures on fume formation rate,
using filler wire Autrod 12.51 with Cu coat
30
Int J Adv Manuf Technol (2010) 50:557–567
The FGR values are greatly scattered independent of
the combination wire (green i.e.: flux cored, or solid with
or without Cu in the cover) and shielding gas mixture
(binary with different contents of active gas, CO2 or O2,
or ternary).
It can also be noticed that the positive effect of the green
(cored) wires, in terms of reduction of FGR values, is
stronger at the higher values of welding current (300 A) and
it is also reasonable to expect that this might further be
reduced if the current would increase.
4 Conclusions
Control of fumes at the source, by modification of process,
procedures and/or consumables, can be used to complement
existing control strategies. A systematic approach to fume
control by GMAW process modification contributes to a
reduction and clarification of fume emission and will support
on making decisions to provide a healthier environment for
welders.
This paper attempts to point out ways of reducing the
potential harmful effects of gas metal arc welding processes.
The data presented gives a summary of the different gas
metal arc welding procedures and their relations to fume
generation rates and gases emitted. The results obtained have
shown that:
–
–
The fume formation rate is closely dependent on the
welding parameters. By selecting the right welding
parameters, namely the welding current intensity, FFR
can be reduced.
In general, fume formation rate increases with welding
current intensity, with exception of the transition
current range, where short circuit/globular to spray
transfer occurs.
Relative to GMAW variants:
–
–
–
The fume formation rate decreases with the arc stability
and with the decrease of arc temperature. Therefore,
CMT and GMAW-P leads to lower fume formation
rates comparatively to GMAW.
CO emissions increase with the increase of heat
input and arc temperature. Therefore, CMT and
GMAW-P lead to lower CO emissions comparatively
to GMAW.
Nitrogen oxides increase with the turbulent flow of the
shielding gas in contact with hot metal sheet. Therefore,
the CMT process generates higher emissions of these
compounds.
Relative to the shielding gas mixtures:
–
The NO addition to the shielding gas mixtures also
affects FFR and nitrogen oxide emission. The fume
–
formation rate increases and nitrogen oxides emissions
increase with the addition of NO to the shielding gas.
The fume formation rate increases with the increase of
CO2 and O2 in the mixture.
Relative to the filler wires:
–
–
–
Metal cored or solid wires with shielding gas mixtures
with low CO2 content gives rise to lower fume
emissions.
“Green” wires are quite “environmentally friendly”,
leading to lower emissions than more conventional
fluxed cored wires.
For solid wire with or without copper cover no
significant differences were observed, although
FGR with the wire without Cu cover were slightly
lower.
References
1. EN ISO 15011-2 (2003) Health and safety in welding and allied
processes—laboratory method for sampling fume and gases
generated by arc welding—Part 2: Determination of emission
rates of gases, except ozone. May
2. Voitkevich V (1995) Welding fumes—formation, properties and
biological effects. Abington, Cambridge
3. Magnusson EJ, Rosendahl CH (1980) Studies of the possibilities
of classifying welding electrodes according to fume generation.
IIW Doc. II-923
4. Lu L, Zhang L, Li G, Guo W, Liang W, Zheng W (2005)
Alteration of serum concentrations of manganese, iron, ferritin,
and transferrin receptor following exposure to welding fumes
among career welders. NeuroToxicology 26:257–65
5. Racette BA, Tabbal SD, Jenning D (2005) Prevalence of
parkinsonism and relationship to exposure in large sample of
Alabama welders. Neurology 64(2):230–5
6. Antonini JM, Krishna Murthy GG, Rogers RA, Albert R, Eagar
TW, Ulrich GD, Brain JD (1998) How welding fumes affect the
welder. Weld J 77(10):55–59
7. Hansen EB, Thernøe J (2005) Oxides of nitrogen in welding,
cutting and oxy-acetylene heating processes A review of emission
rates, exposure levels and control measures. FORCE Instituttet. 8.
International conference on Health and Safety in Welding and
Allied Processes. Copenhagen, Denmark.
8. Pires I (1996) Analysis of the influence of shielding gas mixtures
on features of MIG/MAG. MSc Thesis, Lisbon Technical
University (only available in Portuguese)
9. Palania PK, Muruganb N (2006) Selection of parameters of
pulsed current gas metal arc welding. J Mater Process Technol
172(1):1–10
10. Pickin CG, Young K (2006) Evaluation of cold metal transfer
(CMT) process for welding aluminium alloy. Sci Technol Weld
Join 11(5):583–585
11. Pinto H, Pyzalla A, Hackl H, Brucknera J (2006) Comparative
study of microstructure and residual stresses of CMT, MIG and
laser-hybrid welds. Mat Sci Forum 524–525:627–632
12. Knoll B (2003) Preliminary research to improved control of
welding fume by automated local exhaust. TNO Building and
Construction Research, report 2003-GGI-R083, Delft, (available
in Dutch)
31
Уменьшение парообразования и выбросов газа, используя
инновационные способы сварки плавящимся электродом в среде
защитного газа
Краткий обзор
Законодательство по охране окружающей среды, труда и технике
безопасности в Соединенных Штатах Америки и Европейском союзе
выражает необходимость в изучении новых сварочных процессов и выборе
такой последовательности операций, которая позволит снизить выделение
дыма и паров металла и обеспечит более безопасные и эффективные условия
труда. В настоящее время существует большое количество публикаций,
касающихся опасности сварки плавящимся электродом в защитном газе.
Однако, не всегда доступны данные, касающиеся выделения газов и паров
металла, связанные с опасностями новых способов данного вида сварки,
особенно при холодном переносе металла. Цель данной статьи − указать пути
уменьшения вредного воздействия процессов сварки плавящимся электродом
в защитном газе, используя различные присадочные материалы, защитные
среды и различную последовательность сварочных операций и вариантов
сварки: импульсная сварка плавящимся электродом и сварка с холодным
переносом металла. Воздействие оксида азота в составе защитного газа на
количество паров металла и загрязняющих веществ, выделившихся во время
сварки, также изучено. Количество паров металла и загрязняющих веществ
было определенно в зависимости от силы тока и напряжения сварочной дуги,
используя стандартную процедуру Международной организации по
стандартизации 15011-2 [1]. Эти данные дают общее представление о
различных способах сварки плавящимся электродом в защитном газе и их
связи со скоростью образования паров. Полученные результаты указывают
на необходимые меры, которые нужно предпринять для снижения
парообразования и выделения загрязняющих веществ. В общем,
минимизация скорости парообразования и газовыделения может быть
достигнута за счет использования низкоэнергетических способов сварки
плавящимся электродом, защитной среды с низким содержанием углекислого
газа и кислорода.
87
1 Введение
Во время нагрева любой материал является потенциальным источником
газов и загрязняющих веществ. Процесс сварки сопровождается
высокотемпературным нагревом и испарением основного и присадочного
металлов. Парообразование − это результат конденсации паровоздушной
смеси, образованной во время сварки [2].
Дым и пары, образующиеся при сварке, представляют собой очень
маленькие частицы, образованные в результате стремительной конденсации
испарившегося металла на воздухе, поэтому по отдельности их не увидеть
невооруженным глазом, но в совокупности получается видимый столб дыма.
Дым и пары попадают в организм сварщика в основном через органы
дыхания. Известно, что большинство вдыхаемых частиц имеют размер от 0,1
до 5 микрон; частицы размером свыше 5 микрон оседают в верхних отделах
дыхательной системы, а частицы размером меньше 0,1 микрон удаляются из
организма в результате выдыхания [2,3]. Таким образом, большинство частиц
паров металлов при сварке попадают в дыхательные пути (рис. 1).
Влияние газов и паров металла на состояние здоровья зависит от
особенностей присутствующих компонентов в составе паров металла,
которые вызывают краткосрочные болезни, такие как отравление парами
металла (гриппоподобные симптомы), длительное повреждение легких и
такие серьезные болезни, как рак легких и болезнь Паркинсона. Газы,
образующиеся во время сварки, содержат озон, угарный газ и оксид азота
[4-6].
88
Окись углерода − это угарный газ без цвета и запаха, который образуется
при использовании во время сварки углекислого газа, как защитной среды.
Перенасыщение организма угарным газом не дает возможность красным
кровяным клеткам питать другие ткани человеческого тела кислородом, что в
результате вызывает асфиксию. Обычно во время сварки не образуется
опасного количества угарного газа; Однако, в замкнутом тесном
пространстве накапливается достаточно высокий уровень угарного газа.
Также есть вероятность недостатка кислорода в атмосфере, если сварка
ведется в замкнутом ограниченном помещении и в качестве защитной среды
используется инертный газ (например, аргон)[7].
Диоксид азота или окись азота образуется в результате взаимодействия
ультрафиолетового излучения от сварочной дуги и окружающего воздуха.
Полученные химические соединения вызывают раздражение глаз, носа и
горла. Высокое воздействие данных соединений также может вызвать
гипергидратацию легких и другие болезни легких [8]. Данная статья
посвящена вопросам воздействия газов и паров металла, находящихся в зоне
дыхания сварщика, а также важно обратить внимание на климатические
изменения, так как сварочная дуга является источником озона, углекислого
газа и других загрязняющих агентов.
1.1 Сварочные процессы и скорость образования паров металла
Количество паров металлов и газов напрямую зависит от выбранного способа
сварки. Поэтому очень важно иметь общее представление о процессах
сварки, чтобы определить уровень вредного воздействия.
89
1.1.1 Сварка плавящимся электродом в среде защитного газа
Сварка плавящимся электродом в среде защитного газа широко применяется
для соединения большинства видов металлов. Данный процесс заключается в
установлении электрической дуги между основным металлом и плавящимся
электродом. Защитный газ, необходимый для защиты наплавленного валика
сварного шва и сварочной ванны, подается в зону сварки отдельно. Из-за
высоких значений тока при данном способе сварки образуется значительное
количество паров металла и оксида азота.
Данный процесс является универсальным, так как может быть применен
для сварки во всех пространственных положениях, а также может быть легко
автоматизирован и объединен в роботизированное производство. Эти
особенности мотивировали многих исследователей изучать данный процесс
сварки более детально [8].
Несмотря на широкое применение, сварка плавящимся электродом в
защитном газе имеет некоторые ограничения, касающиеся управления
переносом электродного металла. Первоначально этот вид сварки развивался
как высокопроизводительный процесс с высокой степенью наплавки,
непрерывной подачей проволоки и большими значениями сварочного тока,
но склонность к образованию пор и дефектов проплавления ограничила
применение данного вида сварки там, где требуется достичь
исключительного качества сварного шва [8]. Так как за последние годы
сварочная индустрия стала более развита, вновь возобновился интерес к
повышению качества, преодолению ограничений данного вида сварки и
созданию новых способов сварки плавящимся электродом в защитном газе.
Например, использование импульсов тока в 1980 году, и более позднее
применение холодного переноса металла (CMT) [9-11].
1.1.2 Импульсно-дуговая сварка в среде защитного газа
Импульсная дуговая сварка заключается в формировании одной капли
расплавленного металла на торце сварочного электрода за один импульс.
Значит, нужная величина сварочного тока устанавливается для
осуществления переноса электродного металла через дуговой промежуток в
сварочную ванну. В отличие от обычной сварки плавящимся электродом, где
постоянный ток представляет собой прямую линию, величина сварочного
тока снижается в моменты времени, когда не требуется дополнительная
мощность, поэтому процесс приходит в нормальное состояние. Этот период
нормального стабильного состояния сварочного тока позволяет сваривать
90
импульсами тока более тонкие материалы, контролировать деформации и
вести сварку при низких скоростях подачи сварочной проволоки [8].
1.1.3 Сварка с холодным переносом металла
Информация о процессе холодного переноса металла была выложена в
открытом доступе австрийской фирмой «Фрониус» в 2005 году. С точки
зрения сварки, понятие «холодный перенос» является относительным. При
холодном переносе свариваемые части нагреваются значительно ниже, чем
при обычном переносе электродного металла. Главной особенностью,
отличающей данный процесс от других, является возможность объединения
управления движением сварочной проволоки с общим технологическим
процессом. Движение сварочной проволоки осуществляется в прямом и
обратном направлении в зависимости от величины короткого замыкания с
частотой до 70 Гц. Перемещение назад сварочной проволоки способствует
отделению капли электродного металла и переносу металла при низких
значениях тока. Благодаря низким величинам сварочного тока и прерыванию
короткого замыкания удается достичь существенного снижения
тепловложения и фактически отсутствия разбрызгивания [9,10].
Исследования показали, что скорость образования паров металла и газов
находится в прямой зависимости от выбранной технологии сварки,
химического состава защитной среды, присадочного и основного металла,
наличия покрытия электрода, а также времени и интенсивности вредных
воздействий [11,12].
Применение нового сварочного оборудования и материалов позволило
значительно улучшить сварочные характеристики, а контроль уровня
вредного воздействия позволяет снизить действие токсических веществ,
выделившихся во время сварки, и также ожидается, что данная тенденция
развития будет продолжаться в ближайшие годы и снизит уровень
профессиональных заболеваний среди сварщиков [7-13]. В результате
данного направления развития производители сварочного оборудования и
материалов вынуждены применять строгие меры по снижению уровня
вредных выбросов.
В настоящее время существует большое количество публикаций,
касающихся выбросов загрязняющих веществ при сварке плавящимся
электродом в защитном газе [14-17]. Но для новых способов сварки,
особенно для сварки с холодным переносом металла, нет данных,
91
касающихся количества паров металла и газовых выбросов, определение
которого представляет большой интерес.
Что касается влияния смеси защитного газа на количество паров металла и
газовых выбросов, есть литературные данные, подтвержденные
документально. Однако существуют смеси защитных газов, которые
вызывают спорные вопросы, так как содержат небольшое количество оксида
азота. Несколько лет назад данные смеси газов были представлены на рынке,
так как якобы имели более благоприятное воздействие на окружающую
среду, хотя это никогда не было должным образом подтверждено.
Механизм образования паров металлов и газов был подробно изучен
авторами в работах [15,18], поэтому в данной статье этот вопрос
рассматриваться не будет.
В данном случае, в этой статье рассматривается сравнительный анализ
паров металлов и газов, образовавшихся в процессе стандартной сварки
плавящимся электродом в защитном газе и ее модификаций (импульсная
сварка и сварка с холодным переносом металла). Также описывается влияние
оксида азота в составе защитного газа на скорость образования паров металла
и на содержание газа.
2 Сварочные материалы и способы сварки
Испытываются процессы сварки плавящимся электродом в защитном
газе, импульсно-дуговая сварка и сварка с холодным переносом металла,
используя присадочную проволоку AUTROD12.51, чтобы определить
количество образовавшихся паров металлов и газов для каждого способа.
Целью данных исследований является определение наиболее безопасного в
плане здоровья процесса в условиях производства.
С целью анализа влияния оксида азота на количество паров металлов и
газов, образовавшихся во время сварки, были изучены следующие смеси
защитных газов: Ar+8%CO2 и Ar+8%CO2+0.03%NO. Сварочные смеси
используются для защиты зоны сварки от вредного воздействия окружающей
атмосферы.
В данной статье также рассматривается воздействие присадочной
проволоки при сварке плавящимся электродом на скорость образования
паров металла. Были испытаны следующие виды проволоки: присадочная
проволока AUTROD 12.50, не имеющая в своем составе меди, AUTROD
12.51, имеющая покрытие из меди, порошковая проволока SAFDUAL Green
201 и SAFDUAL Green 207.
92
В результате испытаний были выбраны проволоки SAFDUAL Green 207 и
AUTROD 12.51 для более глубокого анализа влияния сварочной смеси при
сварке плавящимся электродом на скорость образования паром металлов.
Также было исследовано пять смесей защитного газа: Ar+10%CO2;
Ar+18%CO2; Ar+5%CO2+4%O2; Ar+13%CO2+4%O2 и Ar+10%CO2+30%He.
Химический состав присадочной проволоки указан в таблицах 1 и 2.
В целях изучения паров металлов и газов, выделившихся при сварке,
были сделаны валики, наплавленные на стальную пластину толщиной 6 мм
(химический состав основного металла указан в таблице 3) при силе тока в
пределах от 36 до 80А для проволоки толщиной 0,8 мм, и при силе тока от 75
до 300А для проволоки толщиной 1,2 мм. В указанном диапазоне сварочного
тока параметры процесса сварки были выбраны так, чтобы получить
приемлемый уровень качества сварных соединений и провести сравнение
смеси защитного газа для каждого исследуемого способа. Низкие значения
тока соответствуют низкоэнергетическим способам сварки, таким как сварка
с холодным переносом металла и импульсная сварка плавящимся
электродом, а высокие значения сварочного тока необходимы для сравнения
сварочных материалов, предназначенных для сварки корневого и
заполняющих слоев шва. Параметры эксперимента указаны в таблице 4.
Для сравнения способов сварки плавящимся электродом в защитном газе,
импульсной сварки и сварки с холодным переносом металла используется
сварочная проволока диаметром 0,8 мм вместо 1,2 мм, так как позволяет
вести сварку при низких значениях сварочного тока.
93
Для проведения исследований был использован источник питания
Fronius—Transpulse Synergic 4000. Управление сварочной горелкой
осуществляется с помощью автоматизированной системы. Компьютер,
оборудованный аналого-цифровой системой преобразования, используется
для контроля скорости подачи проволоки, сварочного тока и напряжения во
время сварки.
Скорость образования паров металлов и выбросы газов были измерены,
используя стандартные методики, описанные в EN ISO 15011-2
(Международная организация по стандартизации) [1]. Для этой цели был
построен лабораторный вытяжной шкаф, представляющий собой
поворотную площадку, над которой устанавливаются плиты (рис. 2).
Скорость подачи воздуха через вытяжной шкаф равна 100 м3 /ч.
Пары металлов проходят через предварительно взвешенный
стекловолоконный фильтр диаметром 240 мм (Whatman GF/A), далее фильтр
снова взвешивается, чтобы определить общую массу образовавшихся паров
металлов. Расчет скорости образования паров металлов основан на
взаимосвязи массы паров и времени горения дуги. В рассматриваемых
экспериментах время горения дуги составляет 60 с. В данном контексте
скорость образования паров металлов трактуется как массовое количество
паров, выделившееся в единицу времени горения дуги, и измеряется в
94
граммах в минуту. Непосредственно перед использованием фильтры
подвергаются нагреву в течение часа до 150 ℃ до полного высушивания.
Чтобы получить более точные и согласующиеся данные, каждое
исследование было проделано три раза, а полученный результат является
средним значением.
Относительно концентрации газа был проделан аналогичный опыт. Чтобы
определить концентрацию CO и 𝑁𝑂𝑥 , был использован газовый анализатор,
расположенный, как показано на рис. 3.
3 Исследование результатов
3.1 Влияние оксида азота на характеристики защитного газа
Подавление источника выделения паров металла − это особо важный вопрос,
так как эффективность контроля паров, образованных в процессе сварки,
через общую и местную систему вентиляции не всегда является
соответствующей требованиям.
95
Уровень опасности под воздействием паров металлов зависит от состава и
концентрации газов и длительности вредного воздействия.
Для сварки с холодным переносом металла процесс скорости
образования паров металла под воздействием силы сварочного тока для
смеси защитных газов Ar+8%CO2 и Ar+8%CO2+0.03%NO показан на
графике 4.
96
Кривые данного графика для рассматриваемых вариантов смеси защитных
газов получились аналогичной формы. В целом, на графике видно, что
скорость образования паров металла увеличивается с ростом силы
сварочного тока, а наклон кривой более выражен при силе тока свыше
200А. Это вызвано не только высокой температурой сварочной дуги, но и
более повышенным уровнем силы тока при сварке с холодным переносом
металла по сравнению с более низким при стандартной сварке плавящимся
электродом в защитном газе. Это может привести к нестабильности
сварочной дуги, что негативно повлияет на процесс парообразования. Целью
данной работы является получение сопоставимых результатов при
исследовании различных вариантов сварки плавящимся электродом в
защитном газе.
На рис.4 также можно увидеть, что при появлении в составе сварочной
смеси оксида азота скорость парообразования тоже увеличивается, хотя этот
факт не имеет решающего значения, так как при стандартной сварке
плавящимся электродом были получены аналогичные результаты.
Небольшое увеличение скорости парообразования может быть вызвано
неустойчивостью сварочной дуги под воздействием оксида азота, что также
может стать причиной разбрызгивания, увеличения содержания окисляющих
элементов, что в свою очередь вызывает повышение температуры сварочной
дуги, как результат экзотермической реакции между окисляющими
элементами и элементами сварочной ванны. Важно отметить, что
перечисленные явления возникают в незначительной степени, из-за низкого
содержания оксида азота (0,03%).
На графике 5 показана зависимость концентрации угарного газа, оксида
азота и силы сварочного тока, концентрация угарного газа идентична для
97
всех вариантов смеси защитного газа. Повышение концентрации угарного
газа вызвано увеличением силы сварочного тока выше 200А над линией
предела долговременного вредного воздействия. Что касается концентрации
оксида азота и диоксида азота, то на графике можно видеть, что они
расположены под линией предела допустимого вредного воздействия [14].
Концентрация угарного газа связана с концентрацией углекислого газа в
составе смеси защитного газа и увеличивается с повышением
ультрафиолетового излучения в результате разложения углекислого газа.
Образование углекислого газа может быть также вызвано окислением и
испарением углерода в составе основного металла и сварочной проволоки,
хотя для подтверждения этого необходимо провести дальнейшие
экспериментальные исследования. Следует подчеркнуть, что при величине
сварочного тока свыше 200А концентрация угарного газа выше линии
предела допустимого вредного воздействия на восемь часов. Поэтому
необходимо предпринять соответствующие мероприятия по снижению
концентрации угарного газа. Это может быть достигнуто за счет улучшения
вентиляции, использования защитного шлема с системой воздушной
вентиляции и датчиком обнаружения паров, а также за счет снижения
углекислого газа в составе защитного газа.
На графике видно, что при использовании Ar+СО2 +0.03%NO в качестве
защитного газа концентрация диоксида азота выше. Поэтому полученный
результат указывает, что присутствие оксида азота в составе защитного газа
неблагоприятно сказывается на условиях работы сварщика.
3.2 Сравнительный анализ стандартной сварки плавящимся электродом в
защитном газе и сварки с холодным переносом металла
На графике 6 изображена зависимость процесса парообразования от силы
сварочного тока для двух способов сварки, а также видно, что стандартная
сварка плавящимся электродом характеризуется более высокой скоростью
парообразования по сравнению со сваркой с холодным переносом металла.
Как упоминалось ранее, повышение скорости парообразования происходит с
увеличением силы тока, что также видно на графике 6.
98
Результаты исследований показали, что при сварке с холодным переносом
металла образуется меньше паров и газов, чем при стандартной сварке
плавящимся электродом, так как правильный выбор параметров
конфигурации системы ведет к снижению уровня вредных выбросов.
Сварка плавящимся электродом в защитном газе характеризуется более
высокой скоростью парообразования по сравнению со сваркой с холодным
переносом металла. Это, прежде всего, связано с тем, что для сварки с
холодным переносом металла требуется значительно меньше подводимой
тепловой мощности, поэтому при данном способе сварки фактически
отсутствует разбрызгивание. Низкое значение подводимой теплоты
соответствует низкому значению температуры сварочной дуги, что меньше
способствует процессу нагрева и испарения. Низкий уровень разбрызгивания
(движение мелких частиц) характеризуется меньшей областью окисления и
испарения основного металла под влиянием защитного газа.
Скорость образования паров металла зависит не только от силы
сварочного тока, но и от вида переноса электродного металла через дуговой
промежуток. При сварке с холодным переносом металла процесс переноса
контролируется с помощью управления короткими замыканиями, вне
зависимости от силы сварочного тока. Однако при величине сварочного тока
выше 200А происходит значительное увеличение парообразования. Это
связано с тем, что данный вид переноса используется для сварки на низких
значениях тока. Повышенное значение тока вызывает нестабильность
сварочной дуги и. как следствие, увеличение газовых выбросов.
99
Что касается стандартной сварки плавящимся электродом в защитном газе,
вид переноса электродного металла может изменяться, в зависимости от
величины сварочного тока, на струйный или капельный перенос. Поэтому
график зависимости скорости парообразования от силы сварочного тока
является нелинейным, и убывает при величине тока выше 200А. Это вызвано
изменением переноса электродного металла с нестабильного крупнокапельного переноса на более стабильный струйный перенос электродного
металла. В этом случае увеличение образования паров и газов вызвано
повышением температуры.
При стандартной сварке плавящимся электродом концентрация угарного
газа выше, чем при сварке с холодным переносом металла, хотя эти способы
сварки превышают уровень вредного воздействия при силе сварочного тока
выше 120А.
Оксид азота образуется в результате контакта турбулентного потока
защитного газа с раскаленной поверхностью основного металла. Согласно
характеристикам процесса сварки с холодным переносом металла, это
ускоряет турбулентность потока сварочной смеси в зоне сварки, что ведет к
повышению эмиссии оксида азота, что также видно на графике 7.
Повышенная концентрация угарного газа при сварке плавящимся
электродом вызвана высокой подводимой тепловой мощностью,
ультрафиолетовым излучением и другими процессами. Оксид азота и
диоксид азота, образованные при сварке в результате нагрева атмосферного
воздуха в области сварочной дуги, являются «побочными продуктами» в
большинстве сварочных процессов. Высокая температура вызывает
окисление азота в окружающей атмосфере согласно следующей реакции:
𝑁2 + 𝑂2 = 2𝑁𝑂
(1)
100
𝑁2 + 2𝑂2 = 2𝑁𝑂2
(2)
При низких температурах химическое равновесие смещается влево для обоих
типов реакции, но при температуре выше 500 − 1000 ℃ окисление азота в
окружающей атмосфере стремительно возрастает. При этом отношение
𝑁𝑂/𝑁𝑂2 возрастает под воздействием температуры, то есть образование
оксида азота повышается в зависимости от формирования диоксида азота,
согласно уравнению баланса масс [7]:
2[𝑁𝑂2 ] ↔ 2[𝑁𝑂] + [𝑂2 ]
(3)
Увеличение количества выбросов 𝑁𝑂𝑥 , также как изменение в отношении
𝑁𝑂/𝑁𝑂2 , вызвано большим объемом нагретого воздуха и температурой
нагрева, что показано на графике 7.
Оксиды азота образуются в результате взаимодействия элементов
турбулентного потока защитного газа и раскаленного основного металла.
При смешивании окружающего воздуха с защитным газом около защитной
границы азот становится одноатомным (под воздействием сварочной дуги) и
вступает в реакцию с кислородом до образования оксида и диоксида азота.
При сварке с холодным переносом металла движение сварочной проволоки
осуществляется в прямом и обратном направлениях в соответствии с
короткими замыканиями в момент разрыва электрической цепи
(последовательное гашение и зажигание сварочной дуги). Данному процессу
сварки характерна турбулентность сварочной смеси в зоне защиты сварки от
окружающей среды, которая способствует повышению выбросов оксида
азота.
3.3 Сравнительный анализ импульсной сварки плавящимся электродом в
защитном газе
Обобщенные
результаты
исследований
зависимости
скорости
парообразования от силы сварочного тока для рассмотренных процессов
сварки представлены в виде графика 8.
101
В данном случае, чтобы смоделировать реальные условия протекания новых
процессов сварки, особенно сварки с холодным переносом металла, были
проведены сварочные испытания при низких значениях сварочного тока. При
данных обстоятельствах все процессы проходят без управления переносом
электродного металла, но при сварке с холодным переносом и импульсной
сварке, перенос металла через дуговой промежуток контролируется.
Зависимость сварочного тока от скорости парообразования для сварки с
холодным переносом металла и импульсной сварки, представляет собой
кривые схожей формы, а при стандартной сварке плавящимся электродом
скорость парообразования значительно выше.
Этот результат связан не только с большим количеством подводимого
тепла, но также и высоким уровнем разбрызгивания из-за нестабильности
сварочной дуги под воздействием переноса электродного металла короткими
замыканиями. Все исследования процессов стандартной сварки плавящимся
электродом проводились в режиме переноса электродного металла
короткими замыканиями, а для двух других способов сварки перенос металла
контролируется.
Можно сделать вывод, что при импульсной сварке и сварке с холодным
переносом металла скорость парообразования наименьшая, в то время как
при стандартной сварке плавящимся электродом, наибольшая.
Результаты исследований концентрации газа для трех рассматриваемых
способов сварки проиллюстрированы на рис. 9.
102
Для уровня тока, используемого во время сварочных испытаний, газовая
эмиссия не превышает допустимого предела долговременного воздействия.
При исследовании газовой концентрации при импульсной сварке
плавящимся электродом в защитном газе получены аналогичные результаты,
что и при сварке с холодным переносом металла.
3.4 Влияние присадочной проволоки на скорость формирования паров
Чтобы проанализировать влияние различных видов присадочной проволоки
на образование паров металлов во время сварочного процесса, были выбраны
четыре C-Mn стальные проволоки.
Результаты испытаний определены с помощью скорости формирования
паров металлов вместо скорости образования. Выбор такой единицы
измерения был необходим для возможности сравнения полученных
результатов при испытании порошковой проволоки и электрода из сплошной
проволоки. Такие единицы измерения, как миллиграмм/секунда и
103
грамм/минута, обычно применяемые при исследовании электродов из
сплошной проволоки, не предназначены для исследований порошковой
проволоки, так как отношение массы наплавленного металла к массе
расплавленного металла абсолютно различны. Таким образом, время не
является основным параметром для проведения точного сопоставления,
поэтому скорость формирования паров металлов измеряется в (миллиграмм
образовавшихся паров)/(килограмм наплавленного металла).
Для того, чтобы рассчитать скорость формирования паров металла и газов
(мг/кг наплавленного металла), используется следующее выражение:
𝐹𝐺𝑅𝑓𝑢𝑚𝑒 = 𝑀𝑓𝑢𝑚𝑒 /𝑀𝑓𝑖𝑙𝑙𝑒𝑟 𝑚𝑒𝑡𝑎𝑙 , мг/кг ,
(4)
где:
𝑀𝑓𝑢𝑚𝑒 − масса паров металла , мг;
𝑀𝑓𝑖𝑙𝑙𝑒𝑟 𝑚𝑒𝑡𝑎𝑙 − масса наплавленного электродного металла, кг.
Расчет массы наплавленного металла сделан согласно уравнению:
𝑀𝑓𝑖𝑙𝑙𝑒𝑟 𝑚𝑒𝑡𝑎𝑙 = 𝑉𝑤𝑖𝑟𝑒 ∙ 𝛾 ∙ 10−3 , кг,
где:
𝑀𝑓𝑖𝑙𝑙𝑒𝑟 𝑚𝑒𝑡𝑎𝑙 − масса наплавленного электродного металла, кг;
𝑉𝑤𝑖𝑟𝑒 − объем присадочной проволоки, дм3 ;
𝛾 − плотность присадочной электродной проволоки, кг/м𝟑 ,
𝑉𝑤𝑖𝑟𝑒 =
𝜋𝑑 2
4
∙ 𝑣 ∙ 𝑡 ∙ 10−3 , дм3 ,
(5)
(6)
где:
𝑑 − диаметр проволоки, мм;
𝑣 − скорость подачи проволоки, м/с;
𝑡 − продолжительность сварочных испытаний, с.
104
На графике 10 представлена зависимость скорости формирования паров
металла от силы сварочного тока для различных видов присадочной
проволоки. При анализе результатов могут быть сделаны следующие
выводы:
− В качестве общего примечания можно сказать, что полученные
результаты значительно разбросаны. К тому же можно увидеть, что
скорость формирования паров не всегда следует общему направлению,
так как низкое значение скорости формирования может
соответствовать как низкому, так и высокому значению силы тока.
Пиковые значений скорости формирования, как и ожидалось,
наблюдаются при величине тока во время перехода из капельного
переноса электродного металла в струйный перенос.
− Для высоких значений сварочного тока (300А) можно также отметить,
что при сварке порошковой проволокой парообразование не выше, чем
при сварке сплошной проволокой.
− В случае электрода из сплошной проволоки 12.50, при отсутствии меди
в составе покрытия электрода можно отметить, что низкое значение
скорости формирования паров металлов (2,000 мг/кг) соответствует
низкому значению сварочного тока.
− В то же время, при сварке электродом из сплошной проволоки 12.51,
содержащей в своем составе медь, наблюдается довольно высокое
значение скорости формирования паров (3900 мг/кг) при низком
значении силы тока.
− Использование порошковой электродной проволоки 201 ведет к более
высокой скорости формирования паров по сравнению с порошковой
проволокой 207, хотя эта разница уменьшена.
105
− Удаление меди из состава покрытия незначительно влияет на
интенсивность выделения паров металлов.
− Максимальная скорость формирования паров достигается при силе
тока в 250А и связана с переходом из капельного переноса
электродного металла в струйный перенос.
3.5 Влияние защитного газа на скорость формирования паров
Для исследования влияния сварочной защитной смеси было проведено два
эксперимента: первый опыт при использовании порошковой проволоки 207,
а второй опыт, используя сплошную проволоку с медным покрытием.
Результаты, полученные на основе порошковой проволоки 207, при
использовании различных смесей защитного газа, изображены на графике
11. В общем, график указывает, что образование паров металлов не следует
общему направлению. И для того, чтобы достигнуть высокой
производительности при низкой скорости парообразования, при выборе
пользователь может остановиться на порошковой проволоке и
двухкомпонентной смеси. Минимальные значения скорости формирования
паров металлов могут быть достигнуты за счет снижения углекислого газа в
составе защитной смеси и использования порошковой проволоки, которая
аналогична по скорости формирования паров со сплошной проволокой и
ведет к повышению производительности.
106
При использовании сплошной проволоки с медным покрытием,
полученные результаты скорости формирования паров изображены на
графике 12. Высокое содержание углекислого газа в составе смеси защитного
газа ведет к повышению скорости парообразования. Этот факт вызван:
− Снижением стабильности сварочной дуги, ведущей к повышению
разбрызгивания в процессе сварке вне зоны защиты сварочной смесью,
в результате происходит окисление и испарение брызг металла.
− Повышением теплопроводности сварочной смеси, что приводит к
снижению зоны проводимости, которая является концентратором всего
образовавшегося тепла в данной области. Следовательно, происходит
местный и интенсивный нагрев капли расплавленного металла, резко
переходящий в процесс кипения.
− Повышением количества углекислого газа в составе защитной смеси
приводящей к увеличению
скорости проходящих реакций,
возникающих в сварочной ванне. Это связано с разложением
углекислого газа на угарный газ и кислород.
− Окисляющими элементами в составе сварочной смеси. Увеличение
температуры сварочной дуги приводит к экзотермической реакции
между окисляющими элементами защитной смеси и элементами
сварочной ванны.
На графике значения скорости формирования паров металлов очень
разнообразны вне зависимости от выбора сочетаний сварочной проволоки
(порошковая проволока, сплошная проволока с медным покрытием или без
медного покрытия) и защитного газа (двухкомпонентная смесь с различным
107
содержанием активных газов, углекислого газа и кислорода, или
трехкомпонентная смесь).
Можно отметить, что положительный эффект при использовании
порошковой проволоки в плане снижения скорости формирования паров
металлов сильнее при высоких значениях сварочного тока (300А), но можно
также предположить, что при дальнейшем увеличении сварочного тока
скорость формирования паров может уменьшаться.
Заключения
Контроль источника парообразования с помощью модификации и
улучшения технологического процесса и используемых расходуемых
материалов может быть дополнением к существующим методам управления
сварочным процессом. Систематический подход к изучению контроля
парообразования с помощью модификаций процесса сварки плавящимся
электродом в защитном газе, способствует снижению и очищению от
газовых выбросов и обеспечению более благоприятной рабочей обстановки и
условий для сварщика.
Целью данной статьи является указание путей снижение потенциально
вредного воздействия процессов сварки плавящимся электродом в среде
защитного газа. Представленные в этой статье данные дают общее
представлении о технологических процессах этого вида сварки, скорости
парообразования и выбрасываемых газах. Полученные результаты
показывают:
− Скорость образования паров металлов тесно связана с параметрами
сварочного процесса. При правильном выборе параметров сварки
скорость образования паров может быть уменьшена.
− В общем, при увеличении силы сварочного тока скорость
парообразования увеличивается за исключением диапазона тока, где
происходит переход из капельного переноса электродного металла в
струйный перенос.
Относительно влияния различных способов сварки плавящимся электродом в
защитном газе можно отметить, что
− Стабилизация и уменьшение температуры сварочной дуги ведет к
снижению скорости парообразования. Следовательно, сварка с
холодным переносом металла и импульсная сварка отличаются более
108
низкой скорость образования паров металлов по сравнению со
стандартной сваркой плавящимся электродом в защитном газе.
− Образования угарного газа повышается с увеличением подводимой
тепловой мощности и температуры сварочной дуги. Поэтому сварка с
холодным переносом металла и импульсная сварка характеризуются
меньшим выделением угарного газа.
− Повышение
оксида
азота
происходит
под
воздействием
турбулентного потока защитного газа при контакте с раскаленной
поверхностью основного металла. По этой причине при сварке с
холодным переносом металла образуется больше выбросов этого
химического соединения.
Относительно влияния смеси защитного газа можно отметить, что
− Присутствие оксида азота в составе защитного газа также влияет на
скорость формирования паров металлов и выделение окислов азота.
Увеличение оксида азота в составе защитного газа приводит к
повышению скорости формирования паров и выбросов окислов
азота.
− Скорость формирования паров повышается при увеличении
углекислого газа и кислорода в составе сварочной смеси.
Относительно влияния присадочной проволоки, можно сделать вывод, что
− Порошковая проволока и проволока сплошного сечения в сочетании
с защитной смесью с низким содержанием защитного газа приводит
к повышению газовых выбросов.
− Большинство видов порошковой проволоки не оказывают
отрицательного воздействия на окружающую среду и ведут к
снижению вредных выбросов по сравнению с обычной проволокой с
флюсовым сердечником.
− Существенных различий между сплошной проволокой с медным
покрытием и без медного покрытия не обнаружено, хотя скорость
формирования паров металлов при использовании сплошной
проволоки с медным покрытием немного ниже.
109