ции пленки газообразными продуктами реакций взаимодействия металла с флюсом. По другой версии, полагают, что действие флюсов протекает по химическому механизму. Есть предположение, что удаление оксидной пленки протекает по обоим отмеченным выше механизмам и вероятность действия того или иного механизма определяется химическим составом флюсовой композиции. Кроме того, отделению оксидных пленок способствует адгезионный механизм действия флюсов. Согласно данному механизму, эффективность отделения оксидных пленок от металла зависит главным образом от величины межфазного натяжения на границе металл — оксидная пленка — флюс.

Рис. 83. Зависимости коэффициента активности флюсов и относительной протяженности оксидных включений от площади растекания флюсовых композиций (с) и площади растекания расплавленного флюса на поверхности сплава АМгб от поверхностного натяжения флюса (б).

Полученные результаты позволяют сделать вывод, что срабатывание адгезионного механизма в удалении оксидных пленок с поверхности металла вполне возможно. Однако эти данные не отвергают возможности протекания в процессе отделения оксидных пленок других рассмотренных выше механизмов. Поэтому можно предположить, что очистка поверхности металла от оксидных пленок может протекать при срабатывании нескольких механизмов и вероятность преобладания в процессе удаления оксидной пленки того или иного механизма в совокупности с другими зависит от химического состава и физико-химических свойств флюсовых композиций.

В ходе исследований выявлена качественная связь между смачиванием и поверхностным натяжением флюсовых композиций (рис. 83, б).

Величину поверхностного натяжения определяли по известной формуле Аппена

ат = 2агаг/100,(5.2)

где а{ — содержание компонентов в расплаве, %; а, — парциальные величины поверхностного натяжения компонентов в расплаве, а также по формуле (5.1) с дополнением температурного коэффи-

+Рц -Рд ~Ррл=0 Рис. 84. Зависимость коэффициента проплавления от поверхностного натяжения флюсов.

циента, учитывающего разницу между температурой проплава сварного шва и температурой плавления флюса: /?т = Тпл/Ткш.

После подстановки формула (5.2) принимает следующий вид:

ар = Ртсгт = (Есга,-) /?т/100.

При сравнении рассчитанных значений поверхностного натяжения расплавленных смесей галоге-нидов по формуле (5.6) со значениями поверхностных натяжений этих же смесей с изменением температуры отклонение значений составляет 5—10 %.

Смачиваемость флюсами поверхности металла и поверхностное на-, тяжение флюсов не только влияют 0,5 0,1 0,15 0,2 6р,И/м на рафинирующую способность флюсов, но и оказывают значительное воздействие на формирование проплавления сварного шва.

Как отмечено выше, основными силами, действующими на неподвижную осесимметричную ванну, считают силу тяжести Рв, силу механического воздействия сварочного источника Рд и силу поверхностного натяжения Ра. Условие статического равновесия в этом-случае записывается следующим образом: Рд + Рв — Ра = 0.

При использовании флюсов, наносимых со стороны проплавления,. уравнение статического равновесия сварочной ванны преобразуется-следующим образом: Рл + Рв — Рс — Рфл = 0, где РфЛ — сила действия флюса.

Сила действия флюса зависит главным образом от поверхностного-натяжения флюса и, следовательно, от смачивающей способности флюсовых композиций. Повышение величины поверхностного натяжения флюса приводит к усилению действия флюса на проплав сварочной ванны и препятствует чрезмерному провисанию расплавленного металла сварочной ванны (рис. 84).