Для упрощения расчета rЭЭ = 2rД (при сварке двух деталей одинаковой толщины) используют условную схему термодеформационного состояния металла зоны сварки. В частности, учитывая, что в контакте электрод–деталь его диаметр dKЭД примерно равен диаметру рабочей поверхности электрода dЭ (dKЭД ≈ dЭ) (см. табл. 1.1), а диаметр контакта деталь–деталь dKДД приближённо равен диаметру уплотняющего пояска dП (dKДД ≈ dП) и то, что dЭ мало отличается от dП, условно принимают dП ≈ dЭ (где dП ≤ 1,2 dЯ). Кроме того, принимают также, что сопротивления контактов rЭД и rДД равны нулю.

При таких допущениях определяемое сопротивление rЭЭ представляют как сумму сопротивлений двух условных пластин одинаковой толщины s, каждая из которых нагрета до некоторой средней температуры Т1 и Т2 (рис. 2.24). Тогда искомое сопротивление rЭЭК определяется следующей зависимостью [3]:

.                         (2.18)

Удельные электросопротивления деталей ρ1 и ρ2 (см. рис. 2.23) определяют соответственно по температурам Т1 и Т2 для полулистов, прилегающих к электродам и контакту деталь–деталь соответственно (рис. 2.24). В частности, при сварке деталей из низкоуглеродистых сталей Т1 и Т2 принимают соответственно равными 1200 и 1500 °С, а для алюминиевых сплавов — 450 и 630 °С. Коэффициент kP, учитывающий неравномерность нагрева деталей, для сталей принимают равным ~ 0,85, для алюминиевых и магниевых  сплавов — ~ 0,9. При сварке деталей толщиной 0,8…3 мм коэффициент А. С. Гельмана АГ (см. рис. 2.20) принимают равным ~ 0,8 [3].

Значения сопротивлений, рассчитанные по зависимости (2.18), как правило, согласуются с экспериментальными данными, в частности, приведенными в табл. 2.4.

Таким образом, электрическая проводимость зоны сварки, определяемая электрическим сопротивлением свариваемых деталей и контактов электрод–деталь и деталь–деталь, зависит от большого числа технологических факторов точечной сварки и отличается значительной нестабильностью, в первую очередь, из-за нестабильности электрических сопротивлений контактов электрод–деталь и деталь–деталь. Поэтому при приближенных решениях технологических задач КТС проводимость зоны сварки оценивают по электрическому сопротивлению только свариваемых деталей.

2.4. Нагрев металла в зоне сварки и методы количественной его оценки

Для решения технологических задач точечной сварки в большинстве случаев требуется определить количество теплоты, выделившееся в зоне сварки, и распределение в ней температуры. Характер температурного поля в зоне формирования соединения определяют в основном два процесса, одновременно протекающие и противоположно направленные: тепловыделение сварки и теплопередача из нее в окружающий холодный металл и электроды [2…4, 158].

Наиболее точные значения параметров тепловыделения и распределения температуры получают путем решения дифференциальных уравнений распределения потенциалов и теплопроводности. Вместе с тем, при проектировании технологий КТС в основном применяют приближенные инженерные методики расчетов этих параметров, поскольку они более наглядно отражают тепловые процессы, которые протекают в зоне формирования точечного сварного соединения, и, в ряде случаев, вполне удовлетворяют по точности расчетов.

2.4.1. Источники теплоты в зоне формирования сварного соединения

При КТС в зоне сварки действует несколько источников теплоты. Нагрев металла в зоне сварки происходит в основном за счет генерирования теплоты в свариваемых деталях, а также на электрических сопротивлениях участка электрод–электрод, при прохождении через них электрического тока (рис. 2.25).

Основное количество теплоты, выделяющейся при прохождении сварочного тока, в процессе точечной сварки (> 90 % от общего его количества QЭЭ, выделяющегося за цикл сварки в зоне формирования соединения на участке электрод–электрод [3]) происходит в свариваемых деталях, где действует ее источник, распределенный в объеме металла деталей, проводящем электрический ток.

Линии электрического тока j в свариваемых деталях претерпевают заметные искривления, вследствие чего площадь элементарной силовой трубки тока ΔS меняется в зависимости от ее длины dl. С учетом этого суммарное количество теплоты QД, которое выделяется в деталях на собственно их сопротивлениях rД, может быть определено по закону Джоуля – Ленца, записанному следующим образом [4, 13]:

,                               (2.19)

где j — плотность тока; ρ — удельное электрическое сопротивление металла свариваемых деталей, по которому протекают линии тока j; S — площадь сечения, по которому растекаются линии тока; T и t — координаты температуры и времени.

Кроме того, некоторое количество теплоты (< 10 % от QЭЭ [3]) генерируется в контактах деталь–деталь и электрод–деталь и в областях прилегающим к ним, где, хотя и в относительно короткий период (~ 0,1tСВ), действуют ее плоские источники. В них генерируется теплота QМГ за счет электрического сопротивления микровыступов rМГ(T), непосредственно образующих контакт, которое в процессе сварки относительно быстро уменьшается вплоть до нулевых значений из-за деформирования (смятия) микровыступов вследствие их разупрочнения при увеличении температуры T, а также теплота QПЛ, которая генерируется за счет электрического сопротивления естественных оксидных пленок или (в некоторых случаях практики КТС) в искусственных покрытиях. Для условий КТС, характеризуемых непрерывным изменением силы сварочного тока и температуры металла в зоне формирования соединения, количество теплоты QМГ и QПЛ можно определить соответственно по следующим зависимостям [4, 13]:

,                                 (2.20)

.                                 (2.21)

При точных расчетах, как дополнительные источники теплоты следует учитывать теплоту QПТ, выделяющуюся в контактах электрод–деталь вследствие проявления эффекта Пельтье [9, 10, 159] или же вследствие проявления полупроводниковых свойств окисной пленки [160]. Теплота Пельтье генерируется по границам пленок с металлом или по границам жидкого металла с твердым, или же по границам разнородных металлов. Ее количество может быть определено по зависимости [4, 13]:

,                             (2.22)

где П(Т) — коэффициент Пельтье для данной границы.

Таким образом, общее количество теплоты QЭЭ, которое выделяется в зоне сварки при протекании через нее сварочного тока IСВ в течение длительности его импульса tСВ (времени сварки) может быть определено как сумма количеств теплоты, выделившейся на указанных выше источниках:

.                               (2.23)

При приближенных решениях задач технологии КТС, например при определении для конкретных условий сварки ориентировочных значений сварочного тока, теплоту, выделяющуюся в контактах, т. е. QМГ, QПЛ  и QПТ, по зависимостям (2.20)…(2.22) не рассчитывают. И вообще ее, как правило, в расчетах не учитывают, или же учитывают усредненно через различные поправочные коэффициенты [2, 3, 15].

Таким образом, в технологических расчетах теплоту, выделяющуюся в зоне сварки QЭЭ, в основном определяют как теплоту QД, выделяющуюся только в свариваемых деталях. Поскольку в большинстве случаев температуру в зоне сварки усредняют, то зависимость (2.19) преобразуют виду

,                                     (2.24)

где IСВ — сила сварочного тока, из которого при усреднении по времени силы сварочного тока IСВ и электрического сопротивления зоны сварки rЭЭ и получают расчетные зависимости типа (1.11) [2, 3].

2.4.2. Температурное поле в зоне формирования соединения

Распределение температуры в зоне формирования соединения измерить непосредственно при КТС пока никому не удалось, несмотря на многочисленные общеизвестные попытки это сделать. Поэтому и мнения о значениях температуры, например, в центре зоны сварки, расходятся от температуры плавления металла до температуры его кипения [7, 11, 107, 161]. Анализ известных аналитических методик расчетов температуры в зоне сварки [107, 158, 162, 163], которые учитывают выделение и перераспределении теплоты в ней, например, приведенный в работе [164], показывает, что пытаться удовлетворить требованиям современной технологии КТС по точности определения температуры в зоне сварки этим путем весьма проблематично. Поэтому и работы в этом направлении, по-видимому, бесперспективны.

А. С. Гельман для исследования температурных полей в зоне сварки, по-видимому, первым применил решение дифференциальных уравнений распределения потенциалов и теплопроводности, которые осуществил численным методом, а точнее — методом конечных разностей [155, 164]. Это позволило ему при решении поставленных задач учесть изменение в процессе КТС теплофизических характеристик металла, геометрических параметров соединений, а также влияние энергетического и силового воздействия на зону сварки и скрытую теплоту плавления металла в ядре.

Эту методику, которая заключается в совместном решении дифференциальных уравнений распределения потенциалов и теплопроводности, в дальнейшем с уточнением граничных условий стали широко использовать при решении различных задач технологии точечной сварки методом конечных разностей и методом конечных элементов, как отечественные [157, 165…174], так и зарубежные [175…179] исследователи.

При исследованиях тепловых процессов в зоне формирования точечного сварного соединения в большинстве случаев осуществляют совместное решение дифференциального уравнения (2.15), описывающего электрическое поле, и дифференциального уравнения теплопроводности Фурье, которое при условии, что теплоемкость и плотность металла не зависят от температуры, записывают чаще всего в следующем виде [3, 16]:

,            (2.25)

где сm, γ, λ и ρ — соответственно, массовая теплоемкость, плотность, коэффициенты теплопроводности и удельного электрического сопротивления металла; j — плотность тока.

Сведения о температуре металла в зоне сварки, полученные расчетом по данным методикам, по-видимому, являются наиболее близкими к истинным ее значениям при конкретных условиях сварки. Так, расчетные изотермы температуры плавления (рис. 2.26) по конфигурации и геометрическому положению весьма близки к границам ядра расплавленного металла, экспериментально определяемым на различных стадиях его формирования [165, 172…174].

2.4.3. Тепловой баланс в зоне сварки и расчет сварочного тока

Теплоту QЭЭ, которая должна выделиться в зоне формирования соединения для получения ядра заданных размеров, можно рассчитать через теплосодержание металла в ней к концу процесса сварки и количество теплоты, отведенное из зоны сварки в процессе формирования соединения. Для этого используют условные схемы теплопередачи в зоне сварки и распределения в ней температуры (рис. 2.27).

В данной методике расчета допускают, что вся теплота QЭЭ выделяется в цилиндре, диаметр которого равен диаметру dЭ контакта электрод-деталь. Выделившуюся теплоту QЭЭ условно разделяют на теплоту Q1, которая расходуется на нагрев и плавление металла в выделенном цилиндре (Q1 ≈ 20...30 % от QЭЭ [3]), а также на теплоту Q2, которая отводится в окружающий его металл деталей (Q2 ≈ 20 % от QЭЭ [3]), и теплоту Q3, которая отводится в электроды (Q3 > 50 % от QЭЭ [3]). Относительно очень небольшая часть теплоты QЭЭ отводится с поверхностей деталей радиационной Q4 и конвективной Q5 теплоотдачей. Такое распределение теплоты QЭЭ описывается так называемым «уравнением теплового баланса», которое было предложено еще в 30-х годах прошлого века [180] и используется до настоящего времени в инженерных методиках расчетного определения силы сварочного тока [3, 10, 16]:

.                              (2.26)

За прошедший период методики расчета его составляющих неоднократно изменялись и уточнялись [3, 7…11, 16, 85, 87, 161, 164]. По-видимому, наиболее точные, с учетом результатов исследований тепловых процессов с применением ЭВМ [165], методики расчета составляющих уравнения теплового баланса приведены в работе [3].

При расчетах по уравнению теплового баланса (2.26) общего количества теплоты QЭЭ, требуемой для формирования соединения заданных размеров, радиационной Q4 и конвективной Q5 теплоотдачей с поверхностей деталей обычно пренебрегают из-за их относительно малых величин.

Для расчета теплоты в зоне сварки делают ряд допущений. Так, принимают, что средняя температура в цилиндре, диаметром dЭ, который приближенно равен диаметру ядра, и высотой, равной суммарной толщине двух деталей 2s, принимается равной температуре плавления ТПЛ. Считается, что заметное повышение температуры металла в деталях из-за отвода в них теплоты Q2 наблюдается на расстоянии х2 от границы цилиндра, которое определяется временем сварки tСВ и коэффициентом температуропроводности металла аМ:

.

При этом принимается, что средняя температура кольца шириной х2 вокруг цилиндра диаметром dЭ, равна .

Определение потерь тепла в электроды производится аналогичным образом. При этом принимается, что за счет тепла Q3 нагревается до средней температуры, равной , участок электрода длиной

,

где аЭ — коэффициент температуропроводности металла электродов.

С учетом сказанного сокращенное уравнение теплового баланса

в развернутом виде описывают обычно следующим выражением [3]:

,(2.27)

где γМ и γЭ — плотность металла свариваемых деталей и электродов; сМ и сЭ — теплоемкость металла свариваемых деталей и электродов; k1 — коэффициент, который учитывает неравномерность распределения температуры в кольце; k2 — коэффициент, учитывающий влияние на теплоотвод формы рабочей части электродов.

С увеличением времени точечной сварки доля теплоты, отводимой в окружающий металл и электроды, всегда увеличивается, т. е. с увеличением времени сварки всегда уменьшается КПД процесса нагрева [181...184].

Количество теплоты QЭЭ, которое требуется для образования точечного сварного соединения заданных размеров, используют в основном для приближённого определения силы сварочного тока IСВ по зависимости (1.11), обеспечивающего выделение этой теплоты.

2.5. Объемная пластическая деформация металла в зоне
формирования точечного сварного соединения

Объемная пластическая деформация (ПД) металла при точечной сварке — это один из основных термодеформационных процессов, протекающих в зоне формирования соединения и способствующих его образованию. Она вызывается как внешними факторами, в первую очередь силовым воздействием на детали электродов, так и внутренними факторами, в частности, напряжениями, возникающими при несвободном тепловом расширении (дилатации) металла в зоне сварки между электродами сварочной машины. Пластическое течение металла имеет место на протяжении всего процесса сварки — от формирования начальных контактов, до проковки соединения при его охлаждении. На стадии нагрева во время действия импульса сварочного тока металл в зоне сварки деформируется в основном пластически [3, 16].

Страницы: 1, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8, 9, 10, 11, 12, 13, 14, 15, 16, 17, 18, 19, 20, 21, 22, 23, 24