где QН — энергия, выделившаяся в объеме ядра; QМ — тепловые потери в массу свариваемых деталей; ρПЛ — удельное электрическое сопротивление металла при температуре плавления ТПЛ; dЯ и hЯ — диаметр и высота ядра расплавленного металла; σТ — предел текучести свариваемого металла в холодном состоянии; FЭ — усилие сжатия электродов. a — коэффициент теплопроводности; γ — плотность; cm — удельная массовая теплоемкость.

При увеличении жесткости режимов увеличивается мощность источников теплоты и уменьшается роль теплоотвода в формировании температурного поля, вследствие чего увеличивается проплавление деталей. Вместе с этим возрастает и склонность процесса КТС к образованию выплесков. Поэтому при сварке на жестких режимах применяют большие усилия сжатия электродов, чем при сварке на мягких режимах. [3, 15]

Энергетическое и силовое воздействие на металл зоны формирования соединения при КТС обеспечивается конкретным сочетанием параметров режима. При этом изменение каждого из них приводит к интенсификации или, наоборот, подавлению отдельных термодеформационных процессов, протекающих на отдельных или всех этапах процесса сварки. В конечном итоге, это сказывается на устойчивости процесса формирования соединения и размерах ядра (рис. 1.9).

1.3.1. Время сварки

В теории и практике КТС под термином «время сварки» понимается длительность tСВ импульса сварочного тока IСВ. При неизменной силе сварочного тока IСВ время сварки tСВ определяет количество теплоты QЭЭ, которое в этом случае выделяется в зоне формирования соединения пропорционально длительности импульса тока. Поэтому с увеличением времени сварки растет проплавление деталей А и, в большей мере, диаметр dЯ ядра расплавленного металла (рис. 1.9, а).

Вместе с этим при увеличении tСВ возрастает и влияние теплоотвода на характер распределения температуры в зоне сварки, которое сопровождается большим разогревом деталей и увеличением деформаций. Кроме того, при увеличении tСВ все большая часть QЭЭ отводится в окружающий зону сварки металл Q2 и в электроды Q3, что приводит к уменьшению энергетического КПД процесса КТС (см. п. 2.4). При некотором tСВ может наступить состояние теплового равновесия, при котором вся выделившаяся теплота отводится из зоны сварки, то есть , а количество теплоты в зоне сварки Q1 не изменяется. Это приводит к тому, что ядро (А и dЯ) расплавленного металла перестаёт расти. Следовательно, увеличение tСВ дальше момента теплового равновесия и энергетически, и технологически нецелесообразно потому, что ни к чему кроме увеличения разогрева деталей не приводит.

1.3.2. Сила сварочного тока

Сила сварочного тока IСВ является одним из основных параметров режима КТС, поскольку при неизменной длительности его импульса tСВ определяет не только количество энергии, выделяющейся в зоне сварки, но и, что наиболее важно для процесса формирования соединения, градиент её увеличения по времени. Вследствие этого именно сила сварочного тока определяет скорость нагрева металла в зоне формирования соединения.

В ряде случаев сварки, в особенности при малом расстоянии (шаге) между сварными точками, сила сварочного тока IСВ, т. е. тока который протекает через зону формирования соединения и определяет тепловыделение в ней, и сила тока, который протекает во вторичном контуре сварочной машины I2, могут различаться между собой. Причиной этого может являться ток шунтирования IШ, который протекает вне зоны сварки, в частности, через ранее сваренные точки (рис. 1.10) или контакты деталь-деталь, расположенные вне зоны формирования соединения, например, при точечной сварке с обжатием периферийной зоны соединения. Таким образом, значение вторичного тока сварочной машины I2 зависит от сварочного тока IСВ и тока шунтирования IШ:

                                              (1.9)

Ток шунтирования. Зона проводимости тока шунтирования представляет собой электрическую цепь с сопротивлением rШ, параллельную электрической цепи зоны сварки с сопротивлением rЭЭ. Вследствие этого силу тока шунтирования можно вычислить по формуле [3]:

,         (1.10)

где  — электрическое сопротивление шунтирующей ветви; ρ — удельное электрическое сопротивление металла свариваемых деталей;
kЭ — коэффициент ();
s — толщина детали; bПР — ширина шунта, приведенная с учётом растекания тока и равная ; dП и dШ — диаметры уплотняющего пояска и шунтирующего контакта соответственно.

Сварочный ток. От силы сварочного тока размеры ядра расплавленного металла зависят в наибольшей степени (рис. 1.9, б). С увеличением IСВ проплавление деталей А и диаметр ядра dЯ растут почти прямо пропорционально изменению IСВ.

Силу сварочного тока IСВ, по той же причине, что и tСВ, пока определяют только ориентировочно по технологическим рекомендациям или по эмпирическим зависимостям [2…4, 7…11, 13, 15…17]. В отличие от tСВ, для определения которого расчетные методики вообще отсутствуют, для определения IСВ в теории КТС предложено много самых разнообразных зависимостей, к сожалению, не отличающихся высокой точностью и универсальностью, например, зависимостей следующего вида [73...76]:

;           ;

;               ,

где s — толщина деталей; dЭ — диаметр рабочей поверхности электрода;
ki – опытный коэффициент; θ — температура плавления (с учетом скрытой теплоты плавления); ρ и λ — удельное электрическое сопротивление и коэффициент теплопроводности; dТ — диаметр ядра (см); ρТ — удельное электрическое сопротивление металла в момент его плавления (мкОм/см).

В практике традиционных способов КТС для сварочного импульса, длительностью tСВ, усредненную силу сварочного тока IСВ чаще всего приближенно рассчитывают по следующей зависимости, которая получена из общеизвестного закона Джоуля – Ленца [8…11, 16]:

,  [3]                                    (1.11)

где QЭЭ — количество теплоты, выделяющееся в зоне сварки, которое требуется для образования сварного соединения заданных размеров (величина QЭЭ определяется по уравнению теплового баланса (см. ниже п. 2.4.3));
mr — коэффициент, который учитывает изменение сопротивления зоны сварки rЭЭ в процессе формирования соединения (для низкоуглеродистых сталей он равен , для алюминиевых и магниевых сплавов — , для коррозионно-стойких сталей — , для сплавов титана — ; rДК — электрическое сопротивление деталей в конце сварки (определение rДК см. ниже п. 2.3.3).

1.3.3. Усилие сжатия электродов

Усилие сжатия электродов (сварочное усилие) FСВ — один из важнейших параметров режима КТС, который оказывает влияние на все основные процессы, ответственные за формирование соединения, в частности, на микро- и макропластические деформации, на выделение и перераспределение теплоты, на охлаждение металла в зоне сварки и кристаллизацию его в ядре.

С увеличением FСВ увеличиваются пластические деформации металла в зоне сварки и площади контактов, уменьшается плотность тока в них, уменьшается электрическое сопротивление участка электрод–электрод и стабилизируется его величина. Поэтому при постоянстве остальных параметров режима увеличение FСВ вызывает уменьшение размеров ядра
(рис. 1.9, в), прочности сварных точек при одновременном понижении и их стабильности. Если же увеличение FСВ сопровождается таким увеличением IСВ или tСВ, что размеры ядра остаются неизменными, то с ростом величины сварочного усилия прочность точек возрастает и становится более стабильной. [10, 77…79]

Как и сварочный ток, сварочное усилие определяют в основном по эмпирическим зависимостям, предложенным для приближенного расчета или пересчета сварочного усилия и основанным на  подобии процессов КТС. Методики пересчета FСВ исходят из подобия процессов формирования соединений при сварке деталей из одних и тех же металлов разных толщин. Все они, к сожалению, также не отличаются ни высокой точностью, ни универсальностью. В частности, для пересчетов и расчетов FСВ предложены следующие зависимости [10, 15, 73, 80...82]:

;       ;

;             ;       ;

;        ,

где F0 — удельное сварочное усилие; dЯ — диаметр ядра расплавленного металла с известным FСВ; dЯ — диаметр ядра, для которого рассчитывают FСВ; P0 — удельное давление, определяемое экспериментально; dЭ — диаметр рабочей поверхности электрода; s — толщина деталей; k1 и k2 —коэффициенты, учитывающие сопротивление деформации металла и конструктивную жесткость изделия; σ02 — условный предел текучести свариваемого металла при нормальной температуре;  — предел текучести свариваемого металла при температуре 300о С;

1.3.4. Форма и размеры рабочих поверхностей электродов

Форма и размеры рабочих поверхностей электродов (рис. 1.3: dЭ — при плоской и RЭ — при сферической), контактирующие со свариваемыми деталями, существенно влияют на качество получаемых сварных соединений. Увеличение площади контакта электрод–деталь, например, из-за износа рабочей поверхности электродов приводят к уменьшению плотности тока и давления в зоне сварки, а, следовательно, к уменьшению размеров ядра и снижению качества готовых точечных соединений (рис. 1.9, г).

Применяемая форма электродов зависит от свойств материала свариваемых деталей. Так, например, для сварки титановых, алюминиевых и магниевых сплавов, как правило, применяют электроды со сферическими рабочими поверхностями. Стали же, в основном сваривают электродами с плоской рабочей поверхностью.

Размеры рабочих поверхностей электродов в большинстве случаев выбирают исходя из толщины свариваемых деталей.

Радиус сферы электрода RЭ определяют, ориентируясь на конечный диаметр отпечатка и допустимую глубину вмятины, которая не должна превышать 10 % от толщины детали [83]. Исходя из этого условия предложены следующие зависимости для определения минимального RЭMIN и максимального RЭMAX радиусов рабочих поверхностей электродов в зависимости от толщины s свариваемых деталей [84]:

.

Диаметры плоских рабочих поверхностей электродов выбирают с учетом диаметров ядра, которые в свою очередь задают по толщине деталей. Значения dЭ определяют по следующим зависимостям [85, 86]:

,       .

Однако в практике КТС размеры рабочих поверхностей электродов обычно не рассчитывают. Значения dЭ и RЭ, как правило, выбирают по технологическим рекомендациям (табл. 1.2), в которых они близки к значениям, рассчитанным по приведенным выше зависимостям. Окончательные значения tСВ, IСВ, FСВ и RЭ или dЭ определяют и корректируют на образцах технологической пробы [3, 15].

Поскольку приемлемые по точности для практики КТС методики оптимизации режимов сварки (сочетаний IСВ, tСВ и FСВ) пока не разработаны параметры одного из них, как правило, время сварки tСВ, определяют ориентировочно по технологическим рекомендациям, основанным на экспериментальных исследованиях процессов КТС и опыте их практического использования в промышленности. После этого для принятого значения tСВ по приближенным методикам, определяют силу IСВ и усилие сжатия электродов FСВ [2…4, 7…11, 13, 15…17].

Таким образом, существующие расчетные методики определения основных параметров режима весьма не совершенны. У них можно отметить общий недостаток — они не отражают физической сущности процессов, протекающих при КТС, не являются универсальными и применимы только для тех ограниченных областей толщин и металлов, на основании результатов исследований которых они и получены. Они не могут использоваться для решения задач, связанных с программированным изменением термодеформационных процессов, протекающих при формировании точечных сварных соединений.

1.3.5. Критерии подобия для определения режимов сварки

Выше, в п. 1.2.1 отмечалось, что, несмотря на изменение значимости влияния на отдельных этапах формирования соединения каждого из основных термодеформационных процессов, протекающих в зоне сварки, на процесс сварки общая схема формирования соединения происходит по единой схеме. При этом исследователями процесса КТС давно было подмечено, что при сварке деталей разных толщин параметры основных термодеформационных процессов изменяются по одинаковым закономерностям, то есть подобно. На основании результатов экспериментальных исследований рядом исследователей были разработаны основы теории подобия процессов КТС и предложен ряд критериев — безразмерных величин, математически описывающих это подобие [3, 4, 13, 16, 74…76, 87, 88].

Физические процессы подобны, если они описываются одним и тем же дифференциальным уравнением и имеют подобные начальные и граничные условия. Подобие выражается в том, что при определенных условиях в сходственных точках тел, т. е. в точках с одной и той же относительной координатой, например, в точках, расположенных в середине или на краю листа, достигаются одни и те же значения переменных параметров, в частности температуры или деформации.

По этим критериям, определяемым по моделям, рассчитывают масштабные коэффициенты для определения параметров процесса. Процессы точечной свирки деталей разной толщины могут быть подобны при равенстве критериев подобия, например, следующих [16]:

-      критерий геометрического подобия

;                                         (1.12)

-      критерий гомохронности (подобия по времени — критерий Фурье)

;                                        (1.13)

-      критерий подобия тепловыделения

;                                    (1.14)

-      критерий подобия пластических деформаций

,                                      (1.15)

где s — толщина деталей; dЯ — диаметр ядра; IД и tСВ — действующее значение сварочного тока и время его протекания; FСВ — сварочное усилие; сm, γ, ТПЛ, и σД — соответственно, массовая теплоёмкость, плотность, температура плавления и сопротивление деформации свариваемого металла.

Применение теории подобия позволяет по одному экспериментально определенному режиму с использованием критериев подобия рассчитать параметры режима сварки деталей других толщин. Значения критериев определяют по единичным опытам [3, 4, 15].

Однако часто расчеты по зависимостям (1.12…1.15) приводят к значительным погрешностям. Обусловлено это прежде всего тем, что в практике сварки не соблюдается критерий геометрического подобия
(см. табл. 1.1). Поэтому для приближенной оценки параметров режима в относительно малом диапазоне толщин (1…4 мм) пользуются рядом других, в основном эмпирических, соотношений, аналогичных по структуре указанным выше, например, [15].

Таким образом, различие способов точечной сварки определяется внешним силовым энергетическим и силовым воздействием на зону формирования соединения. Это воздействие влияет на параметры термодеформационных процессов, протекающих в зоне сварки, которые рассмотрены ниже, и определяющих качество получаемых соединений.

2. основные Процессы, протекающие при
контактной точечной сварке

Сварная точка является результатом сложных термодеформационных процессов, протекающих в зоне формирования соединения в течение цикла сварки. Некоторые из этих процессов протекают последовательно, а некоторые и параллельно. Параметры последних зависят не только от внешнего энергетического и силового воздействия на металла в зоне сварки, но и от сложного их взаимного влияния. Ниже рассмотрены закономерности протекания термодеформационных процессов, оказывающих наиболее значимое влияние на конечный результат сварки.

2.1. Сближение свариваемых деталей

Технологической операцией, которая первой выполняется в любом цикле КТС, является сближение свариваемых поверхностей до соприкосновения, поскольку собранные для сварки детали практически никогда плотно не прилегают между собой. Обусловлено это тем, что между свариваемыми деталями всегда имеются зазоры. Они являются следствием либо искривления деталей при выполнении технологических операций, которые предшествуют сварке, либо дефектов сборки деталей перед сваркой, или деформаций деталей непосредственно в процессе сварки предшествующих точек [3, 10, 11, 14…16].

В сближении свариваемых деталей до соприкосновения следует выделить два фактора, которые оказывают значимое влияние как на формирование начальных контактов, так и на процесс сварки в целом: геометрический фактор, который проявляется в искривлении деталей при их деформировании в процессе сближения, и силовой фактор, следствием влияния которого является отклонение усилия сжатия в контакте деталь–деталь от усилия сжатия электродов [14…16, 89… 91].

2.1.1. Деформирование свариваемых деталей при их сближении

Реальная деформация свариваемых деталей в процессе их сближения (рис. 2.1) представляет сложное сочетание признаков, близких как к чистому изгибу пластины (рис. 2.1, а), так и к чистому ее прогибу по типу мембраны (рис. 2.1, д). При этом переход от первого ее состояния ко второму происходит плавно (рис. 2.1, б...г) по мере увеличения расстояния u от кромки нахлестки до центра электродов. Причем этот переход происходит тем быстрее (при меньшей величине u), чем меньше расстояние tШ до точек опоры вдоль нахлестки.

Наличие зазоров между деталями и операции их сближения до соприкосновения, которое приводит к сложному искривлению деталей, существенно изменяет как распределение напряжений в контактах, так и характер, протекающих в них микро- и макродеформаций. При отсутствии зазора (рис. 1.5, этап 1) можно допустить, что в контакте деталь-деталь деформируются две плоские поверхности, а при большом расстоянии от кромки листов до электродов (рис. 2.1, д) — две сферические поверхности. В практике же сварки в основном встречаются промежуточные более сложные, несимметричные виды деформирования свариваемых деталей при их сближении (рис. 2.1, б...в) [91].

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