Влияние режимов сварки на параметры термодеформационных процессов, протекающих в зоне формирования соединения

Параметры термодеформационных процессов, протекающих в зоне формирования соединения, зависят от многих факторов точечной сварки, в частности, рассмотренных выше. Кроме того, на них существенное влияние оказывают особенности технологий и параметры режимов точечной сварки, которое и рассмотрим ниже. В частности, исследованием влияния режимов сварки деталей из сплавов АМг6 и АМц, толщиной 1…4 мм, которые приведены в табл. 4.4, установлено следующее.

Таблица 4.4

Параметры режимов точечной сварки и размеры полученных соединений

Температура деформируемого металла Т_Дt в зоне сварки является основным фактором, определяющим его сопротивление пластической деформации σ_Дt. Многочисленные расчеты показали, что нагрев деформируемого объема металла в зоне сварки во время импульса сварочного тока протекает неравномерно (рис. 4.6, б, рис. 4.7, б). За первые 10…20 % от времени сварки t_СВ он нагревается до температуры, которая составляет 65...85 % от конечных ее значений. Затем рост его температуры замедляется. При этом, в случае сварки электродами со сферической рабочей поверхностью рост температуры деформируемого металла наблюдается в течение всего периода действия импульса сварочного тока (рис. 4.6, б), то при сварке электродами с плоской рабочей поверхностью и, в особенности, с обжатием периферийной зоны соединений увеличение температуры деформируемого металла во второй половине периода их нагрева весьма ограничено (рис. 4.7, б).

Такое неравномерное увеличение температуры деформируемого металла (рис. 4.8) характерно для любых условий точечной сварки [203, 206, 214…216]. Это в дальнейшем было подтверждено и более точными тепловыми расчетами с решением дифференциальных уравнений, например, в работе [168].

Причинами такого изменения температуры являются, с одной стороны, радиальное перемещение от оси электродов границ деформируемого объема металла из-за увеличения диаметров уплотняющего пояска d_Пt и ядра расплавленного металла d_Яt (см. рис. 4.4, 4.6, а, 4.7, а), а с другой — изменения условий процессов выделения и распространения теплоты. Во-первых, увеличение в процессе сварки площадей контактов деталь–деталь и электрод–деталь приводит к уменьшению электрического сопротивления зоны сварки (см. п. 2.3) и, как следствие—к уменьшению тепловыделения. Во-вторых, увеличение площадей контактов электрод–деталь приводит и к увеличению теплоотвода из зоны сварки. Кроме того, замедление увеличения температуры происходит из-за плавления металла в ядре, так как на это затрачивается часть вводимой энергии (см. п. 2.4).

Максимальная температура деформируемого объема металла, которой он достигает в конце процесса формирования соединения, в зависимости от условий сварки изменяется в относительно широких пределах, составляющих 60…95 % от температуры плавления Т_ПЛ свариваемого металла.

Изменение толщины свариваемых деталей в пределах 1…4 мм приводит к изменению температуры деформируемого металла, примерно на 5…15 % от Т_ПЛ. Причем, с увеличением толщины деталей она возрастает (рис. 4.8), что в основном объясняется уменьшением ее градиента в направлении координаты r.

Изменение времени сварки влияет на максимальную температуру металла в большей степени (рис. 4.9), чем изменение толщины деталей. Так, изменение времени сварки в пределах, применяемых в практике КТС режимов, приводит к изменению температуры металла на 10…25 % от Т_ПЛ. При этом с увеличением времени сварки (уменьшением жесткости режимов) она возрастает. Это обусловлено некоторым уменьшением градиента температуры в металле зоны сварки, прилегающем к ядру.

Такие результаты расчетов температуры металла в зоне сварки вполне согласуются с существующими представлениями, результатами экспериментальных и теоретических исследований процессов выделения и перераспределения теплоты в условиях формирования точечных сварных соединений.

Степень пластической деформации металла в зоне сварки монотонно увеличивается в течение всего процесса его нагрева, т. е. в течение длительности действия импульса сварочного тока при любых условиях точечной сварки. Причем, во время формирования соединения степень деформации увеличивается неравномерно (рис. 4.10). За первые 5…20 % от времени t_СВ действия импульса сварочного тока она достигает значений, составляющих 25…40 % от конечных. После этого степень деформации металла в зоне сварки увеличивается практически линейно.

Динамика изменения степени пластической деформации металла в зоне сварки и ее величина определяются в основном его температурным расширением. Так, характер изменения ε_t в процессе формирования соединения определяется в основном ее приращением за счет температурного расширения ε_t1, (первое слагаемое в зависимости 3.78), плавления металла в ядре ε_t2 (второе слагаемое) и вдавливания электродов в поверхности деталей ε_t3 (третье слагаемое). В момент выключения тока при t = t_СВ приращение степени пластической деформации за счет температурного расширения металла ε_t1, составляет 55…65 % от всей ее конечной величины ε_t, за счет вдавливания электродов в поверхности деталей ε_t2 — 20…30 %, за счет приращения объема металла ядра при его расплавлении ε_t3 — 8…17 %.

К моменту окончания импульса сварочного тока при t = t_СВ степень пластической деформации металла в зоне сварки может достигать значений 12…15 %. При проплавлении деталей на 40…60 %, которое наиболее характерно для большинства соединений в практике точечной сварки, конечная степень деформации составляет 9…12 %.

При сварке на жестких режимах с меньшей длительностью импульса сварочного тока степень деформации на 5…12 % меньше, чем на мягких (рис. 4.11). Это объясняется большим градиентом температуры металла в зоне сварки и большей зоной его нагрева.

С увеличением толщины свариваемых деталей от 1 до 4 мм степень пластической деформации металла в зоне сварки также уменьшается на 8…14 % (рис. 4.12), что объясняется в основном увеличением зоны нагрева при формировании точеного сварного соединения.

Скорость пластической деформацииu_t металла в зоне сварки изменяется в соответствии с изменение степени его деформации (рис. 4.13), поскольку является ее производной (см зависимость 3.79).

Наибольшие ее значения наблюдаются в начале процесса нагрева и составляют через 10 % от времени t_СВ действия импульса сварочного тока 0,2…3,6 с^-1. В процессе формирования соединения скорость деформации металла зоны сварки уменьшается неравномерно. За последующие 10…15 % от времени нагрева она уменьшается на 20…60 % от значений, которые были при t ≈ 0,1 t_СВ. После этого она либо монотонно уменьшается до конечных значений, либо остается практически неизменной.

С увеличением жесткости режима сварки скорость деформации возрастает (рис 4.14). Причем, в начале процесса сварки она возрастает примерно в 2,5…3,5 раза, а в конце процесса нагрева — в 1,5…2.5 раза. С увеличением же толщины свариваемых деталей от 1 до 4 мм она уменьшается в 5…6 раз. Это в основном обусловлено увеличением времени сварки t_СВ, поскольку степень ε_t деформации металла зоны сварки с увеличением толщины деталей уменьшается всего на 8…14 %.

Сопротивление пластической деформацииσ_Дt металла в области уплотняющего пояска в процессе КТС монотонно уменьшается (рис. 4.15).

Причем, уменьшение сопротивления пластической деформации происходят неравномерно, что обусловлено, в основном, неравномерным изменением теплового состояния металла в области уплотняющего пояска (см. рис. 4.6, б и 4.7, б). Наибольший градиент его уменьшения, как и уменьшения температуры, наблюдается в первые 10 ¸ 25 % от времени t_СВ длительности импульса сварочного тока. Это является следствием того, что основным фактором, определяющим сопротивление пластической деформации металла процессе формирования точечного сварного соединения, является его температура. Такое заключение подтверждается характером изменения при сварке термомеханических коэффициентов к_Т, к_ε, к_и (рис. 4.16) и их соотношением в дискретные моменты процесса формирования соединения, а также характером изменения их комплексного воздействия на металл зоны сварки, которое можно охарактеризовать коэффициентом разупрочнения (см. зависимость (3.60)).

С увеличением жесткости режима сварки сопротивление пластической деформации металла увеличивается в довольно широком диапазоне (на 15…80 %) (рис. 4.17). При этом кратность его увеличения возрастает с повышение прочности металла. С увеличением толщины свариваемых деталей от 1 до 4 мм сопротивление пластической деформации уменьшается: при сварке на жестких режимах — в 1,5…2 раза, а при сварке на мягких режимах — на 10…30 %. Причем кратность уменьшения в начале процесса сварки больше, чем в конце импульса тока и зависит она как от теплофизических свойств металла, так и от параметров режима сварки.

Основным фактором, определяющим сопротивление пластической деформации металла при сварке, является его температура. Вместе с тем и роль степени и скорости пластической деформации металла, как упрочняющих факторов, весьма существенна. Они повышают сопротивление пластической деформации металла зоны сварки на 30…60 % по сравнению со статическим пределом текучести при той же температуре. На рис. 4.18 показано изменение в процессе сварки сопротивления пластической деформации металла (кривая 1) рассчитанное по вышеописанной методике и изменение предела текучести металла (кривая 2) для той же температуры. Поэтому при решении теплодеформационных задач точечной сварки, определяя механические характеристики металла зоны формирования соединения, следует учитывать процессы его упрочнения и разупрочнения, в особенности при сварке деталей малых толщин на жестких режимах.

Среднее значение напряжений в площади уплотняющего пояска и
давление расплавленного металла в ядре в процессе формирования соединения монотонно уменьшаются (рис. 4.19 и 4.20). Это обусловлено тем, что их величину σ_СРt и Р_Яt (см. зависимости (3.51) и (3.59)) в основном определяют одни и те же параметры деформационных процессов: сопротивление деформации металла в области уплотняющего пояска σ_Дt и ширина уплотняющего пояска, которая в зависимости (3.51) выражена разностью диаметров уплотняющего пояска d_Пt и ядра d_Яt, а в зависимости (3.59) — их отношением. А поскольку при любых условиях точечной сварки, как было показано выше, и сопротивление деформации металла, и ширина уплотняющего пояска в процессе формирования соединения на стадии нагрева всегда уменьшаются, то вследствие этого уменьшается и величина напряжений в площади уплотняющего пояска, и давление расплавленного металла в ядре. Их значения к концу процесса нагрева монотонно приближаются к величине сопротивления деформации металла в области уплотняющего пояска.

С увеличением жесткости режимов сварки как среднее значение напряжений в площади уплотняющего пояска (рис. 4.21), так и давление расплавленного металла в ядре (рис. 4.22) увеличивается. Это в основном является следствием увеличения сопротивления пластической деформации металла в области уплотняющего пояска из-за снижения в нем средней температуры, которое происходит вследствие увеличения в в области уплотняющего пояска ее градиента.

С увеличением толщины свариваемых деталей как среднее значение нормальных напряжений в площади уплотняющего пояска, так и давление расплавленного металла в ядре уменьшаются. Основной причиной этого является то, что с увеличением толщины свариваемых деталей увеличивается и разогрев металла в области уплотняющего пояска. Кроме того, с увеличением толщины свариваемых деталей весьма существенно уменьшается скорость пластической деформации металла и, следовательно, его влияние как упрочняющего фактора. Изменение этих факторов приводит к уменьшению сопротивления пластической деформации металла и, в конечном итоге, к уменьшению напряжений в площади уплотняющего пояска и давления расплавленного металла в ядре.

Таким образом, параметры основных термодеформационных процессов, протекающих в зоне формирования точечных сварных соединений, существенно зависят от параметров режимов сварки. Вследствие этого выбор оптимальных параметров режима КТС является исходным условием устойчивого протекания процесса формирования соединении и получения его высокого качества. Наиболее комплексным показателем оптимальности режимов контактной точечной сварки для конкретных ее условий является показатель их жесткости, который рассмотрен ниже.

4.3. Критерий оценки режимов контактной точечной сварки

Описанное выше изменение основных термодеформационных процессов, протекающих в зоне сварки, показывает, что при устойчивом процессе формирования соединения в зоне сварки существует определенное соответствие между нагревом в ней металла и пластической его деформацией, и подтверждает, существовавшее ранее [3, 165, 185… 187] об этом предположение. Кроме того, взаимозависимость и взаимовлияние основных термодеформационных процессов, в особенности нагрева и пластической деформации металла, зависимость их от параметров режима точечной сварки, что количественно характеризуется критерием жесткости режимов контактной точечной сварки, подтверждает: саморегулирование процесса КТС существует.

В настоящее время оценку и сравнение режимов контактной точечной сварки по показателю их жесткости в основном производят только качественно, несмотря на то, что этот показатель является наиболее комплексным показателем из всех известных, предназначенных для решения этих задач. Это обусловлено тем, что, несмотря на известные предложения количественно оценивать жесткость режимов, например, по отношению отдельных параметров режима КТС, по показателям, представляющим собой различные интерпретации критерия Фурье и т. п., «абсолютный показатель степени жесткости режима пока не найден [15]» (см п. 1.3).

Общепринятым можно считать, что понятие «жесткость режима» отражает положение процесса КТС между его противоположными и предельными состояниями — непроваром и выплеском. К предельно мягким режимам относят такие режимы, при которых возникают непровары, а к предельно жестким — режимы, при которых возникают выплески. Соответственно и значения показателей жесткости таких режимов являются предельными. Например, в работе [4] указано, что при оценке жесткости режима по показателю K₂ (см зависимость (1.8)) для любых сочетаний толщин и материалов деталей при K₂ < 25 режимы КТС уже недопустимо мягкие, а при K₂ > 50 — граница выплесков, т. е. режимы сварки уже предельно жесткие.

Вместе с тем, классификация режимов, отработанных практикой КТС (например, приведенных в табл. 4.5 и близких к рекомендуемым [2, 3, 7…11, 15] для данных деталей), по известным показателям жесткости (в частности, по критериям К₁ (см зависимость (1.7)) и К₂) показывает, что они не всегда располагаются в соответствии с этим понятием. Так, при оценке режимов по К₁ не бесспорно соотношение их жесткости не только при различной толщине деталей, что объясняется не соблюдением в практике КТС критерия геометрического подобия сварных соединений ( [15] (см. зависимость 1.12)), но и при одинаковой толщине деталей, например, из сплава АМг6 и стали 12Х18Н10Т. Не бесспорно и то, что при оценке по К₂ жесткость режимов КТС деталей из сплава АМг6 и стали 08кп примерно одинакова, а режимы КТС деталей из стали 12Х18Н10Т относятся к недопустимо мягким (К₂ < 25) и их жесткость меньше, чем при КТС деталей из стали 08кп.

Характеристики материалов, при которых проводили расчеты показателей жесткости режимов КТС, в частности, показателей К₁ и К₂, приведены в табл. 4.6.

Таблица 4.5

Результаты расчетов при сравнении режимов сварки по критериям
их жесткости К_Ж, К₁ и К₂

Мате риал	s мм	IСВ кА	tСВ c	FЭ кН	dЯ	dП2	dПС	ΔQЭЭ кДж	η	Kσ	КЖ	К1	К2
мм
Сплав АМгб	0,5		0.04	2,0		4.9	3.7	0.24	0.12	2.86	2.27	0.14	48.9
1,0		0,06	4.0		6.7	5.3	0.62	0.16	2,80	2.12	0.38	44.4
1,5		0.08	5.0		7.8	6.2	1.08	0,19	2.77	2.09	0.64	35.9
2,0		0.10	7.0		9,5	7.5	1.88	0.21	2.74	2,05	0,91	35.1
2,5		0.12	9.0		10,9	8.6	2.84	0,23	2.72	2.25	1.18	36,5
3,0		0.16	12,0		12.5	9.9	4,41	0.24	2.70	2.26	1.28	35.5
4,0		0,20	16.0		15.0	11,8	7,59	0,26	2.70	2,19	1.82	33,0
Сталь 12Х18Н10Т	0,5		0.1	2.8		5.0	3.7	0.63	0.16	3.01	1.40	0,36	20.8
1,0		0.16	4.5		6.6	5.0	1.53	0,22	3.29	1.53	1.40	18,8
1,5	7.5	0.22	6.5		7.8	6.0	2.87	0.26	3.37	1.46	2.29	19.9
2,0	8.5	0,2Ь	8,5		9.4	7.2	4.84	0,30	3.33	1.38	3,45	18,2
2,5		0.32	10.5		10.5	8.1	7.07	0.32	3.58	1.45	4.37	19.8
3,0	11.5	0.36	13,0		12.0	9.2	10.2	0.34	3.57	1,43	5.6	19,9
Сталь 08кп	0,6		0.1	1.0		4.8	3,4	0.81	0,15	9.37	0,93	0.21	37,8
1,0	8.5	0.2	2.0		6.2	4.5	2.15	0.16	8,89	0.89	0.29	39.1
1,5	10.5	0.34	3.5		7,9	5.8	4,96	0,17	8.22	0.92	0,38	31.4
2,0		0.48	5.0		9.5	6.9	9.02	0.18	7.90	0,44	0,48	29,2
2,5		0.6	6.5		10,8	8.0	13.7	0,19	7,73	0.87	0.61	25,8
Примечание. Расчеты проводили при , Т0 = 273 K, σД1 = σТ, Δt = tСВ.

Основным общим недостатком известных показателей жесткости режимов КТС, в частности К₁ и К₂, является то, что они отражают только одну сторону процесса формирования соединения — выделение и перераспределение теплоты в зоне сварки. Вместе с тем, известно [16, 206], что устойчивое формирование соединения (без непроваров и выплесков) происходит в том случае, когда в течение всего процесса КТС обеспечивается определенное равновесное соотношение между нагревом и пластическим деформированием металла в зоне сварки. Его нарушение может привести к чрезмерно быстрому увеличению площадей контактов, уменьшению плотности тока, скорости нагрева и, в конечном итоге — к непровару. Противоположное отклонение перечисленных параметров приводит к выплеску.

На основе математических моделей термодеформационных процессов, протекающих в зоне сварки, и методик математического моделирования процесса точечной сварки на стадии нагрева, описанных выше (см. р. 3, и п. 4.1), разработан критерий оценки жесткости режима контактной точечной сварки [259]. Он комплексно учитывает влияние на формирование точечного сварного соединения тепловых и деформационных процессов, а также параметров режима сварки.

Таблица 4.2

Теплофизические характеристики материалов

Материал	ТПЛ, °С	λ,	сm,	γ,	ρ0,	αρ,	σТ, МПа
Сплав АМг6					0.075	8·10-4
Сталь12Х18Н10Т					0,75	6·10-4
Сталь 08 кп					0.13	6·10-3
Бронза БрХ	–				–	–	–
Обозначение: αρ — температурный коэффициент увеличения ρТ.

Физическая сущность этого критерия жесткости режима контактной точечной сварки основана на теоретических и экспериментальных исследованиях процессов КТС, частично описанных выше, которые показали, что существуют взаимосвязи между изменениями параметров термодеформационных процессов, протекающих в зоне формирования соединения, и устойчивостью процесса КТС против образования выплесков и непроваров. В частности, установлено, что изменение отношения скорости нагрева к скорости пластического деформирования металла в зоне сварки коррелируется с изменением устойчивости процесса против образования непроваров и выплесков при различных сочетаниях параметров режима КТС. Поэтому количественное значение отношения этих параметров может служить показателем жесткости режима КТС при любых сочетаниях толщин и материалов свариваемых деталей. Кроме того, значения этого показателя при КТС деталей из материалов, относящихся к одной группе свариваемости [15, 16], относительно стабильны. Поэтому при таких условиях они могут использоваться в качестве критериев оптимизации при выборе параметров режима КТС. Такие выводы можно подтвердить следующим.

Поскольку известные критерии (см. п. 1.3.5), которые описывают соотношение параметров, характеризующих процессы формирования точечных сварных соединений, в подавляющем большинстве безразмерны, то и критерий жесткости режима должен быть таким же. Это позволит сопоставлять результаты оценки разных режимов сварки деталей различных сочетаниях толщин и материалов свариваемых деталей. Поэтому изменение параметров должно выражаться в относительных единицах.

Нагрев металла зоны сварки в процессе формирования точечного сварного соединения можно описать функцией изменения его относительной температуры, имеющей следующий вид

, (4.11)

где Т — текущее значение средней температуры в зоне сварки; Т₀ — характерное неизменное значение температуры.

Изменение деформированного состояния металла в зоне сварки в процессе формирования соединения можно описать функцией отношения давления в контуре свариваемого контакта (уплотняющего пояска диаметром d_П), выраженного сжимающими напряжениями в его площади σ, которое обусловлено внешним силовым воздействием на детали, к сопротивлению деформации металла в области уплотняющего пояска σ_Д:

. (4.12)

Это оправдано тем, что в любой момент процесса КТС, как это следует из уравнений термодеформационного равновесия (3.11) и (3.17), в свариваемом контакте среднее значение давления σ, обусловленного внешним силовым воздействием, уравновешивается противоположно направленными контактными напряжениями σ_Z, а также (после начала плавления металла) давлением Р_Я расплавленного металла в ядре [218]. Величина σ_Z и Р_Я, как это следует из зависимостей (3.51) и (3.59), пропорциональны сопротивлению деформации металла σ_Д. В силу этого и изменение функции , пропорциональное σ_Д, пропорционально также изменению площади свариваемого контакта. Поэтому можно считать, что изменение функции адекватно отражает изменение деформированного состояния металла в зоне сварки.

Исходя из сказанного выше критерий жесткости режима точечной сварки К_Ж, определяемый как отношение скоростей нагрева и пластического деформирования металла в зоне формирования соединения, можно выразить через отношение производных от функций (4.11) и (4.12) следующим образом:

. (4.13)

Принимая в качестве независимых переменных температуру Т и сопротивление деформации металла σ_Д, в соответствии с теоремой Лагранжа зависимость (4.13) можно преобразовать к виду

, (4.14)

где Т₁ и Т₂, σ_Д1 и σ_Д2 — значения Т и σ_Д соответственно в начале t₁ и конце t₂ рассматриваемого отрезка времени Δt = t₂ - t₁; ΔT — разность значений Т за время Δt; σ — среднее значение давления в отрезке времени Δt, равное ; σ₁ и σ₂ — значения σ соответственно в начале t₁ и конце t₂ рассматриваемого отрезка времени Δt.

С относительно небольшой погрешностью можно допустить, что на стадии нагрева наиболее интенсивные термодеформационные процессы локализованы в зоне сварки объемом V_t, ограниченном внешними поверхностями деталей и цилиндрической поверхностью, направляющей которой является контур свариваемого контакта (см. п. 3.5.3, рис. 3.33). Тогда температуру Т в зависимости (4.13) можно выразить как среднее значение температуры в изменяющемся объеме V_t, а ее разность ΔT в зависимости (4. 14), обозначив ΔT_С — через приращения теплосодержания ΔQ₁ металла в объеме V_t, и тепловыделения ΔQ_ЭЭ на участке электрод – электрод. Для этого, в частности, можно использовать известные решения по определению составляющих уравнения (2.27) теплового баланса при КТС. Тогда, определив теплосодержание ΔQ₁ через теплоемкость и тепловыделение

.

Приравняв правые части этих соотношений значение ΔT_С можно выразить следующей зависимостью:

,

где d_ПС — среднее значение диаметра уплотняющего пояска d_П при его изменении за период Δt от d_П1 до d_П2, равное ; η_Т — тепловой КПД процесса КТС, равный ; А_Г — коэффициент
А. С. Гельмана (см. зависимость (2.16)), учитывающий уменьшение электрического сопротивления деталей за счет растекании линий тока; ρ_TC — среднее значение удельного электрического сопротивления ρ_T при его изменении за период Δt от ρ_T1 до ρ_T2, равное .

Теперь зависимость (4.14) можно преобразовать к следующему виду:

. (4.15)

Известно, что при встречающихся в практике КТС отношениях [10, 15]. Тогда можно принять, что в зависимости (4.15) отношение . Поскольку σ — это среднее значение давления в отрезке времени Δt [см. зависимость (4.14)], а d_ПС — среднее значение диаметра уплотняющего пояска d_П за этот же период, то в зависимости (4.15) выражение , где F_Э — усилие сжатия электродов. Тогда, зависимость (4.15) для расчетов показателя жесткости режима точечной сварки К_Ж можно преобразовать к окончательному виду:

, (4.16)

где — коэффициент разупрочнения металла в объеме V_t;
Т₀ — температура металла перед сваркой, K.

Основной физический смысл показателя K_Ж выражен зависимостью (4.13). Вместе с тем качественный анализ зависимости (4.16) позволяет детализировать его содержание. Так, из нее следует, что жесткость режима возрастает с увеличением силы сварочного тока I_СВ, теплового КПД процесса точечной сварки η_Т, и удельного электрического сопротивления свариваемого металла ρ_TC, а также с уменьшением удельной теплоемкости с_т и плотности γ последнего. Общеизвестно, что такое изменение перечисленных параметров приводит к увеличению тепловыделения и скорости нагрева металла в зоне сварки. К этому же приводит и повышение сопротивления деформации металла σ_Д вследствие увеличения плотности тока в свариваемом контакте из-за уменьшения d_П. Увеличение же усилия сжатия электродов F_Э приводит к противоположному изменению d_П и уменьшению жесткости режима КТС.

Важным фактором, влияющим на жесткость режима, является разупрочнение металла в процессе КТС. Так, при его уменьшении K_σ → 1, а
K_Ж → ∞. Это вполне согласуется с тем, что при увеличении сопротивления деформации металла давление в ядре увеличивается (см. зависимость (3.59)) и вероятность образования выплеска возрастает. Таким образом, при отсутствии разупрочнения металла, когда значения K_σ → 1, а K_Ж → ∞, при реальных усилиях сжатия деталей образование выплеска становится практически неизбежным из-за увеличения давление расплавленного металла в ядре. Увеличение времени сварки, выраженного t_СВ в числителе зависимости (4.16), также приводит к уменьшению показателя К_Ж, т. к. при неизменном диаметре ядра, необходимо уменьшить сварочный ток I_СВ, который в большей степени влияет на тепловыделение. Все это не противоречит существующим представлениям о процессе КТС.

В табл. 1 приведены результаты расчетов К_Ж по зависимости (4.16), а также некоторых промежуточных параметров (ΔQ_ЭЭ, η_Т, K_σ, d_ПС и d_П2), достаточных для проведения проверочных расчетов. При расчетах K_Ж изменение средней температуры деформируемого металла Т_С, его сопротивления пластической деформации σ_Д и диаметра уплотняющего пояска d_П в процессе КТС определяли по методикам, описанным в п. 4.1.

При этом, как следует из результатов расчетов К_Ж при КТС деталей разных толщин s из одного и того же материала при h_Я ≈ s, а Δt = t_СВ значения Т_С относительно стабильны. Так, например, при сварке деталей из сплава АМг6 Т_С ≈ 560 °С, из сталей 12Х18Н10Т и 08кп — 1300 и 1380 °С соответственно. С учетом скрытой теплоты плавления металла в ядре это в определенной мере оправдывает допущение о том, что Т_С ≈ Т_ПЛ в методиках расчетов ΔQ₁ и ΔQ_ЭЭ [3], по которым определяли их значения при расчетах значений теплового КПД η_Т.

Результаты расчетов, в частности, приведенные в табл. 1. показывают, что при оптимальных режимах КТС деталей разных толщин из материалов, относящихся к одной группе свариваемости, значения К_Ж относительно стабильны. То есть, для этих условий КТС показатель К_Ж обладает свойствами критерия. Но это означает

только то, что практикой КТС отработаны режимы, при которых устойчивость процессов сварки против выплесков и непроваров примерно одинакова, т. е. они имеют одинаковую жесткость. Так, например (рис. 4.23), различные сочетания I_СВ, t_СВ и F_Э

Из приведенного примера видно, что значения К_Ж при уменьшении t_СВ и неизменном d_Я отражают возрастающую жесткость режимов КТС, которая на практике проявляется в повышении проплавления деталей и склонности процесса к образованию выплесков.

Расчеты показателя жесткости режима КТС К_Ж, проведенные по описанной выше методике для большого числа отработанных практикой режимов сварки, которые рекомендованы как наиболее оптимальные [3, 7…12, 15…17], показали следующее. Для режимов КТС, которые принято относить к режимам мягким значения показателя жесткости режима КТС К_Ж < 1, а для режимов, которые принято относить к режимам жестким — К_Ж > 2. Для режимов, которые обычно характеризуют как режимы средней жесткости, значения показателя жесткости К_Ж = 1…2.

В отличие от известных аналогов значения критерия жесткости К_Ж можно рассчитать по зависимости (4.16) для любого отрезка времени Δt процесса формирования соединения. Это позволяет определить жесткость режима КТС не только усредненно для всего времени сварки t_СВ, по и на отдельных этапах формирования соединения. Так, на рис. 2 показано изменение показателя К_Ж в процессе формирования соединения, рассчитанное с шагом Δt = 0,01 с. В этом случае расчет К_Ж производится так же, как и при Δt = t_СВ, за исключением того, что переменные параметры в зависимости (4.16) последовательно принимают свои текущие значения.

Результаты расчетов текущих значений К_Ж в процессе формирования точечных соединений показывают, что при КТС с неизменными значениями силы сварочного тока I_СВ, и усилия сжатия электродов F_Э показатель К_Ж в период времени Δt ≈ 0,5…0,6 t_СВ достигает максимальных значений. Относительно невысокие его значения в начале процесса КТС обусловлены не низкой скоростью нагрева (согласно кривой изменения Т_C в этот период она максимальна), а более высокой скоростью пластического деформирования металла. Высокая скорость пластического деформирования металла, является следствием с одной стороны, высокой скорости разупрочнения металла (см. изменение K_σ), а с другой стороны — относительно больших значений отношения в начале процесса формирования соединения. Бόльшие значения К_Ж на рис. 2 в начале процесса формирования соединения обусловлены, по-видимому, допущением, что сварочный ток I_СВ не меняется в течение процесса КТС. Если же учитывать реальное нарастание сварочного тока в этот период, определяемое индуктивностью сварочного контура, то изменение К_Ж получается таким, как показано штриховой линией. В конце процесса, несмотря на то, что разупрочнение металла замедленно (K_σ ≈ 1,04), значения К_Ж уменьшаются. Это обусловлено в основном увеличением в процессе КТС диаметра уплотняющего пояска, d_П, и уменьшением теплового КПД η_Т, замедляющими рост температуры Т_C.

Такое изменение показателя К_Ж при формировании соединения, характерное для циклов КТС с неизменными величинами I_СВ и F_Э свидетельствует о целесообразности применения циклов с программированным изменением параметров режима. В этом случае К_Ж может быть использован как параметр оптимизации при определении программ изменения I_СВ или F_Э. По-видимому, неслучайно и то, что при неизменных и близких к оптимальным значениях I_СВ и F_Э, выплески обычно образуются в момент времени [3, 11, 15], т. е. при относительно высоких значениях К_Ж.

То, что показатель жесткости К_Ж в действительности комплексно отражает взаимосвязь тепловых и деформационных процессов при КТС можно подтвердить и следующим.

Выразим в зависимости (4.16) значение температуры свариваемого металла перед сваркой Т₀ (K) через температуру его плавления . Поскольку при оптимальных режимах КТС в момент средние значения диаметра уплотняющего пояска приближенно равны диаметру ядра (см. табл. 1), то заменим в ней значения на . После этого, умножив числитель и знаменатель зависимости (4.16) на , преобразуем ее к следующему виду при :

. (4.17)

Тогда второй множитель в зависимости (4.17), а также ее знаменатель представляют собой выражения известных критериев, разработанных для точечной сварки: числитель — это выражение критерия подобия тепловыделения K_I, знаменатель — это выражение критерия подобия пластических деформаций K_F при КТС (см зависимости (1.14) и (1.15)).

Следовательно, для случая технологических расчетов при зависимость (4.17) можно записать в следующем виде

. (4.18)

Известно, что при изменении толщины свариваемых деталей s значения критериев подобия тепловыделения K_I и подобия пластических деформаций K_F не остаются неизменными. Они изменяются вследствие того, что не соблюдается критерий геометрического подобия: ( [15] (см. зависимость 1.12)). На рис. 3 показано изменение значений K_I и K_F в зависимости от толщины свариваемых деталей, с увеличением которой значения K_I и K_F уменьшаются. В этих условиях значения показателя жесткости К_Ж, в отличие от известных критериев и при изменении толщины деталей остаются неизменными. В основном это обусловлено увеличением теплового к. п. д. η_Т процесса КТС, которое наблюдается при увеличении толщины свариваемых деталей, так как влияние изменения разупрочнения металла относительно невелико (см. изменение K_σ). Такое изменение указанных параметров характерно для традиционных циклов сварки различных материалов всех толщин, встречающихся в практике контактной точечной сварки.

Описанное выше математическое выражение показателя жесткости режимов контактной точечной сварки, который комплексно отражает взаимосвязь тепловых и деформационных процессов при формировании точечных сварных соединений. Он позволяет количественно оценить отношение скорости нагрева металла в зоне сварки к скорости его пластического деформирования как за цикл сварки в целом, так и его изменение в процессе КТС. Этот показатель позволяет количественно оценить соотношение жесткостей режимов сварки деталей различных сочетаний толщин и материалов, а также может быть использован как критерий оптимизации при выборе параметров режима КТС.

Таким образом, описанные выше в данном разделе методики расчетов изменения диаметра уплотняющего пояска как для традиционных способов КТС, так и способов КТС с обжатием периферийной зоны соединения, позволяют одновременно математически моделировать изменение параметров силового взаимодействия в контактах электрод-деталь и деталь-деталь, а также изменение параметров основных термодеформационных процессов при формировании точечных сварных соединений, таких как теплового состояния металла в зоне сварки, его разупрочнения и объемных пластических деформаций, изменения напряжений в контактах и давления расплавленного металла в ядре. Это позволяет для различных условий точечной сварки определять как характер их изменения, так и количественные их параметры, определять параметры их взаимозависимостей и взаимовлияний, влияние на их изменение параметров режимов и условий сварки, теплофизических характеристик свариваемых материалов и геометрических параметров соединяемых деталей.

Решение этих задач при разработке новых технологий КТС фактически позволяет математически моделировать процесс формирования точечных сварных соединений, чем значительно снижать трудоемкость выполнения этих работ.

Не нашли, что искали? Воспользуйтесь поиском: