Основы теории и технологии контактной точечной сварки (стр. 14 )

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 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.

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.