, (4.1)

, (4.2)

, (4.3)

, (4.4)

для которых коэффициенты аппроксимации определяется по графическим или табличным справочным данным.

Третья группа исходных данных (табл. 4.1) характеризует в основном технологию и режим сварки. Поскольку известны способы точечной сварки как неизменными во время импульса тока параметрами усилия сжатия электродов (см. п.1.2.2), так и с изменяющейся их величиной по определенной программе [3, 54, 58, 253, 260, 261], то в последнем случае рационально их также задавать в виде аппроксимированных функций.

Практически любую известную в технологии точечной сварки программу изменения усилия сжатия токопроводящих электродов F_Эt в процессе формирования соединения можно описать двумя степенными функциями изменения программированного параметра Р с одной точкой разрыва B_i в момент времени t₁ (рис. 4.2). В общем случае, для аппроксимации подобного изменения в процессе точечной сварки любого параметра Р функции можно записать следующим образом:

, (4.5)

, (4.6)

где А_Р, В_Р и C_Р -- значения программируемого параметра в момент времени 0, t₁ и t_СВ; a, b -- показатели степени.

В случае, если изменение программируемого параметра Р_t может быть описано одной функцией, то t₁ рационально принимать равным 0, т. е. изменение параметра Р_t описывать в интервале времени t₁… t_СВ.

Коэффициенты аппроксимации А_Р, В_Р, C_Р, t_1, a, b, которые в этом случае определяются для программы изменения F_Э в процессе КТС, водятся в исходных данных (табл. 4.2).

Поскольку многие ошибки в исходных данных приводят к прерываниям вычислений (например, деление на нуль, логарифм отрицательного числа и т. п.), то рационально осуществлять их контроль после ввода (блок 3). Если обнаружена такая ошибка, то об этом выводится информация (блок 15) выполнение задачи прекращается.

В блоке 4 рассчитываются параметры, которые не зависят от времени Здесь и далее в алгоритмах расчетов в скобках указываются номера зависимостей, по которым осуществляется расчет параметра.. Причем, в нем же осуществляется подготовка к выполнению циклов по времени t, в частности, определяется шаг расчета по времени ?t = t_СВ/п, где п -- число шагов расчета, обнуляются требуемые переменные и задаются их начальное значения. Цикл по времени выполняется блоками 5...13 и заканчивается при выполнении заданного числа i шагов расчета.

Таблица 4.2

Исходные данные силового воздействия на детали при расчете диаметра уплотняющего пояска по уравнению (3.11)

Вычисление диаметра пояска d_Пt в фиксированный момент t, осуществляется методом итераций путем последовательного приближения с уменьшением шага ?d_П (рис. 4.3). Поэтому в блоке 6 задается начальное значение d_Пt, равное диаметру ядра d_Яt: d_Пt= d_Яt. Это означает, что до начала плавления металла при t ? t_НП начальное значение d_Пt = 0, а при t > t_НП значение d_Пt задается равным d_Яt.

С блока 7 начинается участок алгоритма, осуществляющий цикл по диаметру уплотняющего пояска (блоки 8...11). В нем при каждом цикле по d_Пt его текущее значение изменяется на ?d_П. В блоке 8 последовательно осуществляются вычисления значений параметров термодеформационных процессов, которые заканчиваются расчетом усилия сжатия в площади уплотняющего пояска по уравнению равновесия (3.11), с учетом зависимостей (3.9) и (3.10), преобразованному к следующему виду:

, (4.7)

где F_Яt - усилие, развиваемое давлением жидкого металла в площади ядра; F_Пt - усилие в площади уплотняющего пояска; F_Дt -- усилие, необходимое для деформации деталей при их сближении до соприкосновения.

Горячая обработка металлов давлением производится, как правило, при температурах выше температуры рекристаллизации. Для этого интервала температур и определены в основном параметры сопротивления деформации материалов. Для области низких температур эти данные зачастую отсутствуют. Поэтому при расчетах с использованием параметров сопротивления деформации металла, его значения на область низких температур остается только экстраполировать. Однако для этих интервалов температур для большинства материалов известны зависимости от температуры их пределов текучести. Поэтому, при температурах материала, меньше которых не определены значения сопротивления деформации ?_Дt (при T_Дt < T_?), его значения рационально принимать равными пределу текучести ?_Тt (блок 8). Это условие, при отсутствии значений сопротивления деформации, позволяет расчеты вообще производить по пределу текучести.

Использование в расчетах ?_Дt и ?_Тt оправдало двумя обстоятельствами. Во-первых, при сварке значения T_Дt достигают значений T_? как правило за время t < 0,05…0,1 t_СВ. Во-вторых, разница значений ?_Дt и ?_Тt быстро уменьшается по мере уменьшения жесткости режимов сварки и увеличения толщины свариваемых деталей.

Рассчитанное в блоке 8 значение усилие сжатия электродов сравнивается с заданным F_Эt (блок 9). Пока выполняется условие, что , цикл по d_Пt продолжается с тем же шагом ?d_Пj переходом в блок 7. Если же это условие не выполняется, то есть , то абсолютная разность между ними сравнивается с заданной погрешностью е_F (блок 10). В случае, если , то значение d_Пt уменьшается на ?d_Пj, а ?d_Пj уменьшается вдвое (блок 11) и осуществляется переход в блок 7, где d_Пt увеличивается на измененное значение ?d_Пj и циклы по d_Пt продолжаются При машинном счете для предотвращения зацикливания рационально считать число j циклов и ограничивать их максимальное число. Если же, то абсолютная разность между истинным значением диаметра уплотняющего пояска d_П0 и расчётным d_Пi меньше или равна допускаемой погрешности е_d: (см. рис. 4.3). На этом циклы по d_Пt заканчиваются и фиксируются результаты расчётов (блок 12). При условии, что i < n+1 (блок 13), осуществляется переход в блок 5 и цикл по времени продолжается на следующем шаге расчета по t. После выполнения заданного числа шагов расчетов по времени t производится заданный вывод полученных результатов (блок 14) и решение задачи заканчивается.

Диаметр уплотняющего пояска относится к тем немногочисленным параметрам процесса точечной сварки, которые можно легко измерить экспериментально. Вследствие этого, измеряя изменение диаметра уплотняющего пояска в процессе формирования соединения, представляется возможность оценить точность методики расчетов как диаметра уплотняющего пояска, так и обобщенно всех параметров термодеформационных процессов, используемых при решении уравнения (3.11).

Для проверки описанной выше термодеформационной модели процесса точечной сварки детали сваривали с прерываниями его в моменты t_i (через 0,02 с) и измеряли полученный диаметр уплотняющего пояска. Для этих же условий сварки и моментов t_i процесса формирования соединения производили расчет диаметра уплотняющего пояска d_Пt по описанной выше методике и сравнивали расчетные его значения с его величиной, измеренной экспериментально. Например, на рис. 4.4 показано изменение диаметра уплотняющего пояска в процессе формирования соединения, полученная экспериментально (кривая 1) и расчетом по описанной выше методике математического моделирования процесса КТС (кривая 2).

Многочисленные сравнения расчетных и экспериментальных значений диаметра уплотняющего пояска показали, что их расхождения не превышает 5…15 %. Это, в определенной мере, отражает степень адекватности термодеформационной модели процесса формирования соединения и реального процесса точечной сварки, подтверждает приемлемость сделанных допущений и показывает допустимость использования данной модели для приближенных решений технологических задач КТС [206, 217].

4.1.2. Методика расчета изменения диаметра уплотняющего пояска при контактной точечной сварки с обжатием периферии соединения

Расчет изменения диаметра уплотняющего пояска при контактной точечной сварки с обжатием периферии соединения, как и при традиционных способах КТС, представляет собой математическое моделирование процесса формирования соединения. Он также осуществляется в отдельные дискретные моменты времени t от начала до окончания импульса тока, но только решением относительного диаметра уплотняющего пояска d_Пt уравнения (3.17) термодеформационного равновесия процесса сварки с обжатием периферийной зоны соединения. При этом параметры внешнего силового воздействия на детали заданы как параметры режима сварки.

Последовательность и логика выполнения алгоритма (рис. 4.5) для расчета изменения диаметра уплотняющего пояска при КТС с обжатием периферии соединения [211, 212, 243], организация и выполнение в нем циклов по времени t с неизменным шагом ?t (по блокам 5…13) и по диаметру уплотняющего пояска d_Пt с изменяющимся шагом ?d_Пj (по блокам 7…11) такие же, как и в алгоритме для традиционных способов КТС, показанном на рис. 4.1. Решение задачи также осуществляется методом итераций, так как уравнение (3.17) относительно d_Пt является трансцендентным. Осуществляется алгоритм следующим образом.

Вводимые исходные данные, рационально также разбить на три группы. Первая группа исходных данных, предназначенная для управления работой программы, естественно должна учитывать ее особенности. Вторая же и третья группы исходных данных, содержащие характеристики свариваемого материала, а также технологии и режима сварки, такие же, как и при решении этой задачи для традиционных способов точечной сварки (табл. 4.1).

В большинстве известных способов точечной сварки с обжатием периферийной зоны соединения [59…70, 245] силовое воздействие на детали задают двумя силовыми параметрами режима: усилием F_СВt сжатия деталей приводом сварочной машины и усилием F_0t их обжатия кольцевыми силовыми пуансонами в периферийной зоне соединения (см. рис.1.7) как неизменными, так и программированными по величине. В последнем случае их рационально задавать в виде аппроксимированных функций, например, выраженных зависимостями (4.5) и (4.6). Коэффициенты аппроксимации А_Fсв, В_Fсв, C_Fсв, t_1, a₁, b₁ и А_Fо, В_Fо, C_Fо, t_1, a₂, b₂ в этом случае водятся в исходных данных (табл. 4.3).

Усилие же сжатия на токопроводящем электроде F_Эt определяется из соотношения (1.6) усилий сжатия деталей приводом сварочной машины F_СВ, токопроводящими электродами F_Эt и обжимными втулками F_0t, которое, с учётом необходимости расчетов в дискретные моменты t процесса КТС, можно преобразовать к следующему виду:

. (4.8)

Вычисление диаметра пояска d_Пt в фиксированный момент t, осуществляется также методом итераций путем последовательного приближения (рис. 4.3). Цикл по диаметру уплотняющего пояска d_Пt с уменьшением шага ?d_Пj осуществляется блоками 8...12. В блоках 8...10 последовательно вычисляются значения параметров термодеформационных процессов, протекающих при КТС с обжатием периферийной зоны соединения.

Таблица 4.3

Исходные данные силового воздействия на детали при расчете диаметра уплотняющего пояска по уравнению (3.17)

При КТС с обжатием периферийной зоны соединения не все усилие (F_Эt+F_Оt) сжатия деталей электродными устройствами может передаваться в контур уплотняющего пояска. Частично оно может уравновешиваться усилием F_Дt, необходимым для сближения деталей до соприкосновения их поверхностей при наличии между ними зазоров. Кроме того, если сумма усилия F_Дt и усилия F_Уt, передаваемого в контур уплотняющего пояска от обжимных втулок меньше, чем усилие сжатия ими деталей F_Оt, т. е. , оно частично, на величину F_Кt, зависящую от цилиндрической жесткости деталей и расстояния между контурами уплотняющего пояска и обжимной втулки (см. зависимость (3.19)), которую можно определить по зависимости (3.20), преобразованной к следующему виду:

, (4.9)

уравновешивается в кольцевом контакте.

Поэтому для расчётов d_Пt уравнение (3.17) рационально преобразовать к виду:

.

Левая часть этого равенства согласно (3.9), (3.10) и (3.21) равна усилию F_Ct, уравновешиваемому в площади свариваемого контакта давлением в ядре Р_Яt и напряжениями в уплотняющем пояске ?_CРt. Правая же его часть равна усилию , которое передаётся в контур уплотняющего пояска от воздействия на детали токопроводящими электродами F_Эt и обжимными втулками F_0t:

. (4.10)

При итерациях по диаметру уплотняющего пояска d_Пt сравниваются значения и (блок 9). Пока выполняется условие, что , циклы по d_Пt продолжаются с тем же шагом ?d_Пj переходом в блок 7. Если же это условие не выполняется, т. е., а (блок 10), то d_Пt уменьшается на ?d_Пj, затем уменьшается ?d_Пj (блок 11) и циклы по d_Пt продолжаются. Если же , циклы по d_Пt заканчиваются, фиксируются результаты расчётов (блок 12) и осуществляется переход в цикл по времени (блок 13). После выполнения заданного числа шагов расчетов по времени производится заданный вывод полученных результатов (блок 14) и решение задачи заканчивается.

Оценку адекватности термодеформационной модели процесса точечной сварки с обжатием периферийной зоны соединения реальному процессу формирования соединения производили так же обобщенно, как и проверку описанной выше термодеформационной модели для традиционных способов точечной сварки. Так же при сварке деталей осуществляли прерывания процесса формирования соединения и измеряли диаметр уплотняющего пояска, а затем сравнивали его значения с расчетными для тех же условий сварки и моментов формирования соединения.

Многочисленные сравнения расчетных и экспериментальных значений диаметра уплотняющего пояска для условий сварки деталей толщиной 1….4 мм из высоколегированных и углеродистых сталей, а также алюминиевых сплавов, показали, что их расхождения не превышают 10…20 %, что в определенной мере, отражает приемлемую для приближенных решений технологических задач степень адекватности термодеформационной модели процесса формирования соединения и реального процесса точечной сварки с обжатием периферийной зоны соединения [210…212, 243].

4.2. Изменение термодеформационных процессов на стадии
нагрева при традиционных способах точечной сварки

Описанные выше методики расчета основных термодеформационных процессов, протекающих в зоне сварки на стадии нагрева, предоставляют возможность определить их количественные значения в любой момент процесса формирования соединения при заданных параметрах режима сварки. Практически, это означает, что решение уравнений (3.11) или (3.17) относительно диаметра уплотняющего пояска при заданных параметрах режима сварки позволяет проводить численные эксперименты.

Моделированием процессов формирования точечных сварных соединений как при традиционных способах сварки, так и при способах сварки с обжатием периферии соединения по описанным выше методикам расчетов подтверждается существующее мнение [3, 16] о том, что формирование точечных соединений происходит по единой схеме, несмотря на изменение значимости влияния отдельных термодеформационных процессов, протекающих в зоне сварки, на формирование соединения на отдельных этапах цикла сварки, а также различия количественных их параметров. Так, во всех случаях контактной точечной сварки сохраняется временная последовательность протекания отдельных термодеформационных процессов в зоне сварки, значимость их влияния на процесс формирования соединения и характер изменения при сварке: температура металла в зоне сварки во время импульса сварочного тока, хотя и неравномерно, всегда увеличивается; среднее значение давления в свариваемом контакте, напряжения в площади уплотняющего пояска, а после начала плавления металла в свариваемом контакте и давление в ядре всегда уменьшаются по величине; разупрочнение металла в зоне сварки всегда возрастает, что сопровождается его пластическим течением и непрерывным увеличением площади свариваемого контакта [203…206, 210…212, 218, 243].

4.2.1. Изменение параметров термодеформационных процессов при традиционных способах точечной сварки

Из всех параметров процесса точечной сварки к настоящему времени экспериментально измерено с достаточной степенью надежности только изменение в процессе формирования соединения диаметра уплотняющего пояска, размеров ядра расплавленного металла и температуры в контактах электрод-деталь. Сведения об остальных в большинстве носят предположительный характер.

Решение уравнения (3.11) термодеформационного равновесия процесса формирования соединения для традиционных способов сварки впервые (алгоритм показан на рис. 4.1) позволило рассчитать изменение в процессе КТС параметров основных термодеформационных процессов, определить их взаимовлияние и влияние на устойчивость процесса сварки. При этом установлено следующее (рис. 4.5) [203…206, 214…216, 218].

В процессе формирования точечного сварного соединения на стадии нагрева во время t_СВ действия импульса сварочного тока происходит уменьшение среднего давления Р_СРt в контуре контакта деталь-деталь, сопровождаемое его пластическим течением и непрерывным увеличением площади (диаметра d_Пt ) свариваемого контакта (рис. 4.5, а). Это является следствием того, что среднее значение напряжений в контуре уплотняющего пояска ?_СРt, а после начала плавления металла в свариваемом контакте и давление Р_Яt в ядре, уменьшаются по величине. Причем, до начала плавления металла средние значения давления Р_СРt и напряжений ?_СРt в контакте деталь-деталь совпадают по величине.

Основными факторами, определяющими такое изменение напряжений в контуре уплотняющего пояска ?_СРt и давление Р_Яt в ядре, являются разупрочнение металла в зоне сварки, которое проявляется в уменьшении его сопротивления пластической деформации ?_Дt, а также уменьшение ширины уплотняющего пояска b_Пt, равной b_Пt = (d_Пt - d_Яt)/2 (см. зависимости (3.51) и (3.59)), из-за более быстрого увеличения диаметра ядра d_Яt по сравнению с увеличением диаметра d_Пt уплотняющего пояска.

Основным фактором, определяющим уменьшение сопротивления пластической деформации металла в зоне сварки ?_Дt является его разупрочнение вследствие увеличения температуры Т_Дt (рис. 4.5, а), которое по своему влиянию не только полностью компенсирует, но и превосходит упрочняющее действие монотонно увеличивающейся в процессе формирования соединения степени пластической деформации. Кроме того, уменьшению в процессе КТС сопротивления пластической деформации металла в зоне сварки ?_Дt способствует и уменьшение при сварке скорости пластической деформации u_t.

Монотонное изменение в процессе КТС напряжений в контуре уплотняющего пояска ?_СРt и давления Р_Яt в расплавленного металла ядре не приводит к нарушению термодеформационного равновесия в площади свариваемого контакта. Оно сопровождается лишь изменением в его площади характера силового взаимодействия деталей (рис. 4.5, в).

Так, в приведенном на рис. 4.5 примере, детали в месте сварки собраны с зазором ? = 0,5 мм. Поэтому в соответствии с уравнением (3.11) усилие сжатия в площади свариваемого контакта F_Ct (3.21) меньше усилия сжатия деталей электродами F_Эt, на величину F_Дt (см. зависимость (2.5)), затраченную на деформацию деталей при их сближении до соприкосновения поверхностей. В течение все процесса КТС усилие сжатия в свариваемом контакте F_Ct меньше усилия сжатия деталей электродами F_Эt на величину F_Дt и в данном случае остается неизменным.

До начала плавления металла все усилие F_Ct сжатия в свариваемом контакте уравновешивается металлом, находящимся в твёрдой фазе. В этом случае все усилие в площади свариваемого контакта F_Ct уравновешивается напряжениями, интегральная сумма которых в площади уплотняющего пояска равна усилию F_Пt, т. е. в этот период согласно зависимостям (3.10) и (3.21) F_Ct = F_Пt.

В период после момента t_НП начала плавления металла в свариваемом контакте до окончания импульса тока (при t_НП < t ? t_СВ) часть усилия сжатия в свариваемом контакте F_Ct уравновешивается давлением Р_Яt расплавленного металла в ядре, которое по его площади развивает усилие F_Яt (3.9), а часть -- напряжениями в уплотняющем пояске, которые по его площади составляют усилие F_Пt (3.10). При этом, несмотря на уменьшение давления в ядре Р_Яt в процессе его формирования, усилие F_Яt в его площади увеличивается, что обусловлено более быстрым увеличение площади ядра по сравнению с уменьшением в нем давления. Поэтому по мере роста ядра происходит перераспределение усилий сжатия в свариваемом контакте при неизменной величине F_Ct: доля усилия F_Ct, уравновешиваемая в его площади усилием F_Яt, увеличивается, а доля, уравновешиваемая в площади уплотняющего пояска усилием F_Пt, уменьшается на величину F_Яt.

Такое взаимосвязанное изменение параметров термодеформационных процессов, протекающих в зоне сварки, и параметров силового взаимодействия деталей в площади свариваемого контакта обеспечивает устойчивое формирование соединения в условиях их непрерывного изменения при КТС.

4.2.2. Особенности термодеформационных процессов при точечной сварке с обжатием периферийной зоны соединения

Формирование сварного соединения при точечной сварке с обжатием его периферийной зоны происходит по той же схеме, что и при традиционных способах КТС. В месте с тем, особенности силового воздействия на детали при КТС с обжатием периферийной зоны соединения, которые заключаются в сжатии деталей токопроводящими электродами усилием F_Э и автономном обжатии периферийной зоны соединения кольцевыми силовыми пуансонами усилием F_О (см. п. 1.2.3), при сохранении общего характера протекания основных термодеформационных процессов в зоне сварки приводят к существенному изменению количественных их параметров.

Математическое моделирование процесса КТС с обжатием периферийной зоны соединения, путем решения уравнения (3.17) термодеформационного равновесия этого процесса сварки (алгоритм показан на рис. 4.1), впервые позволило определить не только характер изменения основных термодеформационных процессов в зоне формирования соединения при этом способе сварки, но и рассчитать их количественные параметры. При этом установлено следующее (рис. 4.7) [204, 210…212, 243].

В процессе формирования точечного сварного соединения на стадии нагрева во время t_СВ действия импульса сварочного тока при КТС с обжатием периферийной зоны соединения, как и при традиционных способах сварки, в зоне сварки происходит пластическое течение металла и монотонное увеличение площади (диаметра d_Пt) свариваемого контакта
(рис. 4.7, а). Это является следствием того, что среднее значение напряжений в контуре уплотняющего пояска ?_СРt, а после начала плавления металла в свариваемом контакте и давление Р_Яt в ядре, также уменьшаются по величине в течение действия импульса сварочного тока.

Факторы, следствием воздействия которых является такое изменение напряжений в контуре уплотняющего пояска ?_СРt и давления Р_Яt расплавленного металла в ядре, те же: разупрочнение металла в зоне сварки и снижение его сопротивления пластической деформации ?_Дt, а также уменьшение ширины уплотняющего пояска b_Пt, равной b_Пt = (d_Пt - d_Яt)/2, из-за более быстрого роста диаметра ядра d_Яt по сравнению с увеличением диаметра d_Пt уплотняющего пояска.

Основным фактором, определяющим уменьшение сопротивления пластической деформации ?_Дt металла в зоне сварки во время действия импульса сварочного тока также, как и при традиционных способах КТС, является его разупрочнение вследствие увеличения температуры Т_Дt
(рис. 4.5, б), которое по своему влиянию превосходит упрочняющее действие монотонно увеличивающейся в процессе формирования соединения степени пластической деформации. Так, в период времени после начала формирования ядра, несмотря на существенное увеличение температуры Т_0t в центре контакта деталь-деталь температуры Т_Эt в контакте электрод-деталь, температура деформируемого металла Т_Дt увеличивается незначительно, что хорошо коррелируется с изменением в этот период его сопротивления пластической деформации.

Кроме того, как и при традиционных способах КТС, уменьшению в процессе КТС сопротивления пластической деформации металла в зоне сварки ?_Дt также способствует и уменьшение при сварке скорости пластической деформации u_t.

Основное отличие характера протекания термодеформационных процессов при КТС с обжатием периферийной зоны соединения от их протекания при традиционных способах сварки заключается в особенностях характера силового взаимодействия деталей в контакте деталь-деталь, в частности, в возможности их силового взаимодействия вне контура уплотняющего пояска в площади кольцевого контакта деталь-деталь (см. рис. 3.2). Это оказывает существенное влияние на количественные параметры всех основных термодеформационных процессов, протекающих в зоне сварки, в частности, на величину напряжений в контуре уплотняющего пояска ?_СРt и давления Р_Яt в расплавленного металла ядре.

Так, в приведенном на рис. 4.7 примере, детали в месте сварки сжимаются токопроводящими электродами неизменным усилием F_Эt = 6 кН и обжимными втулками также неизменным усилием обжатия F_Оt = 3,4 кН (рис. 4.5, в). При этом в одном варианте сварки детали обжимаются втулками с внутренним диаметром d_ВВ, равным 16 мм (изменение параметров термодеформационных процессов в этом варианте сварки показано сплошными линиями), а в другом -- 24 мм (в этом варианте сварки --штриховыми линиями).

Поскольку в приведенном примере детали в месте сварки собраны без зазора (? = 0 > F_Дt = 0), то в соответствии с уравнением (3.17) к моменту начала импульса тока усилие сжатия в площади свариваемого контакта F_Ct равно усилию сжатия деталей токопроводящими электродами F_Эt, а усилие в кольцевом контакте F_Кt вне контура уплотняющего пояска равно усилию обжатия деталей F_Оt кольцевыми силовыми пуансонами.

С момента начала импульса тока вследствие нагрева и расширения металла в зоне сварки в контакте деталь-деталь начинает формироваться рельеф (уплотняющий поясок), увеличивающаяся высота которого h_Пt определяется по зависимости (3.84). Вследствие этого детали между контурами уплотняющего пояска и внутреннего диаметра обжимной втулки прогибаются и своей упругостью передают в зону сварки часть усилия обжатия деталей F_Оt, равную усилию F_Уt, величину которого можно определить по зависимости (3.19), сопротивления деталей их суммарному прогибу на высоту уплотняющего пояска. Таким образом, в процессе сварки на стадии нагрева усилие сжатия в свариваемом контакте F_Ct увеличивается пропорционально увеличению высоты h_Пt уплотняющего пояска на величину F_Уt, а усилие сжатия деталей в кольцевом контакте F_Кt на эту же величину уменьшается.

Это сказывается на количественных параметрах всех термодеформационных процессов, протекающих в зоне сварки. Так, увеличение внутреннего диаметра обжимной втулки с 16 до 24 мм приводит к уменьшению усилия упруго прогиба деталей F_Уt, усилия сжатия в площади свариваемого контакта F_Ct, уменьшению диаметра уплотняющего пояска d_Пt, повышению температуры Т_Дt деформируемого металла и уменьшению его сопротивления пластической деформации ?_Дt, а следовательно к уменьшению среднего значения напряжений в площади уплотняющего пояска ?_СРt и давления расплавленного металла в ядре Р_Яt.

При КТС с обжатием периферийной зоны соединения также, как и при традиционных способах сварки, до начала плавления металла все усилие сжатия в свариваемом контакте F_Ct уравновешивается металлом, находящимся в твёрдой фазе, и следовательно в этот период согласно зависимостям (3.10) и (3.21) F_Ct = F_Пt.

В период после момента t_НП начала плавления металла в свариваемом контакте до окончания импульса тока (при t_НП < t ? t_СВ) часть усилия сжатия в свариваемом контакте F_Ct уравновешивается давлением Р_Яt расплавленного металла в ядре, которое по его площади развивает усилие F_Яt (3.9), а часть -- напряжениями в уплотняющем пояске, которые по его площади составляют усилие F_Пt (3.10). При этом, несмотря на уменьшение давления в ядре Р_Яt в процессе его формирования, усилие F_Яt в его площади увеличивается, что обусловлено более быстрым увеличение площади ядра по сравнению с уменьшением в нем давления, что приводит к увеличению доли усилия F_Ct, уравновешиваемой усилием F_Яt в площади ядра, и уменьшению на эту же величину доли усилия F_Ct, уравновешиваемой усилием F_Пt в площади уплотняющего пояска.

Таким образом, при КТС с обжатием периферийной зоны соединения в процессе сварки происходит не только перераспределение усилий сжатия в свариваемом контакте между уплотняющим пояском и ядром расплавленного металла, но и увеличение усилия сжатия в площади уплотняющего пояска. Это благоприятно сказывается на устойчивости процесса формирования соединения в части увеличения тепловыделения в начале процесса сварки и повышения устойчивости против образования выплесков в его конечной стадии.

4.2.3. 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 ?_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 ?_t в процессе формирования соединения определяется в основном ее приращением за счет температурного расширения ?_t1, (первое слагаемое в зависимости 3.78), плавления металла в ядре ?_t2 (второе слагаемое) и вдавливания электродов в поверхности деталей ?_t3 (третье слагаемое). В момент выключения тока при t = t_СВ приращение степени пластической деформации за счет температурного расширения металла ?_t1, составляет 55…65 % от всей ее конечной величины ?_t, за счет вдавливания электродов в поверхности деталей ?_t2 -- 20…30 %, за счет приращения объема металла ядра при его расплавлении ?_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 деформации u_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 ? 0,1t_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 ?_t деформации металла зоны сварки с увеличением толщины деталей уменьшается всего на 8…14 %.

Сопротивление пластической деформации ?_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_?, 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.