Несмотря на некоторые конструктивные различия, эти электродные устройства имеют одинаковые преимущества (относительно простую конструкцию и малые габаритные размеры) и общий недостаток — усилия F0 (рис. 1.8, а) или FЭ (см. рис. 1.8, в) также зависит от перемещения обжимной втулки 3 относительно токопроводящего электрода 2. Это приводит к их отклонениям при сварке вследствие вдавливания токопроводящих электродов 2 в поверхности деталей 1. Кроме того, конструкции этих электродов не вполне удовлетворяют требованиям по технологичности, так как очень трудоемка настройка электрода на требуемое при сварке усилие обжатия вследствие высокой жесткости упругого элемента.
По-видимому, их использование возможно при сварке деталей малых толщин, когда величины усилий FЭ и F0 , а следовательно и жесткость упругих элементов, а также взаимные осевые смещения электрода и втулки в процессе формирования соединений относительно малы. В этом случае отклонения силового воздействия на детали от заданных значений в меньшей степени влияет на качественные показатели соединений ввиду кратковременности цикла сварки и инерционности механических процессов в силовых приводах сварочных машин.
Наиболее приемлемым для сварки деталей малых, средних и больших толщин является электродное устройство с гидравлическим приводом [70]. В нем (рис. 1.8, г) усилие F0 на обжимной втулке 3 задается приводом машины посредством силового элемента 5, а усилие FЭ на токопроводящем электроде 2 — гидроприводом 9. Достоинством данной конструкции является то, что гидропривод можно расположить в верхней части электрододержателя 4 и уменьшить габариты рабочей части устройства. Но это усложняет подвод тока к подвижному электрододержателю 4. Такой привод позволяет получать стабильные усилия, независящие от осевого смещения обжимной втулки относительно электрода. Здесь следует отметить, что для него не разработаны специализированные устройства, которые задавали бы требуемое для КТС давление рабочей жидкости.
Широкому использованию в условиях реального производства способов КТС с обжатием периферийной зоны соединения, несмотря на их высокую технологическую эффективность, препятствуют рабочие характеристики электродных устройств, в первую очередь относительно низкая стойкость токопроводящего электрода 2. Это обусловлено тем, что обжатие деталей в области уплотняющего пояска диаметром dП вызывает необходимость уменьшения внутреннего диаметра dВВ обжимной втулки 3 и, следовательно, наружного диаметра DЭ рабочей части электрода 2 до значений, близких к диаметру ядра dЯ, которые значительно меньше стандартных. Поэтому увеличивается уровень сжимающих напряжений в рабочей части электрода 2, ухудшается температурный режим его работы из-за повышения плотности сварочного тока и затрудненного охлаждения. В результате интенсифицируются пластические деформации в приконтактных объемах металла электродов и процессы взаимодействия металлов в контактах электрод-деталь.
Таким образом, формирование точечных сварных соединений как при традиционных способах сварки, так и при сварке с обжатием периферийной зоны соединений происходит по единой схеме и способы КТС различаются между собой в основном количественными параметрами термодеформационных процессов, протекающих в зоне сварки на разных этапах формирования соединения, которые определяются внешним энергетическим и силовым воздействием на металл зоны сварки (параметрами режима). Процесс КТС с обжатием периферийной зоны соединений предоставляет больше возможностей силового воздействия на зону сварки и потому весьма перспективен в технологическом плане.
1.3. Параметры режимов — факторы регулирования процесса точечной сварки
Режимы точечной сварки конкретного соединения (марка металла и сочетание толщин деталей) определяются совокупностью параметров, из которых основными являются: сила IСВ импульса сварочного тока; длительность tСВ импульса сварочного тока (время сварки); усилие сжатия электродов FСВ; форма и размеры рабочих поверхностей электродов (dЭ — при плоской и RЭ — при сферической).
Режимы КТС принято подразделять на два типа: «жесткие» режимы, характеризующиеся малым tСВ и большим IСВ, и «мягкие» режимы с относительно большим tСВ и малым IСВ [2…4, 7...11, 13…17].
Известны предложения, по которым можно количественно оценивать жесткость режимов, например, по отношению отдельных параметров режима КТС: , по показателям, представляющим собой различные интерпретации критерия Фурье [71, 72], среди которых наиболее распространен критерий А.С. Гельмана [10]:
, (1.7)
где s — толщина свариваемых деталей; a — коэффициент температуропроводности их материала;
а также по критерию технологического подобия [13]:
, (1.8)
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).
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.
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]:
Страницы: 1, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8, 9, 10, 11, 12, 13, 14, 15, 16, 17, 18, 19, 20, 21, 22, 23, 24, 25, 26, 27, 28, 29, 30, 31, 32, 33, 34, 35, 36, 37
