Определим, какие именно параметры режимов сварки необ­ходимо рассчитывать и какие только желательно. При этом важно знать, с какой точностью их предполагают рассчитать и с какой сейчас это возможно. Известно, что если подбор режима доступно отработать на натурных изделиях экспериментально, то техно­логам не следует заниматься расчетами. Этот факт вполне оправ­дан тем, что никакие современные расчеты по достоверности конеч­ных результатов не могут соперничать с реальным опытом. Даже
комбинация только трех переменных: силы тока, времени его действия и программы приложения давления — создает неисчер­паемые режимные варианты. И это не считая операций подготовки деталей под сварку. В современных условиях производства изме­рять можно только время действия тока. Современные стыковые машины не комплектуются измерителями силы сварочного тока и величины осадочных давлений. Эти сведения о машинах техно­логи получают из паспортных данных завода-изготовителя. Таким образом, расчеты сварочных токов производятся в редких слу­чаях: только тогда, когда проектируется новая технология и для ее обеспечения по каталогам нужно выбирать подходящие модели стыковых машин. В современных научных публикациях можно найти весьма сложные расчетные формулы для определения тем­пературных полей в свариваемых деталях. Расчеты такого рода, однако, технологи никогда не проделывают. Это объясняется тем, что достоверность подобных расчетов недостаточна. Нормальный расчетный аппарат несмотря на его громоздкость не в состоянии учесть все переменные параметров режима стыковой сварки. Использование ЭВМ оказывается оправданным только в очень редких случаях. Во всех остальных случаях технологи обходятся или простейшими расчетами, или экспериментом. Но расчетные ориентации полезны тем, что они (если только не слишком загро­мождены неявно видимыми связями) помогают более глубоко воспринимать взаимозависимости хотя бы основных переменных. Такими свойствами в наибольшей мере обладают критериальные методы расчета.

В основу таких расчетов закладывается какой-либо отлично проверенный опыт. Для него определяются необходимые критери­альные числа. По этим числам, руководствуясь правилами подо­бия, находят значения новых переменных для новых, пока не освоенных деталей. В общем виде критерий технологического по­добия К был представлен формулой (1.47)

Для стыковой сварки методом сопротивления энергия, выде­ленная проходящим через стык сварочным током,

qt = /а (Яке + Ям) І. (3.6)

Для стыковой сварки методом оплавления и ударной импульс­ной

qt = UoaIoat. (3.7)

В этих формулах несколько переменных. Главные из них — энергия и время ее действия, т. е. время протекания сварочного тока. Справочная литература изобилует различными эмпириче­скими формулами, которые подсказывают, какое время включения тока следует выбирать для заданных размеров стержней из разных 126

металлов. Рекомендации такого рода, разумеется, весьма при­ближенны. При электрическом, да еще и контактном нагреве любых металлов при разных размерах деталей время включения тока — параметр трудно определимый. Для стыковой сварки в зависи­мости от целого ряда технологических соображений используют настолько разные мощности, что время включения тока в отдель­ных случаях будет составлять миллисекунды, а в других — де­сятки секунд. Рассмотрим причины такого отличия с помощью эксперимента и конкретных расчетных примеров.

Еще в довоенные годы на заводе «Электрик» проводились многочисленные эксперименты по стыковой-сварке методом сопро­тивления стержней разных размеров из разных металлов. Были установлены характерные зависимости необходимого времени включения сварочного тока от его плотности для условий равно - прочности сварных соединений. На основе опытов такого рода еще в 1950-х годах была предложена эмпирическая формула

і VI = А • 107, (3.8)

где і — в А/ма; t — вс. Коэффициент А для этой формулы был установлен по данным опытных графиков. Так, в частности, для стальных стержней А = 84-10; для алюминиевых А = 124-20; для латунных А = 18-н22; для медных А = 25-т-ЗО.

И сама формула, и ее коэффициенты получили распространение в руководствах по контактной сварке. Действительно, если иметь в виду самое элементарное соответствие между выделяемой током теплотой и теплотой,’ необходимой для получения сварной точки, то

ї'2Рср* = усТ. (3.9)

При сварке медных стержней (для А = 27 и плотности тока і — 27 кА/см2) из формулы (3.8) получается, что время сварки t ='1 с. Если для меди принято среднее значение удельного сопротивления рср = 6 мкОм. см, ус — 4,2 Дж/(см3.°С), то полу­чим:

»'аРср* = 730.6.1 == 4380 МПа; Т = 4380/4,2 = 1042 °С.

Для стальных стержней при А = 9 по формуле (3.8) получаем I = 9000 А/см2; t = 1 с. Принимая рср = 80 мкОм-см, ус — — 5 Дж/(см3.°С), из (3.9) получаем Т — 1296 °С.

В обоих случаях получены температуры, близкие к точке плав­ления. Стоит обратить внимание при этом на тот факт, что формула (3.8) не принимает в расчет контактные сопротивления. Похоже на то, что это сопротивление не всегда играет главную роль в энер­гетике свариваемого контакта. Проверим это заключение на кон­кретных примерах. Для оценки величин холодных стыковых кон­тактов несколько упростим относящуюся к ним расчетную часть, изложенную в п. 1.4.

Если положить приближенно, что полное сопротивление сты­кового контакта

Для холодного контакта, о котором идет речь, следует заме­тить, что всегда р « ат, и соответственно число Z не выходит за пределы единицы. Для такого значения Z оказывается вполне до­статочным произвести замену у" 1—e~z »0,85 -/Z. Тогда

d — 0,85D -TZ — 0,85 Y4/3 YР/°т ^ D Yplav

На основе этих вычислений с достаточной точностью можно определить

Яко = - ту - [YcJp — 13- (3.12)

Эта формула значительно проще, чем формулы п. 1.4, но и ме­нее точна. Тем не менее она показывает, что самыми главными фак­торами, определяющими сопротивление контакта, являются дав­ление, которое осуществляется при контактировании, и диаметр стержней. Для стержней диаметром 10—25 мм используются срав­нительно мягкие режимы нагрева. Если иметь в виду идеализи­рованную подготовку стержней под сварку, то торцевые их поверх­ности должны быть свободны не только от оксидных пленок, но и других загрязнений. Мало того, для симметричного тепловыделе­ния в контакте торец, по крайней мере, одного стержня должен быть сферическим, большого радиуса кривизны, а второй — пло­ским или тоже сферическим.

Для таких именно идеализированных условий только и при­годна формула (3.12). Рассчитаем по ней значения сопротивлений: контакта и металла стержней. При этом определим средние зна­чения того и другого за период нагрева: среднее значение сопро­тивления контакта будет Як. ср — Яко/2, а металла Яы — 123

— 2pop//Sj где I — установочная длина, а рор — среднее значение удельного сопротивления металла (для стали примем рср =

— 80 мкОм-см, I — D). Тогда расчеты по всем перечисленным фор­мулам дадут следующие значения сопротивлений (мкОм) при а — 250 МПа:

D, ни	р. МПа	«и. СР	ср
16	10	31	128
16	30	13	128
25	10	5	81
25	30	1,2	81

Как видно, во всех случаях сварки стержней больших диамет­ров сопротивление самого металла заметно больше сопротивле­ния контакта.

Совершенно другая картина имеет место при сварке проволоки. Обратимся снова к конкретным числам. Допустим, следует подоб­рать режим сварки для стальной проволоки диаметром 3 мм. Примем для нее давление р = 10 МПа. Тогда по формуле (3.12) сопротивление холодного контакта RK6 = 1192 мкОм, RK. ср— — 596 мкОм. Среднее значение сопротивления самого металла в данном случае надо считать исходя не из установочной длины, а из объема действительно нагретого металла. Тогда, полагая, что для сварки проволок рационален импульсный режим, положим /=0,01 с. В этом случае длина нагретых концов /= 2-j/o/ или 1 = 2 >Ко,08-0,01 = 0,056 см. Соответственно,

RM. eP = 2.80.0,056/0.07 = 128 мкОм'.

Если время сварки увеличить до 0,1 с, то, соответственно, / = 0,17 см и Rм. ср = 404 мкОм. Как видно, при сварке проволок сопротивление контакта больше сопротивления металла.

Обратимся к критериальной формуле (1.39):

Т* = 4 mVWcSVT' <ЗЛЗ)

Если иметь в виду при расчете только активное сопротивление свариваемых деталей, то

qt = /apcp2///S. (3.14)

Если же учитывать только сопротивление контакта, то согла­сно (3.12)

И/- (3.15)

Если учитывать их вместе, то значения энергий по формулам (3.14) и (3.15) суммируются.

Для конкретных условий сварки прутков и стержней, когда главным является сопротивление самого металла, формула (3.13)

2_.

В условиях производственной практики для стержней малых диаметров, какие свариваются методом сопротивления, режимы сварки обычно не рассчитывают, а подбирают опытным путем. Каталожные данные стыковых машин малых мощ­ностей всегда достаточны для правильного и рационального вы­бора этих машин.

При сварке же деталей больших сечений, когда приходится ориентироваться на процесс оплавления, без расчетов обходиться трудно. Процесс оплавления вообще совершенно особенный. Его иногда называют взрывоискровым, а иногда и взрыводуговым. Физическая сущность оплавления привлекала к себе внимание большого числа теоретиков и экспериментаторов. Капитальные исследования процесса оплавления проводились и проводятся до сих пор в Институте электросварки имени Е. О. Патона под руководством академиков УССР В. К- Лебедева и С. И. Кучук - Яценко. Книга этих авторов [9) содержит огромный теоретический и экспериментальный материал по стыковой сварке оплавле­нием.

Большой экспериментальный материал по этому же процессу представлен в книге Н. С. Кабанова и Э. Ш. Слепака 15). Доста­точно ознакомиться с содержанием этих двух книг и можно сде­лать вывод о существенно большем числе переменных процессов оплавления по сравнению со сваркой методом сопротивления. Мало того, такое определенное понятие, как, например, плотность сварочного тока, для оплавления имеет условный характер. Сам ток определяется интенсивностью оплавления, т. е. частотой отдельных или групповых взрывов перемычек. Отсюда и зависи­мость скорости оплавления от плотности тока. Если процесс на­грева металла методом сопротивления может происходить при любом вторичном напряжении, то совершенно другая картина на­блюдается при сварке оплавлением. Обычно процесс устойчив при некоторых минимальных напряжениях, но существуют и максимальные пределы для напряжения, за которыми взрыво­искровой процесс может прямо перейти в непрерывно-дуговой. Устойчивость процесса оплавления определяется не только напря­жением холостого хода, но и параметрами сварочного контура, ко­торые и создают ту или иную форму внешней характеристики сты­ковых машин. Таким образом, и плотности токов, и скорости оп­лавления связываются с чисто электрическими параметрами источ­ников питания. Недавно Институт электросварки им. Е. О. Па­тона в процесс оплавления ввел еще одну новую переменную: вращение одной из оплавляемых деталей. Это, по-видимому, откроет совершенно новые возможности как ведения самого процесса оп­лавления, так и его окончания посредством осадки одновременно и осевой, и поворотной. Все перечисленные сложности расчетных оценок основных переменных процесса оплавления все же поз­воляют сделать и некоторые общие выводы, основываясь на кри­териальной формуле (3.13).

участков стержней,

(3.18)

которая определяется средней скоростью» и временем оплавления.

При нагреве деталей при сварке методом сопротивления нас интересовала температура в плоскости контакта, которая, согла­сно (1.38), определяется так:

Т'сф ~ fnTK.

Но известно, что на оплавляемых торцах температуру Т„ в конце нагрева доводим до точки кипения металла и практически можем считать Тк = !ГВЭ =' Timu. Следовательно, формула (3.13) с уче­том формул (3.17) и (3.18) получается такой:

~усТк„„») Vt О

ер

ГДЄ «-он

Для

^КИ ц/2.

Теоретическая формула (3.19) содержит необходимые для рас­чета физические константы и несколько переменных параметров режима оплавления. Хотя формула ничего не говорит об ограниче­ниях, но они в реальной действительности безусловно есть. Так, в частности, не зафиксированы скорости оплавления более 0,6 см/с, а плотности тока выше 2500 А/см2. Однако существующие пока ре­комендуемые диапазоны плотности тока, мощности и других пара­метров могут быть и расширены. Развитие всякой технологин, в том числе сварочной, всегда характеризуется тем, что привыч­ные ограничения устраняются благодаря новым теоретическим н экспериментальным открытиям.

До семидесятых годов почти все исследователи-сварщики счита­ли, что процесс оплавления полностью изучен и исчерпан. В связи с этим стыковые машины строились только как универсальные, В« 131

пригодные для любого ассортимента свариваемых деталей. Тран­сформаторы машин, с их конструкцией вторичного контура и же­лезных масс, замеряли в стабильных формах и размерах. Никто и не помышлял о том, что, например, для стыковых машин могли быть созданы вторичные контуры с полным сопротивлением корот­кого замыкания менее 150 мкОм. Но вот созданы новые типы сва­рочных трансформаторов кольцевого типа, полное сопротивление которых оказалось сниженным до 15 мкОм, т. е. в десять раз про­тив нормально принятых броневых конструкций [9, 15]. Эффект резкого снижения полного сопротивления всего сварочного кон­тура определяется тем, что вторичная обмотка состоит из несколь­ких, например десятка отдельных витков, насаженных на общий кольцевой сердечник. Расстояние между витками таково, чтобы магнитные поля каждого витка не сливались в общий поток. Тогда все витки работают как отдельные самостоятельные тран­сформаторы, токи которых суммируются на общую для них нагру­зку. Малые сопротивления сварочных контуров позволили под­водить к оплавляемым торцам огромные мощности при тех же са­мых вторичных напряжениях 5—-8 В.

Кольцевые трансформаторы ИЭС имени Е. О. Патона позволили создать уникальные машины для стыковой сварки магистральных труб диаметром 1420 мм с толщиной стенок до 22 мм.

Рассмотрим основные расчетные и экспериментальные показа­тели по режимам сварки таких уникальных объектов. Прежде всего найдем общие для всех случаев очевидные равенства:

Uон ~ ^ов^ош

иа - /ов /(Яои + ^+хІр), (3'20)

где U0B и /оя — напряжение и ток установившегося интенсив­ного процесса оплавления, какой именно обеспечивается и наблю­дается перед операцией осадки; Roa —• сопротивление искрового промежутка для конца процесса оплавления; гтр и хтр — соот­ветственно активное и индуктивное сопротивления вторичных кон­туров любых, в том числе и кольцевых трансформаторов. Эти сопротивления (и особенно хтр) меняются в зависимости от силы тока во вторичном контуре. Значения гтр и хтр не равны тем г„ и хк, которые определяют для короткого замыкания. Вести ка­кие-либо расчеты с учетом переменности гтр и хтр в зависимости от силы вторичного тока — задача вполне возможная, но теоре­тические формулы получаются очень громоздкими. По этой при­чине вместо гтр и хтр принято оперировать величинами гк и хи и тогда вторую формулу из (3.20) можно переписать:

— lea т/ (•Ron ~Ь *к)2 ~Ь *к• (3-21)

В этом равенстве переходное сопротивление от зажимных гу­бок к свариваемым деталям (в том числе и трубам) не учитывается

в предположении хорошей зачистки контактор у емых элементов, т. е. и губок, и деталей.

Из равенств (3.20) и (3.21) получаем:

Напишем уравнение внешней характеристики контактного трансформатора. Здесь и далее, поскольку речь идет о процессах оплавления, напряжение на свариваемых деталях, т. е. на нагру­зке, будем обозначать Uoui

Uon — Ua ^ов ^а» = COStp; r%-~ Ron 4" ^тр»

Uou ~ Uа ^en/(Ron ~Ь ?Tji)/COS ф.

При коротком замыкании 17ов — 0; •Rob ~ 0: г™ = г„; cos ф = cos фв; /оп = /к. з, откуда

COS фк “ 1ц. агк1^Ш‘

Относительно стыковых машин обычно бывают известны ха­рактеристики по ступеням включения и, следовательно, значения 1Кш з, U-2, Z„. И все же этих данных для полных расчетов бывает недостаточно, если приходится адресоваться к формуле (3.22).

Внешнюю характеристику иногда можно представить в виде степенной зависимости

^оп — (1 — ^ов/^к. з)р - (3.23)

Для токов, меньших половины тока короткого замыкания, пока­затель р можно принимать равным 0,5. Расхождение формулы (3.23) с реальной внешней характеристикой при таком показателе обычно не выходит за пределы 4=5 %.

Показатели режима оплавления, такие, например, как уста­новившаяся скорость оплавления, зависят от внешних характери­стик трансформатора. Для установившегося интенсивного про­цесса оплавления вторым членом равенства (2.56) можно пре­небречь, и тогда наибольшая скорость оплавления перед осадкой будет определяться так:

Сопротивление искрового промежутка к моменту осадки

Rob “ ycT^Sv/Ila. (3.25)

Приведенные формулы (3.22)—(3.25) содержат пять неизвест­ных: Uon, /оп, v, R0B, р. Таким образом, расчеты могут быть про­изведены хотя бы при одной заданной или выбранной перемен­ной.

Hz, В

Для того чтобы убедиться в некоторой затруднительности и не­производительности выбора, покажем современные пределы ос­новных параметров режима сварки непрерывным оплавлением (численные значения относятся к установившемуся интенсивному конечному периоду оплавления): v — 0,05-4-0,6 см/с (изменяется в 12 раз); Uon — 3,5-4*7 В (изменяется в 2 раза); гоп = 150-4- -4-2500 А/см3 (изменяется в 17 раз).

Таким образом, для развитых сечений характерны высокие скорости оплавления, но соответственно и большие плотности тока. Поскольку напряжение Uon меняется в относительно неболь­ших пределах, то удельные мощности; согласно формуле (3.24), требуются значительными для больших скоростей.

Определение мощностей для оплавления UoaIoaIS, токов оплавления и напряжений {/„„ возможно при помощи извест­ной внешней характеристики машины, которую заводы-изго­товители вводят в настоящее время в паспортные данные ма­шины.

На рис. 3.9 построена внешняя характеристика стыковой ма­шины большой мощности, кольцевой трансформатор которой (тип К-700) обладает следующими параметрами: U2 — 7,4 В, ZK — 15,6 мкОм, хК = 10,8 мкОм, ги = 11,3 мкОм.

Сила тока короткого замыкания /к.3 = 474 кА. Этот кольце­вой трансформатор встроен в стыковую машину установки «Север», предназначенной для сварки магистральных труб диаметром 1420 мм, толщиной стенки от 15,7 до 22 мм. По внешней характери­стике на рис. 3.9 построена кривая мощности. Измерения показали, что сила тока оплавления для разной толщины стенок трубы в среднем составляет ПО кА. По кривой мощности для этого тока W — 713 кВт. Площадь поперечного сечения труб S = 700-4- -4-980 см2. Принимая среднее S = 840 см2, получаем удельную мощность 8200 кВт/м2. Измерения давали значения от 7000 до 10 000 кВт/м2. По внешней характеристике машины Uoa = — 6,485 В. Вычислим по формуле (3.25) значение Roa, полагая, что усТпа — 12,5 кДж/см3 (для конструкционных сталей можно 134

считать ус = 5 Дж/(сма-°С) и Гвз равной точке кипения Твя — = 2500 °С). При этих данных по формулам (3.24) и (3.25)

Проверим, насколько формулы (3.24) и (3.25) дают ошибки при сравнении показателей внешней характеристики с опытными из­мерениями. Напряжение на оплавляемых концах

и on = IouRou = П0П 03-59-10"6 = 6,49 В,

т. е. оно почти не отличается от показателя внешней характери­стики. Следовательно, формула (3.25) для вычисления Roa вполне достоверна. Достоверно также принятое равенство усГвз - 12,5 кДж/см3.

Теперь вычислим Von по формуле (3.22):

U°a = 1 +2-11,3/59 + 15,62/592 = 1 + 0,383 + 0,07 = 6 * 4

Расхождение по сравнению с внешней характеристикой в

5,3 %, т. е. вполне допустимое.

Следует обратить внимание на два обстоятельства.

1. В формуле (3.22) третье слагаемое в подкоренной сумме без большой ошибки может быть опущено. Тогда формула (3.22) примет вид

(3.26)

2. Внешняя характеристика трансформатора К-700, особенно в области токов до 3/4 /к. 3, точно описывается формулой

£Ллі = £М1-/оп//к. э)1/2. (3.27)

Стоит проверить сделанные выше допущения на машине с обыч­ным броневым трансформатором при сварке обычных деталей. Рассмотрим в связи с этим случай сварки непрерывным оплавле­нием полос шириной 300 мм и толщиной 4 мм. Внешние характери­стики стыковой машины типа МС-1601 для токов менее /к.3/2 тоже хорошо описываются формулой (3.27). Основные характери­стики машины для максимальной ступени включения (рис. 3.10) следующие: Us = 7,7 В; /к„3 = 58 кА; ZK = 133 мкОм; cos ср - 0,45; хк = 118 мкОм; гк = 60 мкОм.

Выше было показано, что скорость оплавления в зависимости от мощности для различных форм свариваемых сечений может меняться от минимума до максимума в 12 раз. Более соблазни­тельно задаваться величиной Uoa, которая меняется меньше, выбирая тем самым наиболее подходящую внешнюю характери­стику. Для ориентации при таком выборе на рис. 3.11 построили номограмму на основе формулы (3.24) и многочисленных опытных данных Института электросварки им. Е. О. Патона, ЦНИИТ - маша и завода «Электрик».

Рис. 3.11. Номограмма зависимости ско­рости оплавления от плотности тока оп­лавления при разных напряжениях на оплавляемых деталях компактного и раз­витого сечения

Применяя для сварки полос специализированную стыковую машину типа МС-1601 завода «Электрик», по ее паспортным дан­ным зададимся максимальной возможной скоростью оплавления: v = 0,4 см/с. Тогда по номограмме

iots = 1 кА/см2; /оя = 1-12 = 12 кА.

Номограмма ориентирует на Uon = 5-f-5,5 В. Это значит, что придется использовать внешнюю характеристику не самой высшей ступени, а с напряжением холостого хода U2 — 6 В. По ней (см. рис. ЗЛО) при /оп = 12 кА, Uon = 5,2 В, токе корот­кого замыкания /к. э = 50 кА

ZK = 6/50 — 120 мкОм.

При cos <рк — 0,45

гк = 120-0,45 = 54 мкОм.

По формуле (3.24)

Расхождение с внешней характеристикой несущественное. Со­противление искрового промежутка по формуле (3.25):

Roa = 12,5-12-0,4/144 = 416 мкОм.

По формуле (3.22)

Uon =- 1 + 2-54/416 + 120*/416* = 5,17 В'

По приближенной формуле (3.26)

II __ 6 _ S5R

иоп~ 1+54/416 —

Это тоже близко к тому, что дает внешняя характеристика.

После того как получены все электрические параметры оплав­ления, необходимо произвести тепловой расчет. Он должен убедить технолога, что рассчитанный режим обеспечит нагрев деталей, достаточный для выбранного осадочного давления.

Осадка! — сжатие нагретых деталей — является главной опе­рацией, обеспечивающей качество сварного соединения. Достаточ­ность осадочной деформации можно определять, в известной мере, по внешнему виду сваренного стыка. Для любых деталей на не­котором расстоянии от плоскости контакта деформация будет ну­левой, обозначим ее как ход. Это значит, что давление не превы­шало, а было равно пределу текучести металла в этой плоскости, нагретого до некоторой температуры [см. формулу (2.58)1

ат — ст0 (1 — Тод/7’пл)й. (3.28)

где от0 — предел текучести холодного металла; Тод — темпера­тура в зоне нулевой деформации в момент осадки; Тпл — темпера­тура плавления металла.

Осадочное давление р должно быть равно сгт при темпера­туре Год.

Многолетний опыт показал, что первым (но не единственным!) признаком достаточности осадочного давления для деталей, сва­ренных оплавлением, является получение на готовых деталях такой формы стыка, чтобы получалось:

ход = 1 + 0,2dr. Ход = 1 + 0,26, (3.29); (3.30)

где d — диаметр или сторона квадрата сечения детали; 6 — тол­щина полосы и прямоугольника. Первое равенство, как видно, характерно для компактных сечений, второе — для развитых. Все размеры в формуле даны в миллиметрах.

Расстояние ход — это деформированный размер. Расстояние х от плоскости торца до той же зоны нулевой деформации может быть определено из одинаковых объемов: нагретого цилиндра (рис. 3.12) и деформированного конуса:

яd2 п / D® . Dd. d*

—*--з-ход + + ~т);

Приближенно

D » d /Г+ІДІ00 - е), (3.31)

где в — относительная деформация, %.

Практически наибольшее (и достаточное) обжатие получается при є = 50 %. Тогда

х = 1,5 d. (3.32)

Для данного случая сварки полос толщиной 6 = 4 мм

х — 1,5ход = 1,5 (1 + 0,2-4) = 2,7 мм.

Примем осадочное давление р = 60 МПа. Необходимая общая сила осадки Р — 72 кН. Машина МС-1601 обеспечивает предель­ную силу осадки 125 кН. Согласно формуле (3.28), температура Год должна быть при ат0 — 250 МПа равной 725 °С.

Распределение температуры в свариваемых деталях в зависи­мости от расстояния от плоскости кипящего металла

т1х. о = тшф ® е-да>. (з. зз)

В этой формуле Н. Н. Рыкалина Твз — температура на оплавля­емом торце, которую, как показала расчетная практика, надо при­нимать равной точке кипения металла; Ф (!) — одна из функций распределения, показанная на рис. 1.17.

Вычисляем составляющие формулы (3.33):

Т1х, п1Тва = 725/2500 = 0,29;

vx/(2a) = 0,4-0,27/(2-0,08) = 0>(675.

Таким образом, Ф (!) = 0,57; ! = —7= = 0,28; и, значит,

2 у at

характерное время 1«3 с.

При скорости v = 0,4 см/с за это время будет оплавлено 2хоп — vt — 0,4-3 = 1,2 см.

На рис. 3.13 графически представлены границы рекомендуемых практикой размеров оплавленного (по сути — сожженного) ме­
талла. Как видно, для данного случая размер 2хоа — 12 мм не велик и допустим при выборе режима сварки. Общий вывод всего расчета такой: режим оплавления и ступень включения машины подобраны правильно.

Рассмотрим теперь случай сварки деталей той же самой пло­щади сечения (S — 1200 мм2), но компактной формы с размерами 30X40 мм. В области компактных сечений номограмма, приведен­ная на рис. 3.11, даст следующую ориентировку: t0B = 400 А/см2; 0 — 0,15 см/с; Uoa = 5 В. Если нет внешних характеристик, то расчет приходится вести по этим исходным данным. Так, по фор­муле (3.25) можно определить Ron. Но и только. Дальше неизве­стны ни гк, ни Z„, ни /к. 3. Что-то надо и еще назначать предполо­жительно. Наименее ошибочно принять напряжение Uoa, которое дает номограмма для выбранных о и іоп, на 10—15 % меньшим, чем напряжение холостого хода машины, т. е. прямо задаться поиском нужной внешней характеристики. Соответственно могут измениться v и ioa. Допустим, что в данном случае мы будем использовать тот же трансформатор, с тем же контуром, что и в машине МС-1601, но только зажимные устройства приспособим для компактного сечения. Тогда в группе внешних характеристик (см. рис. 3.10) находят одну с U2 — 5 В и /кз = 42 кА. Здесь ZK имеет то же значение (120 мкОм), что и в расчете для развитого сечения. По этой внешней характеристике находим:

/оп — 5кА; ion — 417 А/см2; о = 24/(12,5-12) — 0,16 см/с;
cos фк — 0,45; гк = 54 мкОм.

Сопротивление искрового промежутка будет уже другим!
Roa - 12,5-12-0,16/52 = 960 мкОм; lJm » т+54/960" *“ 4’73 В”

Теперь надо проанализировать тепловую картину. При том же значении осадочного давления температура на расстоянии х должна быть такой же, как и в свариваемых полосах, но уже при х = 1,5 (1 + 0,2*30) = 10,5 мм. Такое температурное состояние достижимо только при очень длительном оплавлении. Для деталей такого рода неизбежно применение технологии с предварительным подогревом. Он окажется необходимым, если даже мы снизим зна­чение скорости, перейдя на еще более низкую внешнюю характе­ристику. Приведенные расчетные примеры показывают существен­ную технологическую разницу сварки оплавлением деталей с раз­витым или компактным сечением. Расчеты определяют конструк­цию выбираемой машины, но не всегда точно определяют такие именно оптимальные режимы, при которых обеспечивается выс­шее качество сварного соединения. В реальных условиях опытная проверка может внести в эти расчетные показатели некоторые кор­рективы. Приведенные выше расчеты не могут определять струк­турные картины сварных соединений — это определяется опытом.

В современном производстве зна­чимость технологических расчетов особенно высока, когда проектируют­ся и создаются гибкие автоматизи­рованные производства (ГАП). Для них оказываются необходимыми не универсальные машины с их боль­шим запасом регулирования (иногда 16 ступеней) и неиспользуемым за­пасом активных материалов в транс­форматорах. Для ГАП должны созда­ваться (и создаются уже) четко спе­циализированные машины, у которых и электрическая, и механическая си­стемы должны рассчитываться без неоправданных запасов электриче­ских и механических мощностей.

Вернемся еще раз к вопросу особой роли механической энергии в процессах стыковой сварки. К сожалению, до сих пор этому технологическому параметру в технологических документах и про­ектных материалах не уделяется того внимания, какого заслужи­вает механическая энергия в качестве осадочного давления. Все существующие технологические инструкции на предприятиях и в литературных источниках дают рекомендации осадочных дав­лений без учета скорости их приложения. Изучая осциллограммы стыковой сварки стальных стержней при осадочных давлениях при­близительно в 30 и 80 МПа, обратим внимание не только на раз­личную скорость осадки, но самое существенное — на осцилло­грамму температуры, которая измерялась в плоскости контакта. Оказалось (рис. 3.14), что при малых давлениях и при сравни­тельно медленной осадке с момента выключения тока (рис. 3.14, точка 1) контакт без промедления начинает охлаждаться. Этот момент четко фиксировался по той причине, что в проводах тер­мопары, пока был включен сварочный ток, индуктировался пере­менный ток, который не удавалось полностью подавлять фильтрую­щей схемой. Но как только процесс сжатия был ускорен за счет по­вышенного давления, на кривой температуры появился участок 1—2 явного продолжения нагрева после выключения тока. Увеличенная скорость осадки создает дополнительный импульс температуры.

Современные стыковые контактные машины неспособны обеспе­чивать скорости осадки больше 3—-4 см/с. Большие ударные ско­рости осадки получаются только при сварке на микросварочных конденсаторных ударных машинах. Для стыковых машин больших мощностей вполне рациональными окажутся сдвиго-поворотные деформации, но машин такого рода пока не существует. Нет сомнения в том, что такие машины появятся, когда некоторые спла­вы потребуют от технологов минимально возможных объемов на­гретого металла вокруг плоскости свариваемого контакта.

Приведенные расчеты дают основание сформулировать неко­торые общие принципы для процессов сварки давлением.

1. Сварка давлением может осуществляться при любых соче­таниях и комбинациях энергии тепловой и механической. Сум­марная энергия по плоскости свариваемого контакта может регу­лироваться от энергии плавления до энергии связи.

2. Самым существенным является то, что оба вида энергии при этом должны дозироваться динамически, с различными регулиру­емыми скоростями ввода энергии и прекращения ее дейст­вия в необходимый момент.

3. Наименьшей инерционностью воздействия на контактную плоскость обладает механическая энергия. В связи с этим следует обратить особое внимание технологов на широчайшие возможно­сти программирования этой энергии.

4. Все существующие литературные рекомендации по исполь­зованию статических или медленно действующих осадочных дав­лений следует рассматривать только как ориентиры частных и далеко не всегда оптимальных режимов сварки.

5. Каждый новый технический эффект, качественный или коли­чественный, достигается только с помощью новых технических средств, т. е. введением в старую технологию новой переменной. Механическая энергия с ее неограниченными возможностями программирования и есть эта новая переменная. К этой пере­менной и должно быть обращено внимание технологов сварки и проектировщиков контактных машин.