Тепловые процессы при сварке

Исследование природы источников тепла, связанной с особенностями механизма сварки, расширяет представления о механизме процесса. Интересен также вопрос о количестве тепла, выделяющегося при сварке, и удельной производительности действующих во время сварки источников тепла. Тепловые расчеты системы активный волновод—свариваемые детали—опора важны для оценки энергии, затрачиваемой на сварку, и выяснения путей управления тепловым режимом сварки, в частности, нагревом зоны сварки, который в ряде случаев надо ограничивать.

В большинстве работ, посвященных ультразвуковой сварке [12, 19, 31, 37, 41, 47, 57 и т. д.], исследовались тепловые процессы. Кроме экспериментальных исследований с помощью точечных термопар, размещаемых в различных участках зоны соединения и зоны сварки, а также естественных термопар, образованных свариваемыми деталями, производились расчеты температур Т. Результаты этих расчетов, основанных на гипотезе сухого трения в зоне соединения и в контакте наконечник—деталь, обычно не совпадают с данными экспериментов. Удовлетворительное совпадение расчетных и экспериментальных результатов отмечено только в работах [31, 57]. В работе [57], в которой использовалась массивная опора, расчет температуры в зоне сварки производился при следующих допущениях: суммарный тепловой поток от источников постоянный, т. е. их производительность постоянна, а нижняя деталь вместе с опорой образует полубесконечное тело; источник тепла считался распределенным по кругу. Такая задача решена в работе [122].

В работе [31 ] предложена более общая схема расчета, которой мы и будем следовать.

Однако наблюдается ряд определенных закономерностей.

после чего температура остается постоянной или слабо меняется. Для зависимости второго типа характерно монотонное, иногда почти линейное [31 ] нарастание температуры в течение всего процесса сварки.

первого типа соответствуют соединениям, в микроструктуре которых обнаруживаются значительные пластические течения (турбулентности). Зависимости второго типа соответствуют соединениям, в которых таких течений лае наблюдается.

В первом режиме производительность источника тепла примем постоянной и определим ее, полагая, что выделение тепла обусловлено трением поверхностей наконечник—деталь и поверхностей деталей в зоне соединения. Производительность источника во втором режиме, которую мы не можем пока определить, найдем из теплового расчета и сопоставим с изложенными ранее представлениями о природе этого источника.

— сумма амплитуд относительного проскальзывания в контактах деталь— деталь и наконечник—деталь. Выделяющееся в источнике (цилиндр ABCD на рис. 50, б) в единицу времени количество тепла q (средняя производительность источника за 1 сек) можно, очевидно, записать без учета тепла, идущего на нагрев самого источника:

— тепловые потоки, показанные на рис. 50, а.

зависят от условий теплоотвода и производительности

и Ф0 тоже постоянны.

применимо уравнение теплопроводности для стержня

—

соответственно коэффициенты теплопроводности, теплоемкости и удельный вес стали.

Поскольку принято, что источник ABCD имеет одинаковую по его объему температуру, граничное условие для основания источника А В (х=0) записывается в виде закона теплопроводности Фурье

Решение уравнения (24) при условиях (25) и (26) будет [122]:

Для нахождения потока Ф0 используется уравнение теплопроводности для бесконечной пластины, записанное в цилиндрических координатах [122]:

Граничные и начальные условия будут

— коэффициент температуропроводности меди. Решение уравнения (28) с учетом условий (29) методом преобразования Лапласа дает

— переменная интегрирования.

— переменная интегрирования.

. Это позволяет разложить подынтегральную функцию в выражении (30) в ряд по степеням л и интегрировать этот ряд почленно. Оценки показывают, что с достаточной точностью можно ограничиться интегралом от первого члена ряда. В результате

— постоянная Эйлера, и окончательно для Ф0:

Температура источника на основании выражений (22), (23), (27), (33) с учетом теплоотвода и при g=const будет

N можно изменять в некоторых пределах, сохраняя оптимальные условия сварки, то их изменение — одна из возможностей регулирования температурного режима сварки [34]. Другая возможность такого регулирования — улучшение теплоотвода в детали 1 и 2 на рис. 50, а. Расчет, аналогичный показанному, можно провести не только для g=const, но и для

где В — малая величина.

Дальнейшее расхождение кривых следует, по-видимому, объяснить изменением природы источника тепла.

близком к х при данных условиях.

(кривая 2). Эти соображения действительно подтверждаются разницей в микроструктуре соединений.

сек можно установить и по кривым рис. 52.

О кривой 2 можно сделать следующее замечание.

характеризует уменьшающуюся в зоне соединения способность металла необратимо рассеивать энергию деформации. Энергия, затраченная на сварку меди толщиной 1 мм (площадь сваренной точки —28 мм2), если ее вычислять по кривым вида кривой 2 рис. 52, составляет 300—400 вт на сваренную точку.

Приведенные расчетные и экспериментальные данные относились к сварке меди. При сварке других металлов характер расчета несколько изменится, однако применимы описанные методы расчета. Физические свойства свариваемых металлов (в частности, малая теплопроводность) могут заметно изменить тепловой режим сварки. Об этом, например, свидетельствуют четкие зоны термического влияния (их конфигурация соответствует конфигурации зоны сварки), которые обнаруживаются в соединениях из железа армко, титана (см. рис. 67, б, стр. 150) и других малотеплопроводных металлов.

. При этом у края соединения иногда наблюдались частички расплавленной меди. В этой же работе проводились модельные эксперименты. Между наконечником и опорой помещались пластины из Сu, А1, молибдена, прижатые к кварцевой полированной пластинке, и наблюдалось свечение, вызванное нагревом в так называемых горячих пятнах, т. е. участках локального повышения температур. Оказывается, что в таких условиях можно достичь весьма высоких температур, которые, однако, всегда ниже температуры плавления данного металла.

основного металла алюминия 657° С [111] и

Поэтому указанный факт не говорит о возможности плавления в самой зоне соединения х. Предполагают [111], что округлая форма окисных включений в зоне соединения при сварке меди, аналогичная показанной на рис. 38, б, свидетельствует о плавлении. В действительности же это совсем не обязательно. Частички другой фазы могут коагулировать и без плавления (см. рис. 38, б) вследствие разницы в поверхностном натяжении фаз. При плавлении в соединениях из меди должны были бы наблюдаться участки эвтектики Сu—Сu20. Однако проведенные нами подробные металлографические исследования таких соединений этой эвтектики не обнаружили.

при т~0,1—0,2 сек (см. рис. 31). Использованные термопары обоих размеров дали близкие величины температур в зоне соединения. На записях температур, полученных с помощью микротермопар и весьма быстродействующего оборудования, никаких выбросов, соответствующих температурным вспышкам в зоне соединения, не наблюдается [19]. Не обнаруживается плавления в тонких слоях в зоне соединения и при электронно-микроскопическом исследовании этой зоны [53, 59]. Поэтому следует заключить, что плавления в тонких слоях в зоне соединения не происходит.