/
Текст
Л. В. ЗАЙЧИК, Б. Д. ОРЛОВ, П. Л. ЧУЛОШНИКОВ
КОНТАКТНАЯ
ЭЛЕКТРОСВАРКА
ЛЕГКИХ СПЛАВОВ
МАШГИЗ
ГОСУДАРСТВЕННОЕ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО МАШИНОСТРОИТЕЛЬНОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
Москва 1963
УДК 621.791.76 : 669.018.21
В книге изложены основные сведения по вопросам технологии контактной точечной и роликовой сварки изделий, изготовляемых из алюминиевых и магниевых сплавов. Дано описание сварочного оборудования и аппаратуры управления; изложены основные методы и средства контроля процесса сварки и качества сварного соединения.
Материалы, приведенные в книге, могут быть использованы при проектировании сварных конструкций и разработке нового электросварочного оборудования.
Книга предназначена для инженерно-технических работников, работающих в области сварочного производства.
Редактор доц. Г. А. Маслов
Редакция литературы по горячей обработке металлов И. о. зав. редакцией инж. Л. А. Осипова
ПРЕДИСЛОВИЕ
Программа Коммунистической партии Советского Союза, принятая XXII съездом КПСС, определяет пути решения главной экономической задачи — создания материально-технической базы коммунизма. Программой предусматривается дальнейшее быстрое увеличение производства металла, являющегося фундаментом современного развития промышленности и, в частности, производства алюминиевых и магниевых сплавов. При существующем уровне техники основным средством получения неразъемного соединения металлов является сварка, поэтому увеличение производства металла обусловливает возрастание объема сварки. Алюминиевые и магниевые сплавы находят все более широкое применение в различных отраслях техники.
В последнее время контактная электросварка стала одним из основных методов создания конструкций из алюминиевых и магниевых сплавов, причем объем применения контактной сварки непрерывно возрастает за счет вытеснения клепки, а в некоторых случаях и сварки плавлением.
Вопросы контактной электросварки сталей и специальных сплавов хорошо освещены в отечественной литературе. В общих курсах рассматриваются, но весьма кратко, отдельные вопросы сварки легких сплавов.
Настоящая книга является первой попыткой систематического изложения материалов, относящихся к контактной электросварке алюминиевых и магниевых сплавов. Подробно рассматриваются технология, прочностные характеристики и контроль качества сварных соединений.
При описании оборудования основное внимание уделено специфическим особенностям машин, предназначенных для сварки легких сплавов, так как общие сведения об оборудовании для контактной сварки достаточно освещены в литературе.
Значительное место отведено аппаратуре контроля работы машин и параметров режимов сварки, которые имеют большое значение для обеспечения высокого и стабильного качества соединений.
ГЛАВА 1
ОСОБЕННОСТИ КОНТАКТНОЙ СВАРКИ ЛЕГКИХ СПЛАВОВ
1. ОСНОВНЫЕ СВАРИВАЕМЫЕ АЛЮМИНИЕВЫЕ И МАГНИЕВЫЕ СПЛАВЫ
Легкие сплавы на основе алюминия и магния отличаются высокой удельной прочностью (фиг. 1), удовлетворительной пластичностью, поддаются обработке давлением и резанием, боль-
шинство из них хорошо сваривается.. В связи с этим легкие сплавы широко используются в качестве конструкционных материалов.
Неразъемные соединения в тонколистовых конструкциях (при толщине деталей до 7 мм) весьма рационально выполнять точечной и роликовой сваркой, а компактные сечения (до 3000 лиг2) — стыковой сваркой оплавлением. Точечная и роликовая сварка по прочности, производительности и возможности получения герметичных соединений имеет ряд преимуществ перед клепкой, а по номенклатуре свариваемых марок сплавов и, в частности, по возможности сварки высокопрочных сплавов обладает преимуществом
Температура
Фиг. 1. Изменение удельной прочности следующих сплавов в зависимости от тем-
перед дуговой и газовой сваркой.
Стыковая сварка оплавлением является наиболее производительным
процессом, обеспечивает высокую
прочность соединений, позволяет сваривать как однородные, так и разнородные металлические материалы, а
пературы нагрева:
1 — бериллий отожженный; 2 — ЭИ712; 3 — OT4; 4 - B95AT 5 - АМгб; 6 - Д16АТ; 7 -1Х18Н9Т; 8 — МА8.
также материалы типа САП.
При стыковой сварке сопротивлением на поверхности торцов образуются твердые, практически неудаляемые, окисные пленки. Наличие этих пленок, а также высокая удельная мощность
5
Таблица 1
Некоторые физические и механические свойства алюминиевых и магниевых сплавов при 20 °C
Марка материала Состояние материала Р в ол< л<л<*/л< X в кал/см сек°С Температура плавления в °C (солидус-ликвидус) 8 в % ав в кГ/мм* Система сплава
АДМ и АД1М Отожженный 0,028 0,54 643—657 20 11 —
АДН, АД1Н Нагартованный 0,029 0,52 643—657 4 15 —
АМцАМ Отожженный 0,035 0,37 643—654 22 13 А1 —Мп
АМцАП Полунагартованный 0,042 0,38 643—654 10 17 А1 — Мп
АМц1 Нагартованный 0,130 — — 2 32 А1 — Мп
АМгАМ Отожженный 0,047 0,37 627-652 17 17—23 Al — Mg
АМгЗМ » 0,049 0,35 627—652 10 20 Al —Mg
АМг5ВМ » 0,0640 0,29 568—638 15 28 Al — Mg
АМгбМ » 0,071 0,28 550—620 15 32 Al — Mg
АВАТ1 Закаленный, естественно состаренный 0,050 0,40 593—652 10 30 Al — Mg — Si
Д20АТ Закаленный, искусственно состаренный 0,061 0,33 — 8 38 Al — Cu
М40 То же 0,061 0,29 — 8 40 Al — Cu
Д16АМ Отожженный 0,047 0,41 502—633 10 23 Al — Cu —Mg
Д16АТ Закаленный, естественно соста- 0,073 0,28 502-633 12 41—43 Al — Cu — Mg
В95АТ ренный Закаленный, искусственно состаренный Отожженный 0,059 0,37 477—638 7 49-52 Al — Zn — Mg — Cu
МА1 0,061 0,30 645-646 5 19 Mg — Mn
МА2-1Н Полунагартованный, отожженный Полунагартованный Лист катаный 0,120 0,23 565-632 8 30 Mg — Al — Zn — Mn
МА8Н 0,051 0,32 645—650 10 25 Mg — Ce — Mn
САП-1 0,042 0,40 — 3—10 30—40 Спеченая алюминиевая пудра
ВАД-1Т Закаленный, естественно состаренный 0,059 0,28 13—12 40—41 Al—Cu—Mg
процесса ограничивают применение этого вида стыковой сварки в конструкциях из легких сплавав.
Основная номенклатура свариваемых сплавов, а также их некоторые физические и механические свойства приведены в табл. 1. Сплавы в зависимости от назначения делятся на деформируемые и литейные. В сварных конструкциях в основном используются детали из деформируемых сплавов, изготовляемых из листа или прессованного профиля. Детали из тонкостенного литья встречаются в сварных конструкциях сравнительно редко, главным образом в сочетании с деталями из листа.
Детали сварных узлов применяются в состоянии отжига, термообработки, нагартовки, а также одновременно в состоянии термообработки и нагартовки.
2. ФОРМИРОВАНИЕ СВАРНОГО СОЕДИНЕНИЯ
Неразъемные соединения при сварке образуются в результате установления металлической связи, на что в условиях точечной, роликовой и стыковой сварки затрачивается тепловая и механическая энергия.
Точечная и роликовая сварка осуществляются путем расплавления металла в условиях сжатия. Поэтому важнейшими процессами сварки, от которых в основном зависит прочность соединения, являются:
1) расплавление и последующая кристаллизация металла;
2) сжатие металла при нагревании и охлаждении (плавлении, кристаллизации и рекристаллизации);
3) напрев и охлаждение металла в околошовной зоне.
Все три процесса взаимно связаны. Однако первые два преимущественно определяют форму, размеры, структуру и свойства металла шва, а третий — структуру и свойства металла в околошовной зоне. Детали нагреваются внутренними источниками тепла при протекании через них электрического тока. Давление в зоне сварки создается за счет передачи электродам усилия сжатия от соответствующего механизма привода сварочной машины. Режим нагрева и сжатия зависит от физических и химических свойств свариваемого металла. Для каждого конкретного металла можно найти наиболее благоприятный режим, обеспечивающий получение сварного соединения с наилучшими свойствами. Зана расплавления и нагревания при сварке определяется мгновенным температурным полем, которое является функцией непрерывно изменяющегося поля электрического тока и теплоотвода. При точечной и роликовой сварке электрическое поле тока и теплоотвод существенным образом зависят от отношения диаметра электрического контакта (деталь — электрод и деталь — деталь) к толщине свариваемой детали. Это отношение, в свою очередь, в процессе сварки непрерывно изменяется от исходного значения (при холодных деталях) до конечного
7
(когда заканчивается формирование сварного соединения). Мгновенные значения площади электрического контакта электрод— деталь и деталь — деталь определяются равновесием между действием усилия сжатия электродов и механическим сопротивлением разогреваемых протекающим электрическим током свариваемых деталей. Механическое сопротивление деталей зависит от теплового состояния металла в контакте при данном режиме сварки. При изменении какого-либо параметра сварки будет происходить нарушение теплового состояния, вызываемое соответствующим изменением площади контакта и плотности тока. В связи с этим исключительно важным параметром процесса сварки является значение плотности тока в сварочном контакте. Плотность тока, условно отнесенная к конечному диаметру ядра, при сварке алюминиево-магниевых сплавов вследствие их высокой электро- и теплопроводности очень велика и во время плавления обычно колеблется в пределах 1000— 2000 а) мм2.
Плотность тока не может быть непосредственно измерена в процессе свДрки, однако, наряду с другими параметрами, знание характера ее изменения упрощает проведение анализа процессов, связанных с формированием сварного соединения.
Непрерывный процесс формирования сварного соединения при точечной сварке удобно рассматривать условно разделенным на несколько следующих друг за другом этапов.
1. Формирование контакта начинается с обжатия холодных деталей и заканчивается при резком падении контактного сопротивления после включения тока. Спокойное и стабильное формирование соединений наблюдается при некотором ограничении первоначально выделяемой тепловой мощности в контакте деталь — деталь. Это достигается уменьшением контактного сопротивления и действующего значения сварочного тока. Контактное сопротивление снижается за счет приложения усилия сжатия, иногда в сочетании с дополнительным подогревающим импульсом тока. Хорошие результаты, обеспечивающие спокойный нагрев деталей, получают при использовании нарастающего импульса сварочного тока.
2. Предварительный нагрев охватывает период от образования контакта до начала расплавления. Для расширения области нагрева деталей при непрерывном увеличении диаметра электрических контактов желательно постоянство плотности тока, что достигается соответствующим плавным нарастанием действующего значения сварочного тока. В период нагрева тепловое расширение металла сварочного контакта проявляется в виде некоторого увеличения расстояния между электродами (дилатометрический эффект).
3. Формирование расплавленного ядра происходит там, где температура металла становится равной или выше температуры плавления.
8
Расплавленный металл находится под давлением и удерживается от растекания вследствие образования в области внутреннего контакта уплотняющего кольцевого пояска. Первоначально максимум температуры возникает на периферии контакта деталь— деталь (область максимальной концентрации линий электрического тока). Однако область первоначального расплавления в зависимости от величины и длительности импульса сварочного тока может возникнуть (при диаметре ядра в пределах до трех-четырех толщин свариваемых деталей) как на периферии, так и в центре ядра сварной точки.
Фиг. 2. Зона расплавления при точечной сварке разнородных материалов. X 450.
В условиях высокого давления и продолжительного нагрева температура металла в ядре может несколько превышать температуру плавления. Находясь в жидкой фазе, металл подвергается интенсивному перемешиванию. Это подтверждается равномерностью распределения соответствующих элементов в зоне плавления при сварке разнородных сплавов, а также специфической картиной завихрений металла при жестких режимах сварки (фиг. 2). Можно предполагать, что причинами перемешивания металла являются конвекционные потоки, возникающие вследствие неравномерного распределения непрерывно меняющегося поля тока, образования местных электрических полей от токов Фуко, а также течения нагретого металла сварочного контакта в твердо-жидкой фазе под влиянием действующего усилия сжатия. Переход из твердого состояния в жидкое сопровождается резким объемным расширением, которое, однако, мало заметно благодаря одновременно активно протекающим процессам выдавливания сильно нагретого металла в зазор между деталями. Тем не менее, во время расплавления увеличивается расстояние между электродами.
Для нормального формирования области расплавления существуют определенные границы допустимых значений плотности
9
тока z'max и i’min (фиг. 3). Если фактическая плотность тока 1ф находится в этих границах, то происходит образование зоны расплавления.
Главными дефектами при формировании сварной точки являются внутренний выплеск и непровар.
Вследствие высокой теплопроводности и малой теплостойко-
сти легких сплавов наружных выплесков, как правило, не наблюдается.
При образовании выплеска литое ядро обычно меньше по размерам, имеет усадочные раковины и трещины; прочность такого сварного соединения снижается.
Фиг. 3. Характер изменения параметров процесса точечной сварки за цикл плавления (для упрощения все параметры изображены в виде прямых линий):
— фактическая плотность тока; /2 — действующее значение сварочного тока; 5 — площадь сварочного контакта; *тах — максимально допустимая плотность тока; ^min “* минимально допустимая плотность тока; F — ступенчатый график усилия сжатия электродов; Ру& — допустимое значение удельного давления на уплотняющем пояске.
Причинами образования внутреннего выплеска могут быть: а) превышение фактической плотности тока над максимально допустимой г'шах- При чрезмерной плотности тока резко увеличивается температурный градиент в металле сварочного контакта. Граница расплавленного металла, находящегося под высоким давлением, близко подходит к внешней границе уплотнительного кольца. При местном расплавлении пояска через образовавшуюся канавку металл выбрасывается в промежуток между деталями;
б) местное или общее чрезмерное снижение удельного давления в стыке уплотняющего кольцевого пояска.
Для устранения вероятности образования внутреннего выплеска необходимо, чтобы фактическая плотность тока и удельное давление на пояске уплотнительного кольца находились в допустимых пределах. Это можно обеспечить без ухудшения энергетических показателей процесса формирования ядра, если во время стадии расплавления непрерывно увеличивать сварочный ток и усилие сжатия.
Непровар — отсутствие или неполное развитие зоны взаимного расплавления соединяемых деталей — образуется в том слу--чае, когда фактическая плотность тока icj, в контакте деталь — деталь ниже минимальной плотности тока гтщ (полный непровар) или когда фактическая плотность тока превышает 1тщ лишь в течение части цикла плавления. В последнем случае наблюдается частичный непровар.
<0
Несколько особым случаем непровара является не полное, а лишь частичное расплавление плакирующего слоя. Этот вид непровара возможен при сварке алюминиевых сплавов (например, Д16, Д20, АМгб), плакированных алюминием. Области расплавления в каждой из соединяемых деталей разделяются полностью или частично по границе нерасплавившейся плакировки. Связь по плакировке носит характер хрупкой склейки и легко разрушается при нагружении. Такое соединение можно квалифицировать как случай полного непровара.
При частичном расплавлении плакировка обычно сохраняется на периферии ядра, уменьшая его фактическое рабочее сечение (см. гл. V).
Электрическое сопротивление чистого алюминия примерно в 2—3 раза меньше, чем сплавов Д16АТ, АМгб, В95Т (см. табл. 1), а температура плавления примерно одинакова. В соответствии с этим при формировании литой зоны в первую очередь расплавляется металлл основного сплава.
Расплавление плакированного слоя можно получить как при сварке на очень жестких, так и на мягких режимах. В первом случае расплавление происходит в результате высокой концентрации линий тока в контакте деталь — деталь; при мягком режиме — за счет теплообмена между основным расплавленным металлом и плакированным слоем и процессов диффузии.
Однако при сварке деталей большой толщины (свыше 4 мм) для получения необходимого проплавления требуется существенное увеличение электрической мощности. Последнюю можно уменьшить, если применить нарастающий импульс сварочного тока в сочетании с нарастающим или ступенчатым графиком усилия сжатия. При этом удается на протяжении всего цикла плавления обеспечить достаточно высокую и постоянную плотность тока (что способствует увеличению проплавления) и увеличить продолжительность пребывания металла в расплавленном состоянии (фиг. 3).
Наиболее эффективным способом получения одновременного расплавления (основного материала и плакирующего слоя) является замена, алюминиевой плакировки другими коррозионно-стойкими материалами. Так, например, хорошие результаты сварки и коррозионной защиты удается получить при плакировании сплавов Д16 и АМгб сплавом типа АМг (2% Mg, остальное А1). Электрическое сопротивление этого сплава в 2 раза больше, чем у алюминия.
4. Охлаждение сопровождается объемным сжатием, сближением электродов и кристаллизацией расплавленного металла. Процесс кристаллизации сопровождается возникновением внутренних растягивающих напряжений, в связи с чем нередко образуются усадочные раковины, поры и трещины.
Для предотвращения дефектов на период кристаллизации увеличивают усилие сжатия (ковочное усилие). Последнее сле
11
дует прикладывать с некоторым запаздыванием, после окончания формирования области расплавления, в противном случае происходит излишняя деформация поверхности деталей. Величину ковочного усилия можно несколько уменьшить, если замедлить охлаждение металла, что достигается подогревом металла током меньшей величины, чем сварочный, в процессе кристаллизации.
Процессы формирования соединения при роликовой сварке аналогичны точечной, однако вследствие движения токоподвода (роликов), а также близости расположения сварных точек (при герметичном шве) имеются некоторые особенности.
Движение ролика вызывает изменение контактного сопротивления, а близкое расположение точек способствует расширению области разогрева за счет шунтирования тока через ранее сваренные участки шва. Для компенсации эффекта шунтирования плотность тока ib контакте электрод — деталь обычно повышают на 20—25% по сравнению с точечной сваркой.
.Рассмотренные явления могут вызывать перегрев деталей, что при усиленной пластической деформации и при ухудшении охлаждения часто вызывает активное налипание металла на рабочую поверхность роликов. Небольшое снижение плотности тока с целью устранения налипания может вызвать непровар. При роликовой сварке допустимые пределы изменения плотности тока, в силу указанных особенностей этого процесса, значительно меньше, чем при точечной сварке.
Плотность сварочного тока можно на 10—15% повысить при замене непрерывного вращения роликов прерывистым (шаговым), при котором импульс сварочного тока протекает при неподвижных роликах, а деталь перемещается во время паузы. В этом случае отсутствует дополнительный нагрев в контакте ролик — деталь из-за повышенного в связи с движением ролика контактного сопротивления; увеличивается количество вводимой электрической энергии на единицу площади контакта (при движении ролика количество вводимой энергии снижается с увеличением скорости сварки); улучшаются условия охлаждения.
Сварка с охлаждением металла при неподвижных роликах упрощает задачу регулирования усилий сжатия при роликовой сварке прерывистым точечным швом. Для роликовой сварки характерна несимметричная форма продольного сечения области расплавления каждой ячейки шва (см. фиг. 60,6). Это явление связано с несимметричностью поля электрического тока относительно оси z (фиг. 4, а). Справа от оси z, там, где сформирован шов и металл нагрет до высоких температур, плотность тока меньше, чем слева, где расположен стык деталей, и меньше температура нагрева.
Схема распределения плотности тока в плоскости х — г приведена на фиг. 4, б.
12
С увеличением скорости сварки (при постоянном шаге между точками) несимметрия проявляется в большей степени вследствие повышения температуры металла справа от оси z.
При стыковой сварке оплавлением детали сближаются под напряжением. В моменты касания торцов свариваемых деталей между ними образуются местные контакты, металл которых быстро расплавляется и выбрасывается из стыка. Постепенное сближение торцов приводит к появлению и разрушению все новых перемычек металла. Процесс оплавления завершается образо-
Фиг. 4. Распределение плотности тока в продольном сечении роликового шва:
а — поле электрического тока; б — плотность тока в контакте деталь — деталь; 1 — без учета нагрева; 2 — с учетом
нагрева.,
ванием тонкого слоя жидкого металла на торцах и характеризуется высоким нагревом торцов свариваемых деталей, после чего производится быстрая осадка. Расплавленный металл вместе с окислами выдавливается из стыка; участки металла, нагретые до пластического состояния, сжимаются; ,в результате процесса рекристаллизации в стыке деталей образуется зона взаимных кристаллов.
Сжатие деталей вызывает деформирование пограничных кристаллов, разрушение межкристаллических прослоек и тем самым ускоряет процесс взаимной кристаллизации.
При сварке оплавлением сопротивление контакта играет значительно большую роль в процессе тепловыделения, чем при сварке сопротивлением. Это связано с высоким сопротивлением перегретого металла перемычек, которые существуют длительное время, вызывая разогрев сравнительно узкой зоны металла торцов. Кроме того, при сварке оплавлением достигается более равномерный нагрев сечения свариваемых деталей. В свою очередь, избыточное давление паров металла до некоторой степени препятствует окислению металла кислородом воздуха, а образующиеся окислы легко удаляются из стыка при выдавливании жидкого металла.
13
3. КРИСТАЛЛИЗАЦИЯ МЕТАЛЛА ШВА И СТРУКТУРНЫЕ ПРЕВРАЩЕНИЯ В ОКОЛОШОВНОЙ ЗОНЕ
Точечной, роликовой и стыковой сваркой можно получить сварные соединения, равнопрочные основному материалу. Для этого необходимо применять специальные приемы (местное увеличение толщины деталей, многорядные швы, клеееварные соединения и т. п.), которые вызывают часто утяжеление узлов или усложняют технологический процесс сварки. В большинстве случаев прочность сварных швов несколько ниже прочности основного материала. Это снижение вызывается ,в основном двумя причинами: резким изменением направления силового поля в нахлестке, которое сопровождается местной концентрацией напряжений у основания сварного шва, и изменением структуры и сплошности сварного соединения.
Первая причина является особенностью нахлесточного соединения, которое, так же как и в заклепочных швах, является основной формой соединения деталей при точечной и роликовой сварке. Путем рационального выбора конструктивных форм сварных соединений прочность последних можно несколько повысить (см. гл. VI).
Вторая причина зависит от свойств свариваемого материала, режима сварки и связана со следующими явлениями, сопутствующими процессу формирования шва:
а) расплавлением металла шва и образованием литой структуры с пониженной пластичностью;
б) образованием пористости;
в) образованием кристаллизационных трещин;
г) неблагоприятными структурными превращениями металла в околошовной зоне;
д) искривлением волокон, наличием окисных пленок и других локальных неоднородностей при стыковой сварке оплавлением.
Путем анализа этих процессов применительно к конкретным условиям сварки данного материала устанавливают наиболее благоприятный режим, обеспечивающий наилучшие показатели прочности сварного шва.
При точечной и роликовой сварке расплавленный металл изолирован от действия атмосферных газов. Следовательно, различного рода, окислительные и другие процессы не характерны для этих способов сварки и из дальнейшего рассмотрения исключаются.
Процесс охлаждения металла при точечной и роликовой сварке алюминиевых и магниевых сплавов, вследствие малого объема расплавления и усиленного теплоотвода в электроды, характеризуется большой средней скоростью кристаллизации (220— 240 cmImuh). В связи с этим кристаллизация носит в основном бездиффузионный характер, а в зоне плавления образуется преимущественно неравновесная структура. Исключение представля-14
ет назальная область кристаллизации металла по границам шва (область сравнителыно малых скоростей охлаждения), где вследствие начавшейся диффузии наблюдается внутр икр ист алл ичес-кая ликвация (в сплавах Д16, МА8 и др.). Скорость охлаждения оказывает влияние также на межкристаллитную ликвацию, т. е. на количество выделенной второй фазы по границам дендритов.
В большинстве случаев кристаллизация начинается с образования столбчатых дендритов, которые возникают на поверхно-
сти частично оплавленных зерен основного металла, в так называемой области взаимной кристаллизации. По условиям охлаждения рост дендритов идет преимущественно в направлении, перпендикулярном поверхности электродов. При скоростях охлаждения, соизмеримых со скоростью роста кристаллов, чистые металлы и сплавы с малым интервалом кристаллизации образуют преимущественно столбчатую структуру (фиг. 5, а) и, наоборот, сплавы с широким интервалом кристаллизации — преимущественно равноосную структуру (фиг. 5, б).
При больших скоростях охлаждения, когда весь объем расплавленного металла оказывается почти одновременно переохлажденным, наблюдается образование сплошной равноосной структуры (фиг. 5, в). В зоне плавления сварного шва образуется неравновесная
структура, состоящая из первичных кристаллов твердого раствора переменного состава и некоторого количества межзерновых прослоек хрупких интерметаллидов и эвтектик. Как правило, такая структура в зависимости ст свойств сплава имеет пониженную пластичность и прочность по сравнению с исходной структурой проката. Потеря прочности происходит особенно интенсивно при сварке сплавов, находящихся в состоянии нагартовки или термической обработки.
Область расплавления сплава Д16АТ представляет собой кристаллы^ твердого раствора с пониженным содержанием уп-рочнителей и расположенных вокруг них легплавких хрупких скоплений эвтектик и интерметаллидов типа CuA12, AI2CuMg
Фиг. 5. Характер кристаллизации различных сплавов при точечной сварке:
а — МА8. X 4: б — АМгб. X 4; в —
Д16АТ (жесткий режим). Зона столбчатых кристаллов отсутствует. X 8.
15
и др. (фиг. 6, а). Снижение содержания упрочнителей в твердом растворе и выделение эвтектик являются основными причинами снижения прочности, пластичности и коррозионной стойкости металла сварного шва.
Прочность сварного соединения может быть повышена на 40—50% без обычной длительной гомогенизации, а лишь в процессе нормального режима закалки и последующего естествен-
Фиг. 6. Микроструктура металла шва при точечной сварке сплавов:
а - Д16АТ. X 450: б - АМгб. X 340; в - МА8. X 340;
а — МА8, граница твердой и жидкой фазы. Видны кристаллы
/3 (Мп) фазы. X 340.
ного старения. Однако проведение любой термической обработки узлов после сварки практически затруднено, так как сопровождается короблением, снижением коррозионных свойств сплава и во многих случаях лимитируется отсутствием соответствующего оборудования. Термическая обработка в электродах машины также невыполнима из-за кратковременности и неравномер-16
ности подогрева, а также чрезвычайно узких пределов эффективной температуры нагрева.
Область расплавления сплава АМгб состоит также из кристаллов твердого раствора, окруженных сеткой выделения (3-фазы (MgsAI8) и других интерметаллидов (фиг. 6, б). С уменьшением скорости кристаллизации (с увеличением времени нагрева) структура литого металла становится более грубой. В некоторых случаях по границам ядра сварной точки наблюдается скопление интерметаллидов типа MgsAlg, FeMnAk, TiAI3 и др. При сварке оплава АМгб выделение (3-фазы и исключение эффекта нагартовки сопровождаются также некоторым снижением прочности, хотя в значительно меньшей степени, чем при сварке сплава Д16АТ.
В связи с малым интервалом кристаллизации область расплавления сплава МА8 (фиг. 6, в) преимущественно состоит из
структуры столбчатых дендритов, между которыми располагаются дисперсные выделения марганца, интерметаллидов MggCe, Mg4Al3, а также различного рода хрупкие эвтектики.
Мелкозернистая структура области расплавления связана с •к модифицирующим действием в основном марганца и церия. ^^Коагулированные в основном металле кристаллы марганца во '^время расплавления оттесняются к границе твердой и жидкой ^•фаз. Присутствие последних наблюдается на микроструктуре се-fУчения шва (фиг. 6, г), а также на рентгенограммах в виде обра-у зования светлых тонких колец.
В легких сплавах, главным образом в алюминиево-магниевых фЛи магниевых, присутствует водород, который связан в твердом мрастворе или образует газовую фазу. Водород попадает в расплавленный металл также с поверхности свариваемых деталей в виде сдожных гидротированных окислов. Благодаря изменению растворимости во время кристаллизации водород способствует образованию мелкой междендритной пористости, снижающей показатели прочности и пластичности. При точечной и роликовой сварке газовая пористость обычно не развивается благодаря высокому давлению в жидкой ванне, а также высокой скорости охлаждения, при которой водород не успевает сформироваться
в пузырек.
В процессе сварки в зоне расплавления могут образовываться раковины и трещины усадочного происхождения. В начальный период кристаллизации жидкий металл имеет доступ к любому участку кристаллов растущего фронта столбчатых дендритов и восполняет потери металла от усадки. Благодаря этому «залечиванию» увеличивается поверхность связи кристаллов и
металл оказывается достаточно плотным.
По мере увеличения толщины и прочности кристаллизующихся слоев металла снижается давление остатков жидкой фазы в центральной области шва, чем затрудняется процесс «залечи-ВЭНИЯ». А** а
В сплавах с двухзональной кристаллизацией (столбчатыми и равноосными кристаллами) доступ жидкого металла в междендритное пространство преграждается растущей сеткой равноосных кристаллов. В связи с этим центральная область сварного шва при недостаточном давлении может обладать пониженной плотностью.
Усадка в твердо-жидкой фазе вследствие высоких градиентов температуры и несвободного сжатия вызывает внутренние' растягивающие напряжения. Вертикально действующие растягивающие напряжения, возникающие вдоль оси электродов,, уравновешиваются усилием сжатия, деформирующим металл сварочного контакта. Горизонтально действующие растягивающие напряжения в том случае, если они превышают предел прочности нагретого металла, способствуют образованию горячих трещин. При температурах, близких к солидусу, горячие кристаллизационные трещины образуются при максимальных значениях объемной усадки и минимальной прочности сплава.
В зависимости от объема расплавленного металла и режима сварки трещины могут быть внутренние, распространяющиеся в объеме литой области шва, и могут иногда выходить на поверхность деталей. Сквозные трещины снижают циклическую прочность сварного шва.
Благодаря повышению пластичности сплавов при охлаждении до температуры ниже солидуса и сравнительно малым значениям объемной усадки в твердом состоянии последняя оказывает незначительное влияние на рост внутренних напряжений и вряд ли может способствовать развитию трещин.
Задача предупреждения образования кристаллизационных трещин решается путем поддержания достаточно высокого давления расплавленного металла до конца его кристаллизации, обеспечивая тем самым принудительное заполнение («залечивание») маточным раствором убыли металла от усадки. При этом общее уменьшение металла за счет объемного сжатия должно1 быть компенсировано соответствующей деформацией шва усилием сжатия электродов. Для получения беспористого литья в металлическом кокиле требуется давление не более 4—5 кГ/см2. В условиях контактной сварки, вероятно, такое давление также является достаточным, но для его поддержания необходима дополнительная деформация относительно твердого металла «формы». На преодоление сопротивления твердого металла, которое по мере охлаждения резко увеличивается, требуется значительно большее удельное давление, обычно около 30—50 кГ1мм2 (конечное усилие сжатия электродов, отнесенное к площади ядра сварной точки). Верхний предел относится к более прочным сплавам, а также к сплавам, кристаллизующимся по двухзональной системе (В95АТ, Д16АТ и др.).
В результате термического цикла сварки и пластической деформации в околошовной зоне протекает ряд процессов, изме-18
няющих первоначальную структуру и свойства основного материала:
а) изменяется структура в твердой фазе;
б) в зоне взаимной кристаллизации образуется смешанная структура как результат частичного расплавления;
в) в области максимальной пластической деформации возникают зоны структурных неоднородностей — «усы».
В условиях кратковременного нагрева и быстрого охлаждения в околошовной зоне так же, как и в зоне расплавления, происходит образование гаммы неравноосных структур. Приблизи-
Фиг. 7. Вертикальный разрез диаграммы А1 — Си —Mg (Д. А. Пет-роз).
Фиг. 8. Характер структурных изменений металла околошовной зоны (Д16АТ):
I — зона частичного расплавления; 2 — зона частичной закалки; -5 — зона частичного отжига; 4 — исходная структура основного металла.
тельное представление о свойствах структуры можно получить, используя диаграммы равновесных состояний сплавов. Так, например, для сплава Д16АТ в соответствии с вертикальным разрезом диаграммы А1 — Си — Mg (фиг. 7) можно ожидать характер структурных изменений в околошовной зоне, показанных на фиг. 8.
Зона, подвергавшаяся нагреву от температуры солидуса и выше, состоит из частично оплавленных кристаллов твердого раствора с коагулированными уггрочнителями, окруженных более легкоплавким раствором с повышенным содержанием легирующих элементов сплава и различных примесей. Зона 2, нагреваемая в пределах 490—510 °C (светлый участок с меньшей тра-вимостью), является областью частичной закалки с небольшим выделением упрочнителей.
Зона 3, нагреваемая в пределах 250—400 °C, представляет собой структуру частичного отжига с начавшимся процессом рекристаллизации. В кристаллах твердого раствора произошло значительное выделение упрочнителей. Зона 4 — исходная структура основного металла.
Изменение твердости в околошовной зоне показано /на фиг. 9.
2*
В микроструктуре околошовной зо'ны сплава Д16АТ (фиг. 10, а и б) можно легко обнаружить области, приведенные на фиг. 8. После стандартного режима закалки и естест-
венного старения структура сварного соединения становится аналогичной структуре закаленного металла. Различие заключается
в расположении и некотором увеличении размеров зерна. При
Фиг. 9. График изменения твердости в околошовной зоне (Д16АТ); прибор ПМТ-3, нагрузка 50 Г:
I — ядро; II — область частичного расплавления; III — закалка; IV — отжиг; V — «сходное состояние; О1 О — после сварки; С--------О
—после закалки н старения.
этом улучшаются механические свойства сварного соединения (фиг. 9).
С увеличением длительности нагревания при сварке (без последующей термообработки) увеличивается ширина околошовной зоны (фиг. 10, а, б), а структурные изменения (рост зерна, выпадение упрочнителей) проявляются в более отчетливой форме. Однако в пределах практически используемых интервалов времени нагревания свариваемых деталей (0,04—0,5 сек) заметных изменений статической и усталостной прочности сварных соединений при этом не наблюдается (см. гл. VI). Структура металла в околошовной зоне при точечной сварке сплава АМгб на участках, непосредст
венно примыкающих к литому металлу шва (фиг. 10, в), состоит из твердого раствора интерметаллидов, в том числе 0-фазы и легкоплавких эвтектик.
При сварке сплавов системы А1—Mg наблюдается незначительный рост зерна в околошовной зоне (фиг. 10, в). Это связано с большой устойчивостью твердого раствора Mg в А1, а также с выпадением по границам зерен соединений типа TiAl3, А16Мп и |3-фазы, препятствующих объединению зерен. Свойства структуры остаются без изменения даже в процессе длительного отжига. Однако после холодной пластической деформации, вследствие разрушения устойчивой межкристаллитной сетки,
склонность к росту зерна при нагревании резко увеличивается. Замерами микротвердости вдоль сечения сварного соединения удалось установить небольшое снижение твердости лишь в области расплавления на 5—8%.
В околошовной зоне сплава МА8 (фиг. 10, г) видны сильно увеличенные зерна твердого раствора с включениями по границам легкоплавких эвтектик и 0(Мп)-фазы. Процессы распада твердого раствора и укрупнения зерна сопровождаются снижением коррозионной стойкости сплава без изменения твердости, которая лишь на 5—10% падает в области литого металла шва. С увеличением длительности нагревания околошовная зона при сварке магниевых сплавов существенно расширяется, при этом в ней резко увеличиваются размеры зерна. В то же время область литья остается мелкозернистой. Можно предполагать,
20
что причиной хрупкого разрушения сварного соединения при комнатной температуре является резкий переход от крупнозернистой структуры околошовной зоны к мелкозернистой структуре шва.
В околошовной зоне, на границе со сварным швом, образуются участки частичного расплавления, где одновременно присутствуют твердые кристаллиты с оплавленными границами и
Фиг. 10. Микроструктура околошовной зоны при точечной сварке сплавов: а — Д16АТ, длительность импульса 0,04 сек. X 500; б — Д16АТ, длительность им-
пульса 0,5 сек. Х500-; в — АМгб. ХЗОО; г - МА8. ХЗОО.
жидкий металл. Участки частичного расплавления наиболее развиты .в сплавах с широким интервалом кристаллизации (Д16, В95 и др.). Находящийся между кристаллитами жидкий металл оказывается обогащенным легирующими элементами. При затвердевании в этих участках можно ожидать наибольшего снижения пластичности и образования первоначальных очагов разрушения при нагружениях. В сплавах с меньшим температурным интервалом кристаллизации участки частичного оплавления выражены менее четко и очаг разрушения при нагружениях, как правило, совпадает с границей шва.
В околошовной зоне, в области наибольшей пластической деформации нагретого металла, вдоль направления волокон
2»
(при сварке сплавов АМгб, Д16, Д20 и др.) часто образуются скопления металла, обогащенного легирующими элементами сплава. Эти скопления в поперечном сечении шва имеют как бы форму «усов» (фиг. 11). В продольном сечении роликового шва «усы» располагаются в области расплавления каждой предыдущей точки. «Усы» чаще образуются при сварке малопластичных сплавов в интервале высоких температур, а также при сварке с длительным режимом нагрева и при повышенных усилиях сжатия. Миграция высоколегированного металла носит
Фиг. 11. Расположение «усов» при точечной сварке деталей из сплава АМгб толщиной 8 + 8 мм.
межкристаллический характер, захватывает твердо-жидкие области сварного соединения и происходит как результат направленной от центра к периферии пластической деформации металла под действием усилия сжатия электродов (см. гл. V).
При стыковой сварке оплавлением в сварном соединении область жидкого металла практически отсутствует. Однако при неправильном режиме, за счет разности температур плавления отдельных составляющих сплава непосредственно в стыке деталей можно ожидать образования узкой зоны металла, обедненного легирующими компонентами (фиг. 12).
Характер структурных превращений в околошювных зонах при стыковой сварке оплавлением аналогичен рассмотренным для точечной и роликовой сварки (при мягких режимах сварки). В отличие от точечной и роликовой сварки здесь могут иметь место окислительные процессы при оплавлении и осадке, а также локальные непровары вследствие охлаждения металла при малой интенсивности образования перемычек и недостаточной скорости осадки. При чрезмерном увеличении области разогрева деталей или усилий осадки наблюдается сильное искривление и отслаивание волокон (фиг. 13), вдоль плоскости кото рых располагаются скопления хрупких интерметаллидов и эвтектик. Искривление волокон создает неблагоприятное расположение слоев металла относительно действия внешних сил сжатия. Это приводит в ряде случаев к значительному понижению 22
пластичности сварного соединения. Пластические свойства могут быть несколько улучшены последующей термообработкой.
Фиг. 12. Микроструктура центральной зоны сварного соединения прутков диаметром 40 мм из сплава АМгб. X 200.
Фиг. 13. Макроструктура сварного соединения пластин толщиной 4 мм из сплава Д16АМ.
Соответствующим подбором режимов можно избежать образование дефектов в швах при стыковой сварке оплавлением.
4. ТРЕБОВАНИЯ К РЕЖИМАМ КОНТАКТНОЙ СВАРКИ ЛЕГКИХ СПЛАВОВ
Проведенный выше анализ процессов формирования Сварных швов, а также обработки имеющихся опытных данных сварки легких сплавов позволили установить наиболее рациональный характер изменения температур и сжимающих усилий за цикл точечной сварки (фиг. 14).
Кривая изменения усилия сжатия характеризуется точками А, Б, В, Г, Д, кривая изменения температур в области максимального нагрева — точками 1, 2, 3, 4. Участки АБ и А'Б' определяют предварительное сжатие деталей до нагревания; для снижения плотности тока в первый период-включения сварочного тока оно может быть увеличено (А'Б'). При сварке деталей большой толщины для снижения абсолютной величины предварительного сжатия металл сварочного контакта целесообразно несколько подогреть до температуры Т„о9 (пунктирная линия).
Участок БВ соответствует плавному нарастанию усилия сжатия во время нагрева и расплавления. Средняя скорость нарастания обычно составляет (10—15) • 103 кг/сек.
Участок ВГ с постоянным усилием сжатия необходим для
23
уменьшения поверхностной деформации металла в первоначальной стадии кристаллизации.
Участок ГД с крутым фронтом нарастания предназначен для деформации кристаллизующегося металла с целью устранения усадочных дефектов. Подъем кривой на этом участке зависит
от продолжительности кристаллизации, которая для алюминие-
вых сплавов, начиная с момента полного включения тока, в зависимости от толщины металла и режима сварки колеблется в пределах 0,02—0,08 сек.. Про
Фиг. 14. Характер изменения температуры и усилия сжатия электродов за цикл точечной сварки.
должительность кристаллизации может быть увеличена в 2—3 раза за счет дополнительного подогрева. В последнем случае скорость нарастания усилия сжатия устанавливается в пределах (7—10)-103 кгДек.
Отрезок кривой 1—2 характеризует процесс нагрева деталей, а 2—3 — его
расплавление в области ядра. Допустимая скорость нарастания температур колеблется в пределах (10— 50)-103 градДек для жестких режимов и (1,5—10) X X Ю3 град Дек для мягких режимов.
Участок кривой 3—4 характеризует процесс замедленного охлаждения (обычно за счет плавного спада сварочного тока), при котором для облегчения деформирования температура металла поддерживается несколько повышенной до конца кристаллизации. Обычно средняя скорость спада температуры на этом участке составляет (0,6—12,5) • 103 градДек.
Целесообразным способом роликовой сварки герметичным
швом легких сплавов является сварка с использованием прерывистого перемещения деталей, при котором режим сварки, приведенный на циклограмме (фиг. 14), осуществляется при неподвижных роликах, а перемещение на установленный шаг между точками производится во время паузы. При уменьшении скорости охлаждения (мягкий режим, большая толщина деталей и т. п.) продолжительность паузы увеличивают. Для перемещения деталей устанавливается минимально необходимое усилие сжатия. Вследствие дополнительного подогрева металла теплом от предыдущей точки надобности в участках 3 — 4, ГД и А'Б' циклограммы отпадает.
Точное воспроизведение указанных кривых может привести к значительным усложнениям сварочного оборудования.
24
Как показывает опыт, в зависимости от ряда условий (толщины деталей, свойств материала, конструктивной системы сварочной машины и др.) фактические циклограммы сварки могут отличаться от рекомендуемых.
В каждом конкретном случае фактическая циклограмма сварки выбирается из условий рационального удовлетворения технологических требований и соблюдения удовлетворительных энергетических и эксплуатационных показателей сварочного оборудования. В частности, плавное нарастание усилия сжатия электродов заменяется двух- пли трехступенчатым. В зависимости от принципа действия электрической схемы и пределов электрической мощности скорости нарастания и спада температуры могут существенно отличаться от заданных. Так, например, при высоких скоростях нагревания и отсутствия возможности ее регулирования (машины однофазные переменного тока без модулирования импульса сварочного тока и др.) возникающие дефекты (выплески) предотвращают путем увеличения усилия сжатия в стадиях нагревания и сварки.
Наиболее полное воспроизведение циклограммы рационально при точечной сварке деталей из высокопрочных сплавов (типа Д16АТ, В95АТ, АМгб, МА8 и др.) толщиной от 1,5 мм и выше, обладающих повышенной склонностью к образованию выплесков, кристаллизационных трещин и пористости. Детали из высокопрочных сплавов толщиной менее 1,5 мм и пластичных сплавов (типа АД1, АМц, АМг и др.) толщиной менее 2 мм обычно сваривают без повышения усилия сжатия в стадии кристаллизации (см. гл. IV).
В настоящее время нет средств непосредственного задания графика нагрева деталей; вместо зависимости температуры А0, — f(t) приходится применять Ice ~ f(t). В связи с этим режим точечной и роликовой сварки в целом задается FC3K~ 1св — f(t), а также размером и формой рабочей поверхности электродов. Качество сварных швов зависит от стабильности-режима сварки, а также от качества сборки и подготовки поверхности свариваемых деталей. Совершенно точное воспроизведение установленного режима сварки при современном уровне сварочной техники невозможно. Как показывает опыт, небольшие изменения параметров режима не оказывают заметного влияния на размеры и прочность сварных соединений, что позволило практически установить некоторые допуски на их отклонения (см. гл. V).
При стыковой электросварке большая склонность легких сплавов к окислению с образованием тугоплавкой окисной пленки и высокая скорость охлаждения металла служат причинами локальной неоднородности свойств соединения и делают необходимым проводить сварку с относительно высокими скоростями оплавления и осадки при наличии значительных усилий сжатия деталей. Увеличение скорости оплавления способствует более
25»
равномерному распределению сварочного тока, жидких перемычек и температурного поля. Большие усилия осадки способствуют наиболее полному удалению — выдавливанию окисной пленки из области стыка.
Фиг. 15. Зависимость усилия осадки РОс от скорости осадки Voc при сварке пластин сплава АМгб (А. С.
Гельман).
Существует вполне определенная зависимость между скоростью и усилием осадки. При более высокой скорости осадки могут быть применены сравнительно меньшие усилия сжатия, так как процесс завершается при более высокой температуре разогрева деталей и меньшем окислении. Для сварки пластин сплава АМгб эта зависимость приведена на фиг. 15.
ГЛАВА II
ОБЩИЕ ВОПРОСЫ ОБОРУДОВАНИЯ
1. ПЕРЕДАЧА ИМПУЛЬСОВ СВАРОЧНОГО ТОКА
Габаритные размеры свариваемых изделий определяются размерами и формой сварочного контура машины: вылетом 1СК и раствором hCK. Конструктивно машина имеет два контура: электрический, предназначенный для подвода сварочного тока от источника к месту сварки, и механический, который воспринимает усилия, развиваемые приводом.
Обычно вылет сварочного контура совпадает с вылетом механического контура, поскольку сварочный трансформатор размешают внутри корпуса машины, а раствор соответствует раствору электрического контура. Как элемент электрической силовой части машины контур характеризуется активным сопротивлением Rcli и индуктивностью LCK, которые зависят не только от сечения, длины, материала и других данных элементов самого контура, но и от сварочного тока 1св. Сопротивление контура RCK,< постоянному току определяется обычными методами, как сумма сопротивлений его элементов и переходных контактных сопротивлений RK между ними.
Благодаря высокой электропроводности, большому сечению элементов и малым’7?ж у современных машин, даже при большом вылете и растворе, RCK„ невелико. Несмотря на интенсивное водяное охлаждение, элементы (сварочного) контура при длительной работе и нагрузках, близких к номинальным, нагреваются и их активное сопротивление увеличивается. Иногда для сварки в труднодоступных местах применяют специальные электроды и электрододержатели. Несмотря на небольшую длину, они могут существенно увеличить R,Kn в связи с малым поперечным сечением, в особенности в тех случаях, когда изготовлены из сплавов с пониженной электропроводностью.
Сопротивление контура переменному току произвольной формы RCK >Rcrn, так как переменный ток распределяется неравномерно по сечению токоведущих элементов (поверхностный эффект). Для сварки легких сплавов применяются импульсы тока разнообразной формы, которым один и тот же контур оказывает различное активное сопротивление.
27
Инженерные методы расчета зависимости активного сопротивления проводников от тока произвольной формы еще не разработаны. В литературе приводятся методы расчета зависимо
сти относительного активного сопротивления переменному синусоидальному току от частоты для простейших сечений проводников (круглого, прямоугольного). Для импульсов тока другой формы возможен приближенный расчет по эквивалентной частоте. Активное сопротивление RCKf сварочного контура переменному синусоидальному току частотой f ориентировочно можно определить исходя из предположения, что весь контур состо
ит из цилиндрического сплошного проводника круглого сечения
Фиг. 16. Зависимость относительного активного сопротивления RCKf от частоты тока f, радиуса проводника и от коэффициента Kr.
радиусом
г/р^0,85|/ -К
где SK — средняя площадь поперечного сечения проводника;
0,85 — коэффициент, учитывающий, что некоторые элементы контура имеют не-круговсе сечение и в них поверхностный эффект сказывается в меньшей степени.
Относительное сопротивление
^скп
2-fiy • rp y~f ,
где у и ц — средние значения электропроводности и магнитной проницаемости проводников.
График функции 7?*ск/ = ср (KR) в диапазоне значений Кн, возможных для контактных машин, приведен на фиг. 16. Там же приведены зависимости R*K/ от гр при f = 50 гц и от f при гр = 75 и 50 мм. При типичных значениях гр в области f> (5+ Ю) гц i •
Эффект близости в сварочных контурах проявляется слабо, изменяя R*Kf лишь на несколько процентов, так как параллельные токоведущие элементы удалены друг от друга на относительно большие расстояния.
Определение индуктивности контура LCK представляет существенные трудности в связи со сложной формой контура и 28
его элементов. В литературе приводятся различные рекомендации по расчету LCK. Относительно простой способ, дающий ориентировочные данные, основан на замене реального контура прямоугольной рамкой, стороны которой удалены на расстояние 1СК и hCK и имеют сечение, близкое к S к. Обычно (3 -т-
4- 6) hCK и hCK const. Это позволяет при определении LCK рассматривать контур как линию, образованную двумя параллельными проводами. При таком допущении со значительной степенью точности для проводов круглого сечения радиусами Г] и г2 ПРИ расстоянии b между их осями (b = hCic-+ ц + г2) и длине участка I индуктивность будет
L = ±£(1П -4= 4- 41 = —'РИ-а);
я \ У г1г2 4 / -
индуктивность для проводов прямоугольного сечения со сторонами аир
L = — + - \ ® + р 2/ it
6 ь
где Yi = —---- и у2 =------.
/ Vi °- + ₽
На фиг. 17 приведены графики функции <pi (уч) и ф2(уг) для значений yj и у2, имеющих место в сварочных контурах, и графики зависимости L от I для некоторых значений <pi (yi) и фаСуг)-
Флг. 17. Зависимость индуктивности двухпроводной линии от значений коэффициентов уь у2 и длины участка I.
Если контур имеет сложную форму, то его следует разделить на участки, для которых можно принять постоянными сечения элементов и расстояния между ними. Индуктивность каждого участка определяется как индуктивность отрезка линии бесконечной длины, а общая индуктивность контура — как сумма индуктивностей участков. В подавляющем большинстве случаев индуктивность контура прямо пропорциональна вылету. Влия
29
ние изменения раствора сказывается в меньшей степени, поскольку hCK<^lCK. Поэтому следует стремиться прежде всего к уменьшению вылета машин. Различное влияние 1СК и hCK на LCK исключает возможность определения LCK по площади SCK^lCKhCK, охватываемой контуром.
Для быстрых, но грубых подсчетов можно пользоваться эмпирической формулой
L,
4
где 1СК и hCK (средние значения) выражены в м, a LCK в мкгн..
В первом приближении можно считать, что Lch не зависит от f, и принимать значения, определенные при f = 50 гц. Индуктивное сопротивление контура переменному синусоидальному току
Хск = ^ск ~ ^ск so .
где Хс„£0— сопротивление при f = 50 гц.
Полное сопротивление равно
(RcKf • Rскп У"1 (хск 5Q
\ 50
при /^10 гц ориентировочно полное сопротивление будет
Коэффициент мощности контура
cos
К (R2CKf +(2vLeKfy
увеличивается с понижением частоты; на фиг. 18 приведены графики зависимости относительных величин R* л X* = 1 СКJ ’ СК
= XCKlRCKn- ZCK = ZCK!RCKn и cos ф„ от частоты f для типичного контура (R*K go = 4; cos (pcs50 = 0,2). Мощность Р3? и энергия Q33„ потребляемая на участке электрод — электрод, не представляют значительной нагрузки для современных цеховых электросетей.
Основное затруднение связано с тем, что RCKf >R33. ср и 2nfLCK > R33 ср при 10 гц. Уменьшение RCK и в особенности LCK ниже определенного предела невозможно, так как они зависят от размеров контура 1СК и hCK, которые определяются свариваемым изделием.
30
При синусоидальном сварочном токе
» Qck Рек/ * Рскп
Цск = —— ~ — = Нек/ — ;
'кээ ‘'ээ.ср ‘'ээ.ср
Р* ___ Рек Zck _ 7* Реки
ск~ р ~ р ск R
ЭЭ Г' ээ.ср ээ.ср
где QCk — потери энергии;
Рск — потери мощности в сварочном контуре.
Допущение P3!R-' Iс0Р ээ.ср справедливо для современ-
ных машин, у которых сварочный ток достигает максимального-
Фиг. 18. Зависимость от частоты f относительных значений мощности Рск, энергии QCK, сопротивлений R*CKf. Хск, 2.ск и cos (рек для типичного сварочного контура.
значения спустя некоторое время после включения, когда-Рээ Рээ.ср. При постоянном токе мощность и энергия, потребляемые контуром, в несколько раз больше потребления на участке электрод — электрод:
Рек/ = 1; ZCK = RCKf = RCKn ~ (2 6) Raa.ep,
Q*CK^P’CK^2^6.
С увеличением f растет Q*CK для f = 50 гц при типичных cosqyK50 =0,2; RCKn = ^R&.cp
и в особенности Р*ск; так,
соотношениях (R' = 4;
' слои
) р;к =80; q;k =16-расходуется в 16 раз чем на участке
(фиг. 18). Это значит, что в
контуре
больше энергии и в 80 раз больше мощности,
электрод — электрод. Мощность, потребляемая контуром, достигает при вылете, равном 1 — 1,5 м, и толщине свариваемых листов 4—5 мм значений (до 2000 — 5000 кна), не допустимых для цеховой сети. Рост энергии QCK менее значителен, да и начальная величина Q33 мала. Снижение частоты позволяет в
- 31
•больших пределах уменьшить мощность контура. При определении Рск усреднение производится за один период частоты / сварочного тока.
Максимальное значение мощности
РсКМ = рск (cos <?ск + 1) > рск.
Предположим, что f = 5 гц и cos <р CKi 0,9, при этом Рск6ч = 1>9 Рск. В случае питания контура током низкой частоты с помощью игнитронных преобразователей, непосредственно подключенных к сети с частотой 50 гц без элементов, запасающих энергию, сеть должна обеспечить подвод мощности Р — Р ск 80 1 скм'
Потери мощности в преобразователях и другие причины не рассматриваются, учитывается только то, что мгновенная мощность, потребляемая контуром при сварке низкочастотным током f<^50 гц, будет удерживаться вблизи своего максимального значения в течение более чем одного периода частоты сети. Так, в указанном случае при f = 5 гц и coscp„5 =0,9 мощность, усредненная за один период частоты сети, может на 85% превышать мощность, усредненную за один период низкой частоты.
В случае U = const, ток
t/ fl -^-7 11 -И
1св р V е 1 ~ ^св.уст I 1 е / ,
„СК “Г* ^ээ.ср
где т = ----—-------постоянная времени.
Рек + Кээ-ср
Введем относительное время /* = — и относительный ток
i* = —— = 1 _ e-t".
I св. у ст
Действующее значение тока
Мощность, потребляемая контуром:
Рек — Iсв.уст Рээ.ср (1 £*)1 I*-
Ее отношение к мощности Рсхп, которая потреблялась бы при сварке постоянным током icg= /С;.о = const:
Р*к = — = — RcK + --'ср (1 — i*)
Рскп (/’)2 R^n
32
Учитывая медленное изменение тока, принимаем Rck~ ~ RCKn; при этом
Ра L “ск.п
в области t* >- 3 ток i* « 1 и F*CK = —— = —1-—.
Ра (^)2
Графики зависимости от t* относительных величин г*, I* и Р*а приведены на фиг. 19. При применении «средних» режимов
Фиг. 19. Зависимость относительных значений !*, Р*а от относительного времени i*.
сварки легких сплавов и типичных контуров т ~ 0,05 сек, t ~ 0,05 8 сек, t* б. Например, для 6 = 3 мм (t* = 3) ток I* = = 0,93; ток = 0,73; мощность Р*к«1,76. Следовательно, максимальная мощность на 76% превышает мощность, необходимую для сварки постоянным током. Увеличение б приводит к росту t и t* и уменьшению Р"ск. Так, для 6 = 6 мм, t* — 6, Т’*к=?1,32 и превышение фактической максимальной мощности контура в сравнении с наименьшей возможной для этой толщины составляет только 32%.
Технологическая допустимость сварки несколькими полуволнами зависит от б, т и других данных и должна определяться для каждого конкретного случая.
Выше рассмотрение передачи импульсов сварочного тока по контуру проводилось исходя из предположения о желательнос-3 Зак. 1318 33
ти максимального снижения мощности. Такой подход оправдан для схем, предусматривающих потребление энергии из сети непосредственно во время сварки. В случае использования схем с запасением энергии (см. гл. III) мощность, развиваемая во время сварки, не ограничивается питающей сетью и, как правило, нет необходимости стремиться к ее снижению. Все рассмотренные зависимости сохраняются, если устройства, запасающие энергию, подают к контуру напряжения и, аналогичные описанным выше.
Но возможны также и другие формы импульсов напряжения и и соответственно тока гсв. В частности, в гл. III рассматриваются импульсы конденсаторных машин, которые из машин, запасающих энергию, применяются наиболее часто.
2. ВЛИЯНИЕ СВАРОЧНОГО ТОКА И ТЕПЛОВОЙ ДЕФОРМАЦИИ МЕТАЛЛА НА ВЕЛИЧИНУ УСИЛИЯ СЖАТИЯ ЭЛЕКТРОДОВ
Под воздействием усилия, развиваемого приводом, электроды смещаются по вертикали Л.4,_г и горизонтали Д/эл. По технологическим соображениям желательно полностью устранить эти смещения. Так как это невозможно, то обычно задаются наибольшими допустимыми значениями \Нзл.ы и А1Эл.к- Механический контур должен обладать жесткостью, достаточной для ограничения смещений в заданных пределах при воздействии максимальных усилий привода. Этому требованию тем труднее удовлетворить, чем больше вылет электродов I ск и усилие Fпр.
При заданных значениях !\1эЛ.>! и Д/гэл^ с увеличением lCK Fnp возрастают габаритные размеры элементов механического контура, в том числе верхнего и нижнего кронштейнов. Это приводит к увеличению металлоемкости конструкции и имеет также технологический недостаток, так как ограничивает минимальные размеры обечаек и радиусы закругления свариваемых изделий. Обычно удается создать необходимую конструкцию механической части машины или расчленить изделие так, чтобы можно было сварить отдельные узлы.
Таким образом, особенности работы механического контура машин для сварки легких сплавов, заключающиеся в больших значениях lCKFnp и ограниченных величинах и Ызл.н,
хотя и затрудняют создание машин, увеличивают их вес и габаритные размеры, но, как правило, не ограничивают самой возможности выполнения контактной сварки и не требуют каких-либо специальных конструктивных решений.
Усилия, которые должен развивать привод, находятся в пределах 100 — 20 000 кГ. Этот диапазон может быть перекрыт как пневматическими системами, работающими при низких давлениях (до 6 кГ!см2), так и гидравлическими системами при дав-34
лении до 100—150 кГ1см2. В большинстве случаев в точечных и роликовых машинах применяется пневматический привод.
Фактическое усилие сжатия деталей электродами Fst зависит не только от усилия, развиваемого приводом F пр, но и от величины сварочного тока и характера тепловых деформаций металла в зоне сварки.
Сила электродинамического воздействия токов в сварочном контуре на участке цепи сварочного тока, жестко связанном с 3Q ‘х . 2
электродами F; =—где Qu = 0,5LeKtcg —энергия маг-
dq нитного поля сварочного тока; q — направление действия силы Ft.
Исходим из того, что при взятии производной ток в контуре не изменяется:
Л = 0,5Q2e— dq
Для определения силы РялЛ KiFi, действующей по оси электродов, необходимо определить коэффициент приведения к,, зависящий от конструкции и размеров электрического и механического контуров. Сила F; пропорциональна квадрату сварочного тока и, следовательно, будет проявляться при сварке легких сплавов в несравненно большей степени, чем при сварке стали. Так, полагая, что ice увеличивается для неизменной толщины металла в 3—5 раз, получаем рост F{ в 9—25 раз.
Из Fi ~ i2e следует также, что направление тока не имеет значения и что в случае переменного тока среднее значение Fi пропорционально 12сед- Как правило, сила FSJl уменьшает F3.t. При отклонении значения 1св от номинального в связи с изменением Кэл.г- фактическое усилие Рэл будет тем меньше, чем больше ток. Для обеспечения стабильности качества сварки была бы желательна прямо противоположная зависимость. Особенно опасным уменьшение F3Jl за счет РзлЛ может быть в конденсаторных машинах, использующих весьма большие 1сд.м и в машинах радиального типа с большим вылетом электродов, где РэлЛ достигает большой величины даже при умеренных 1св в связи со значительной длиной токоведущих элементов, жестко связанных с подвижной частью привода. Кроме того, Кэл уменьшается за счет сил отталкивания электродов, которые связаны с местной концентрацией тока в электродах вблизи контактов электрод — деталь. Однако этими силами можно пренебрегать, поскольку они несравненно меньше, чем FM.i-
В начале сварки в результате нагрева металл зоны сварки расширяется и стремится раздвинуть электроды. В дальнейшем, при остывании, металл сжимается и электроды сближаются под действием Fnp. В случае заклинивания подвижной системы 3* 35
привода после сжатия детали, но до начала нагрева, усилие, прилагаемое к детали в процессе сварки, зависит от расстояния между электродами. Дополнительное усилие Ем.э можно определить исходя из известной жесткости машины. Если усилию Fзл.г соответствует суммарное смещение Az верхнего электрода относительно кронштейна, то при заклинивании изменение толщины деталей на ±Аб приведет к появлению усилия.
ЭЛ .3
'Г ^эл.г 2500
Гак, например, при ~ = —-— кГ/мм и Аб = 0,4 мм
F3l.3 = 1000 кГ.
В связи с указанным заклинивание подвижных частей не допускается; сила трения подвижных частей в направляющих современных машин обычно мала и ее изменением можно пренебрегать. Более существенную роль могут играть силы инерции
Fэл.а --
где Qo — масса частей машины, движущихся совместно с электродами;
а — ускорение движущихся частей в процессе сварки.
В начале сварки, когда детали нагреваются и происходит увеличение расстояния между электродами, сила Рзл.а увеличивает Рзл.св- В конце сварки, во время сжатия деталей, ускорение имеет обратный знак и сила F3A.a уменьшает Рзл.Св- Для снижения Рзл.а стремятся уменьшить массу Qo подвижных частей. Ускорение а зависит главным образом от толщины металла б и режима сварки. Чем больше б, тем медленнее происходит нагрев и остывание и тем меньше а. Чем «жестче» режим сварки, т. е. чем меньше длительность нагрева, тем быстрее происходит расширение и сжатие и тем больше а при неизменном б. Максимальные значения ускорения а и, следовательно, Рзл.а могут быть снижены путем осуществления сварки импульсом тока с плавным нарастанием и замедленным спадом. Особенно большой величины усилие Рзл,а может достигнуть при рельефной сварке легких сплавов, когда за время нагрева подвижные части должны переместиться на расстояние, почти равное высоте рельефа.
Следует отметить, что влияние F3A.a на F3A.ce будет больше сказываться при сварке металла минимальных для данной машины толщин. Это связано с тем, что Qo остается постоянным, максимальное значение ускорения а увеличивается, а усилие ^эл-пр уменьшается с уменьшением б.
ГЛАВА III
ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ КОНТАКТНОЙ СВАРКИ
А. МАШИНЫ ДЛЯ ТОЧЕЧНОЙ СВАРКИ
1. ОДНОФАЗНЫЕ МАШИНЫ
Для точечной сварки легких сплавов предназначены однофазные машины переменного тока f — 50 гц МТПР-600 и МТПУ-300, укомплектованные синхронными игнитронными прерывателями со стабилизацией и модулированием сварочного тока. Основные технические данные машин приведены в табл. 2.
Таблица 2
Основные технические данные однофазных машин для точечной сварки легких сплавов
Показатели МТПР-60 0 МТПУ-300
Диапазон толщин деталей из легких сплавов в мм Номинальная мощность в ква Номинальный сварочный ток в ка ....... Вылет в мм Раствор в мм Пределы регулирования усилия электродов в кГ Номинальный темп работы в св! мин Ход верхнего электрода в мм: рабочий дополнительный 0,5+0,5 1,5+1,5 600 30 900—1200 200—600 180—850 30 10 120 0,3+0,3 1,5+1,5 300 32 500 140—300 80—1500 40 15 ' 75
Машина МТПР-600 радиального типа с качающимся верхним кронштейном. Открытый подход к верхнему электроду облегчает сварку в труднодоступных местах. В машине предусмотрена регулировка вылета и раствора в широких пределах, что позволяет сваривать крупногабаритные изделия. Подробные характеристики и описание не приводятся, так как машина МТПР-600 широко известна.
Машина МТПУ-300 (фиг. 20) общего назначения с вертикальным ходом верхнего электрода и пневматическим приводом. Благодаря глубокому регулированию вторичного напряжения (1:4) машина обладает большим диапазоном значений свароч-
37
ъого тока (фиг. 21), что позволяет сваривать, кроме легких и цветных сплавов, также специальные стали, титан и др. При сварке легких сплавов используется верхний диапазон ступеней включения трансформатора (9—16 ступени). На ступени 15 [eCiN = 32 ка при номинальном растворе 220 мм. На той же
Фиг. 20. Однофазная точечная машина МТПУ-300.
ступени уменьшение раствора до 140 мм (фиг. 21) приводит к увеличению тока до /св = 45 ка при потреблении из сети 400 ква.
Пневматический привод машины (фиг. 22) позволяет осуществлять сварку при постоянном или переменном усилии сжатия электродов. Отношение ковочного усилия к сварочному FKOII/Fce = 2,35 не зависит от величины усилий, так как оно определяется отношением площади рабочей части нижнего поршня 1 к площади штока 2, приваренного к поршню. Воздух в камеры над поршнем 1 и под ним подается под одинаковым давлением, которое регулируется редуктором 3. Благодаря этому сварочное усилие при сварке с проковкой поддерживается более стабильно, чем в системах, основанных на раздельной регулировке давления воздуха в камерах. Усилие от штока 2 через 38
набор тарельчатых пружин 4 подается к ползуну 5. Применение пружин позволяет исключить заклинивание подвижных частей привода, обеспечивает
перемещение верхнего электрода в процессе тепловых деформаций деталей независимо от перемещения поршня 1 без заметного изменения усилия сжатия деталей. Перемещение штока относительно ползуна на величину осадки пружин позволяет контролировать усилие сжатия деталей. Роликовые направляющие и легкий силуминовый ползун практически устраняют
Фиг. 21. Зависимость значений £720, Fc, Р с от коэффициента трансформации ®i/®2 трансформатора .машины МТПУ-300 при различных значениях раствора сварочного контура.
влияние сил трения и
массы подвижных частей на величну усилия сжатия.
Переход от Fсв к Fко„ осуществляется путем выпуска воздуха из пижней камеры. Для ускорения выпуска воздуха между
Фиг. 22. Пневматический привод машины МТПУ-300.
цилиндром и клапаном 6, управляющим подачей воздуха, установлен клапан 7, который не препятствует поступлению воздуха в цилиндр, но весьма быстро выбрасывает сжатый воздух из цилиндра в атмосферу, как только клапан 6 прекращает подачу воздуха. Благодаря этому усилие нарастает за очень короткий промежуток времени (0,01—0,02 сек в зависимости от объема
39
камеры). При применении 750 кГ можно работать без нижней подпорки.
Машина МТПУ-300 комплектуется игнитронным синхронным прерывателем типа ШУ-123. Прерыватель обеспечивает автоматическую стабилизацию рабочего (первичного) напряжения сварочного трансформатора на уровне U\ < 0,85 Ucn при
Фиг. 23. Циклограммы работы машины типа МТПУ-300.
колебании напряжения сети, модуляцию импульса сварочного тока и подачу за один цикл сварки двух импульсов тока, регулируемых независимо по величине и длительности.
Основные циклограммы работы машины МТПУ-300 приведены на фиг. 23. Могут быть также осуществлены и другие циклы, в том числе сочетающие модулированный импульс сварочного тока и постоянное усилие сжатия электродов.
При сварке легких сплавов полное сопротивление синусоидальному переменному току f = 50 гц Z" Z"3 и 1св ~ I iK3 (с точностью до 0,5—1%), так как R^^-
Сопротивление Z''3> приведенное ко вторичному контуру, практически не зависит от коэффициента трансформации
На различных ступенях, обозначаемых А и В (здесь и далее предо
небрегаем намагничивающим током и потерями в отношение токов
г* __ Ре.В ^20В W1A
J ce.w — — — —
1 се.А U 20Л WIB
игнитронах),
Отношение потребляемых мощностей
Отношение коэффициентов мощности
' _ KfB _ Р\аВ . Р\аА ~ ^св-В^ЯВ / WIB \ 2 _ i ~ ' I • * ,
К.А Р^В. РЫ l^A к “ЙЛ )
где Р± и Р1а — полная и активная м.ощности, потребляемые машиной;
— суммарное активное сопротивление машины переменному току, приведенное ко вторичному контуру.
Сварочный ток можно также регулировать, изменяя Zs при W1 = const, например изменением 1СК и hCK или введением дополнительного индуктивного сопротивления Хд. При таком регулировании
,• __ Ре.В _ 2ЗЛ . р* _ ЩРв _ ,•
1 се.г — , — „ J *lz — ~ ~ 1 се.г',
се.А 7.в ^iPa
_ Р\авР\А г* РрВ
Z~ р р . •
'iB^laA Куд
Обычно изменение 1СК и hCK (и тем более введение Хд} незначительно влияет на 7?". Можно считать Къв^К'ъа (т. е. заменить изменение Zs изменением Х'р, при этом К'г~ ^се.г'
Синхронные игнитронные прерыватели позволяют регулировать сварочный ток в пределах 40—100% от максимальной величины на данной ступени включения трансформатора (при Wi — const) путем изменения угла а поджигания игнитронов. Вместо мощностей Р1г Р1а следует рассматривать мощности Рс и Рса, потребляемые из сети, поскольку регулирование осуществляется до сварочного трансформатора (падением напряжения в игнитронах по-прежнему пренебрегаем)
,• _ РсВ _ VсВ1св _ ,• са~ р ~ ~7Г~Г ~ 1св*'
*сА ис А1 с А
41
Полагая, что активное сопротивление не зависит от формы тока (чт0 верно только в первом приближении при не очень глубоком регулировании),
hath с А VсвУ^ЪВ
РсВ?саА 1 c/fizA
На фиг. 24 приведены графики зависимости Р* и к* от /*в при регулировании перечисленными методами. Наиболее целесообразно уменьшение 1се путем увеличения отношения —. При этом к* = 1, мощность сети и расчетный ток игнитронов уменьшаются в наибольшей степени [пропорционально (/*з)2].
Фиг. 24. Зависимость относительных значений Р*, от 1св при различных способах регу-
Два других способа приводят к увеличению потребляемой мощности и ухудшают коэффициент мощности и условия работы игнитронов в сравнении с регулированием Iсд путем изменения W\lw2.
При эксплуатации однофазных машин переменного тока следует снижать за счет уменьшения и hCK до наименьших размеров, совместимых с габаритными размерами свариваемого изделия; устанавливать наименьший, практически возможный при данном cos?L машины и настройке стабилизации
лирования сварочного тока. угол а поджигания игнитронов, т. е. работать как можно ближе к полнофазному включению м регулировать 1св изменением коэффициента трансформации. Если такое регулирование тока слишком грубо, то следует изменять Iсв за счет изменения а (регулировка «нагрева»).
Рассмотрим подробнее, как изменение угла а воздействует на сварочный ток (фиг. 25).
В установившемся режиме при полнофазном включении
ut
a = cpS; 11 = — ; he zs
cos cps = ---;
2s
мгновенные значения
Hi = U\M sin mt; ict> = Ice.M sin (mt — cps).
42
Угол горения игнитрона a.i = л— срв + фЕ = л. Кривые напряжений и токов сети и первичной обмотки трансформатора совпадают щ. = щ; ic= i\. Если угол а < <pL, то при первом
включении используемый участок положительной полуволны напряжения увеличится на отрезок <ps — а, благодаря чему ток z’i начнется раньше, достигнет большей величины и окончится позже, чем при а= <ps.. Угол горения игнитрона (ц > >л + (ср J, — а) >л.
Импульс поджигания для второго игнитрона придет через угол л + а, считая от нуля положительной полуволны напряжения. В это время в случае a<^s будет еще гореть первый игнитрон, который погаснет только при а + аг >л + а. Второй игнитрон в связи с этим не загорится, наступит пауза до подачи поджигающего импульса на первый игнитрон (во время последующей положительной полуволны напряжения), который вновь загорится. После нескольких полуволн одного знака трансформатор намагнитится, намагничивающий
Фиг. 25. Влияние изменения угла регулирования (поджигания) на форму тока и напряжение однофазной машины:
а — полнофазное включение а = ; б — включение
при а < <РТ ; в — включение при а >
ток резко возрастет, прерыватель потеряет управление и про-изойдет авария. При этом пренебрегать намагничивающим током уже невозможно.
Если включение тока осуществляется электромагнитным или асинхронным контактором, то при случайном включении в момент а < ср в начнется переходный процесс, подробно рассмот
43
ренный в литературе. Такие контакторы в машинах для сварки легких сплавов не применяются и поэтому их работа здесь не
рассматривается.
Если угол а > фа, то под воздействием оставшейся части положительной полуволны напряжения (которая меньше, чем при а = фа, так как теперь л — а < л — фа) ток нарастает до меньшей амплитуды и спадает до нуля раньше, чем при а — фа-Угол горения каждого игнитрона а, < л + (фа — а).
Между окончанием положительной полуволны тока и началом отрицательной, т. е. между погасанием одного игнитрона и началом горения другого, образуется пауза длительностью ао = = л — аг-> а— фа, во время которой i‘i = 0; «1 = 0. Сразу после погасания очередного игнитрона к нему прикладывается обратное напряжение иобр = U см sin (a + ai), равное напряжению сети в момент погасания. Во время, ограничиваемое углом ао. оба игнитрона находятся под напряжением сети. Действующее значение тока при а < фа уменьшается по сравнению с a = фа как за счет сокращения фактической длительности
Фиг. 26. Зависимость относительных значений действующего тока от угла регулирования а при различных значениях cos <р машины.
каждой полуволны тока от л до щ < л, т. е. наличия пауз ао = = л —«i, когда Л = 0, так и за счет уменьшения действующего значения фактической полуволны тока.
На фиг. 26 приведены графики отношения /*d = f(a) действующих значений тока при a ф для различных значений cos ф.
Изменением действующего значения сварочного тока в зависимости от угла а в машинах для сварки легких сплавов пользуются для автоматической стабилизации тока при колебании напряжения сети, для регулирования тока в пределах одной ступени включения трансформатора (т. е. при Wi = const) и для замедления нарастания тока в начале импульса и спада в конце.
При рассмотрении работы машин с игнитронными прерывателями обычно пренебрегают падением напряжения на игнитронах. В случае малых
значений cos фа (типичных для сварки легких сплавов) это допущение при определении активной мощности установки в целом, т. е. собственно машины и прерывателя, нежелательно.
Рассмотрим случай полнофазного включения. Активная мощность, потребляемая из сети, равна
Р'са — Ригн 4“ Pja с .ср U игн 4- Pi COS
44
Uигн = 12 4- 35 в в зависимости от тока Учитывая большую мощность машин для сварки легких сплавов, предположим UU2H = 25 в = 0,066 UcN, тогда
Рса ~ 0,0667/cv • 0,97с + 0,936Pccos = Рс (0,059 4- 0,936 cos <ps), 2v 2~
где 0,9/c =—-—Ic = I<;-cp —среднее арифметическое значение тока через два игнитрона
cos ^0,059 +0,936 cos <f>s.
Р с
При cos фг = 0,25 для сети cos <рс = 0,30.
Расход энергии в игнитронах повышает cosq>c. Игнитроны поглощают в зависимости от первичного тока и costps приблизительно от 15 до 30% активной мощности и энергии, потребляемых из сети.
Выбор игнитронов производится исходя из того, что они должны обеспечивать длительную работу в номинальном режиме UcN, IПВЛ-, tвкл.ы и выдерживать кратковременные включения при максимально возможном токе
При регулировании тока путем изменения угла а > <ps в расчете согласно требованиям изготовителей игнитронов должен приниматься не фактический ток Iда, а тот ток, который протекал бы через данную нагрузку при прочих равных условиях, но при полнофазном включении а = фг.
При малых значения cos фа погасание игнитронов происходит в момент, когда обратное напряжение близко к максимальной величине, равной Uo6P-M= t7c]/2. Для Uc = 380 в и соэфЕ = = 0,2 Uocj, = 380 • 0,98 j%2 = 530 в. Соответственно, для Uc = = 500 в Uоър — 695 в, т. е. сравнимо с наибольшей допустимой амплитудой обратного напряжения игнитронов сварочной серии.
Однофазная машина, как электротермическое устройство, предназначенное для нагрева деталей, при сварке легких сплавов характеризуется низкой эффективностью. Более 50% энергии Qaa, выделяющейся на участке электрод — электрод, поглощается электродами. Если даже считать всю энергию Q33 и мощность Рзэ полезными, то и при этом обычно полезно используется не более 1,5—5% мощности и 5—20% энергии, потребляемых из сети (фиг. 27). Остальное тратится в машине.
Для предотвращения перегрева и выхода из строя машины 80—95% энергии, поступившей из сети, поглощается охлаждающей водой. Еще хуже используется электрическая мощность. Несмотря на это, контактная сварка на однофазных машинах экономически оправдана, так как повышается производительность труда и снижаются общие затраты по сравнению с клепкой и другими видами сварки.
Экономическая целесообразность применения однофазных машин по сравнению с машинами других типов (например,
45
трехфазными) должна определяться на основании учета конкретных условий. Опыт эксплуатации однофазных машин показывает, что в настоящее время и в ближайшие годы целесообразным верхним пределом мощности будет, вероятно, 400 кеа. Это достаточно для сварки легких сплавов толщиной 1 + 1 мм. при 1СК ~ 1500 мм, 1,5 + 1,5 мм при 1СК ~ 800 мм и 2,5 4-+ 2,5 мм при 1ск~ 400 мм. Как правило, для сварки легких
Фиг. 27. Ориентировочное распределение затрат мощности и энергии при точечной сварке алюминиевых с/плавов на однофазных машинах переменного тока f = 50 гц.
сплавов больших толщин или при больших вылетах применять однофазные машины из-за слишком большой мощности не следует.
За границей однофазные машины для сварки легких сплавов выпускают различные фирмы. В основном это машины с небольшим вылетом для сварки изделий малых и средних толщин.
2. ТРЕХФАЗНЫЕ МАШИНЫ С ИГНИТРОННЫМИ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯМИ
Точечную сварку легких сплавов энергетически и технологически целесообразно осуществлять одним униполярным импульсом сварочного тока. Такой импульс может быть получен различными способами, в том числе путем кратковременного включения игнитронного выпрямителя на первичную обмотку понижающего сварочного трансформатора.
Для предотвращения насыщения стали трансформатора при последовательной подаче многих импульсов их полярность должна чередоваться. Это достигается применением двух выпрямителей, поочередно подающих импульсы различной полярности, или одного выпрямителя и дополнительного устройства, изменяющего полярность импульсов.
Работа и конструкция трехфазных точечных машин с игнитронными преобразователями рассматриваются на примерах как отечественных машин типа МТПТ и МТИП, так и машин иностранных фирм.
46
Выпрямительные устройства широко применяются в промышленности. Работа ионных преобразователей трехфазного, переменного тока подробно описана в литературе. В дальнейшем рассмотрим только особенности работы игнитронных преобразователей в контактных машинах для сварки легких сплавов.
Мгновенные значения выпрямленного напряжения и тока могут быть представлены как сумма постоянных и переменных составляющих. Контактные машины, даже с небольшим выле
том, представляют резко выраженную индуктивную нагрузку, которая сильно сглаживает кривую выпрямленного тока. Это позволяет пренебрегать переменными составляющими и рассматривать только средние значения — постоянные составляющие выпрямленного напряжения ив и тока ie.
Свойства выпрямителя как источника постоянного тока определяются его внешней характеристикой, т. е. зависимостью выпрямленного напряжения от выпрямленного тока.
В отечественных машинах (типа МТПТ, МТИП, МШШТ, МШШИ) выпрямленное напряжение поддерживается постоянным (с точностью ±2%) независимо от тока нагрузки при колебаниях линейного напряжения сети U л в пределах ±10% от но
минального.
В заграничных машинах автоматической стабилизации ив
нет и выпрямленное напряжение уменьшается с увеличением
тока 1в. Кроме того, оно колеблется прямо пропорционально колебанию U л. Возможна некоторая корректировка ив при мед-
ленном изменении ил ручной настройкой.
Принципа а л ь н а я электрическая схема силовой части машин МТПТ-400, МТПТ-600 и МТИП-1000 приведена на фиг. 28. Игнитронный выпрямитель 1 собран по трехфазной мостовой схеме. Выпрямитель включен в цепь через автоматический выключатель 2,
Фиг. 28. Принципиальная электрическая схема силовых цепей трехфазных точечных машин МТПТ-400, МТПТ-600 и МТИП-1000.
предназначенный для быгрого отключения выпрямителя от сети в случае чрезмерного (аварийного) роста потребляемого тока, например при обратном зажигании игнитронов. Первичная обмотка понижающего сварочного трансформатора 3 присоединена к стороне постоянного тока выпрямителя через два двухполюсных электромагнитных контактора 4, механически и электрически заблокирован
47
ных так, что одновременное их включение невозможно. Контакторы, срабатывая поочередно во время пауз между сварками, изменяют полярность подаваемых к трансформатору импульсов напряжения. Контактор 5 закорачивает первичную обмотку трансформатора после погасания игнитронов. Он вЛючается только при большом темпе работы и максимально допустимых импульсах с целью .уменьшения времени спада тока в сварочном контуре и предотвращения искрообразования при подъеме верхнего электрода.
В машинах МТИП-300 — МТИП-600 вместо контакторов 4 установлен пневмоэлектрический переключатель полярности, а вместо контактора 5 — пневматический контактор, непосредственно закорачивающий вторичную обмотку сварочного трансформатора.
Как указывалось, в отечественных машинах к первичной обмотке трансформатора подается стабилизированное выпрямленное напряжение. Обычно автоматическая стабилизация настраивается на U eN~ U\n = 390 = const. Напряжение холостого хода неуправляемого выпрямителя UеЛ = 1,35ил, что для номинального илы = 380 в дает t/eow = 514 e>UaN =390 в. Различие в UeoN и UeN связано с потерями в игнитронах (приблизительно 40 в на двух последовательно включенных игнитронах), с падением напряжения в процессе коммутации и с наличием резерва напряжения, который используется при снижении ил (регулирование момента поджигания игнитронов). Выпрямленная мощность рв = ie. Так как выпрямленное напряжение стабилизировано, то рв = UaNie.
Действующее значение линейного, тока питающей сети при усреднении за один период ее частоты (f = 50 гц) л~^ Здесь предполагается, что коммутация происходит мгновенно. Это незначительно (на 3—4%) завышает 1Л, но зато существенно упрощает расчетные соотношения. Мощность на стороне переменного тока равна
Рс = /Т ил01л^ 1,056/в0 = 1,38Р-^-.
При номинальном напряжении илй = мощность Рс = = 1,38 Рв. Так же как обычно, в силовых трансформаторах переменного тока можно пренебрегать намагничивающим током и исходить из весьма простых соотношений
Ksz'i + Ls ^- = U1 = UaN Ia= const; iY i'ca — 0; dt
Rz — Rm + Rck 4* Кээ; Ts = Lsm 4- LCK, где R'm и L'm — активное сопротивление постоянному току и индуктивность рассеяния обмоток сварочного трансформатора, приведенные к первичному контуру.
48
В связи с медленным изменением z'i и ice можно полагать, что R'z п Ы не зависят от токов. В интервал времени / = = 0 4 t&K.t ‘
Ls — Iсв.уст (1 е = i \
W1
, w, (7i Ri
* св.уст--------'» — ----
Rs Rs
Для придания уравнениям общности удобно пользоваться •А *
относительным током г —-------- и относительным временем
уст
I* =— . График I* = f(t*) и другие функции приведены на Ts
фиг. 19. При teKJi > 2 на ic8 существенное влияние оказывает
Так, при Гек1 >3, 1св.м ~ 1св.уст = увеличение
R?®i
R,_. предположим, на 10% приведет к соответствующему уменьшению 1св.м. Это обстоятельство, менее заметное в области Скл < 3, может отрицательно сказаться на результатах сварки. По мере эксплуатации машины переходное сопротивление контактов в сварочном контуре возрастает, сварочный ток уменьшается и нарушаются режимы сварки.
К аналогичному результату приводит использование дополнительных электрододержателей (в особенности малых сечений или из сплавов с низкой электропроводностью). По этой же причине ice 4= iiK3 и при определении значения 1св следует учитывать сопротивление детали При сварке короткими импульсами t*Kt <2, влияние сопротивления /%, на ice уменьшается, но возрастает влияние La-
При увеличении раствора h ск ив особенности вылета 1С индуктивность Ls и постоянная времени также увеличиваются. Сварочный ток при этом возрастает медленнее и не достигает заданной величины ICS.M при неизменном teKt.
Спад тока в конце импульса зависит от схемы выпрямителя и способа его отключения. В машинах МТИП-300, МТИП-450 и МТИП-600 и МШШИ-400 установлен дополнительный (7-й) неуправляемый тгнитрон, шунтирующий первичную обмотку трансформатора, через который после отключения поджигания игнитронов выпрямителя проходит весь первичный ток. В результате связь с сетью прекращается (it = 0, 1в = 0) и токи ii и ice затухают (фиг. 29). Пренебрегая падением напряжения в шунтирующем игнитроне, получим
4 Зак. 1318
49
В машинах типа МТПТ и МТИП-1000 шунтирующего игнитрона нет. Если не включен дополнительный импульс, то игнитроны, горевшие в момент t = teKjt, после .запирания управляющих тиратронов продолжают гореть до момента, когда 1в — 0. Тем самым сварочный трансформатор оказывается включенным
Фиг. 29. Типичные осциллограммы выпрямленного напряжения ие и токов: линейного 1Л, выпрямленного ie, первичного о, шунтирующего iui и сварочного iCe при работе точечных машин типа МТЙП и МТПТ:
а — с шунтирующим игнитроном; б — без шунтирующего игнитрона; в — с ускоренным спадом тока; г — с дополнительным импульсом и ускоренным спадом тока.
на сеть как однофазный, последовательно через два игнитрона выпрямителя. На основную апериодическую кривую затухания накладывается периодическая синусоидальная составляющая, г"
действующее значение которой приблизительно в раз мень-
ше, чем Ice.vcm- Чем больше индуктивность Ls и меньше сопротивление 7?s , тем медленнее спадает ток. Затяжка спада тока нежелательна, так как излишне загружаются игнитроны.
Если подается дополнительный импульс, то от момента выключения основного импульса до начала дополнительного и после выключения последнего импульса токи спадают, как указано выше. Во время дополнительного импульса, т. е. при по-5Э
вторном включении на напряжение i>'}21 < t/nv, ток й(и й) яв ляется суммой двух токов
I (^вкл^ паузы 1
1 — е
/?s
В зависимости от соотношения между 1св.м, U\2} и tnaysu ток 12^ (и ii2)) может уменьшаться, возрастать или оставаться неизменным.
В шовных машинах типа МШШТ и в некоторых точечных машинах для ускорения спада токов А и г2 к первичной обмотке трансформатора вслед за снятием U1N немедленно подводится напряжение обратной полярности (—Д|2) ). Это достигается изменением последовательности горения игнитронов того же выпрямителя и может длиться до тех пор, пока is = i l3atn > 0. Произведение [—U2>] is < 0, в связи с чем большая часть энергии, накопленной в машине, возвращается в сеть через преобразователь, работающий в режиме инвертора, что резко уменьшает длительность разрядки. Работа игнитронов облегчается также благодаря тому, что во время спада тока они нагружаются поочередно.
Рассмотрим основные принципы инженерного расчета машины с игнитронными преобразователями.
Исходя из назначения и конкретных технологических требований (режимов сварки, производительности и т. д.), определяются исходные данные: номинальные размеры сварочного контура (точнее, электрического контура сварочного тока) —вылет 1ск.ы', раствор hCK.N н пределы их изменений; максимальный сварочный ток 1Св.м.ы', максимальное время включения ^вкл.лЛ'; среднее сопротивление изделия Кзз.ср', средняя производительность пср.л; действующее значение напряжения сети Нлол', а также дополнительные требования, например по форме импульса тока, максимальному темпу работы в течение определенного отрезка времени и др. Значение длительного вторичного тока
7 О1'
где 1Ц =---------длительность одного цикла сварки.
ncp.N
Лв-.и и избранным плотностям тока (/2 = 3 ч-4- 5 а/мм2) определяется сечение токоведущих элементов сварочного контура. Исходя из 1СЛ и hCK и сечений токоведущих элементов, определяют RCK и LCK .
Для сварочного трансформатора с w? = 1 в первом весьма грубом приближении можно принять (при 1СК = 0,5 1,5 лг)
4* 51
Lsm'i (0,1 4- 0,2) LCK-, Rm (0,3 4- 0,5) RCK. Таким образом, ориентировочно определяются L" и ts.
Для дальнейшего расчета необходимо определить Ub а это может быть сделано после выбора выпрямителя. Затем определяется коэффициент трансформации
1 — в I
Jce.M.N^ '
Для уменьшения потребляемой мощности, расхода меди, снижения индуктивности рассеяния и упрощения конструкции следует принять щ2 = 1, если нет специальных ограничений в отношении веса или габаритных размеров трансформатора.
Ориентировочное значение длительного первичного тока hdi ~ ал- Задавшись плотностью тока в первичной обмотке иц
(/1 = 2,5 4- 3 а/мм2), можно определить сечение меди SM1. Активное сечение сердечника трансформатора
с О\NteKA.N^~^ml'>
^ст t *
wlB0MN^S
где Bqmn = Bmn + B0,v— номинальное значение максимального изменения индукции за время teKA. N J
BOn— номинальное значение остаточной индукции (от предшествующего импульса);
Bmn --номинальное значение максимальной индукции во время очередного импульса.
Для импульсов со сложной формой кривой напряжения расчетное значение
t вкл и\NteKA.N = | О
В машинах типа МТПТ (и МШШТ) сердечник собирается из листов малоуглеродистой горячекатаной стали толщиной 2— 3 мм, для которой Bqn ~ 0,7 вб/м2; Bmn ~ 1,6 вб/м2; BOmn~ ~ 2,3 вб/м2.
Выбор стали основан на том, что в связи с низкой частотой расход энергии на нагрев сердечника будет мал, несмотря на высокие удельные потери в стали. С другой стороны, для уменьшения веса трансформатора желательно повысить значения Bmn и Bqn . Таким образом, предварительно определены все основные элементы трансформатора и сварочного контура, на основании чего приступают к проектированию, в ходе которого окончательно уточняются все значения расчетных величин, в частности 52
определяются более точно и Ls^, исходя из фактических размеров и конструкции трансформатора. Проверяется также максимальное значение намагничивающего тока по формуле
Г 1 /и / , Г'-’JN , \
* 1 0л< -— I *1mN >
“Д :*о /
где HmN — максимальная напряженность при избранном В mN ;
lcrn& — средняя длина индукционной линии;
р0— магнитная проницаемость воздуха;
п0, — количество и расчетная ширина воздушных за-
зоров в сердечнике.
Расчетная величина максимального намагничивающего тока сохраняется до тех пор, пока Во B0N. При длительных паузах между сварками (более 10—15 мин) трансформатор размагничивается, остаточный поток уменьшается Во < Вс:<, в результате чего Вм^> Bmn и ток Цй» Во избежание чрезмерного
роста намагничивающего тока после длительной паузы следует начинать работу с импульса taKt < 0,5/8Х.Л.Л(, а затем постепенно (за 2—4 импульса) довести t6Kl до необходимой величины.
После определения конструктивных элементов трансформатора и контура уточняются значения расчетных величин Z-v, определяются максимальные допустимые импульсы ice (t) и основные показатели машины по ступеням включения трансформатора. Первичная (выпрямленная) мощность р{ = [71Л-Й во время импульса прямо пропорциональна первичному току и возрастает вместе с ним.
Максимальное значение pi достигает к концу импульса при й = Zlw. Если используются максимальные допустимые импульсы сварочного тока, то 11м = Гсем ф- Ло Для номинальной нагрузки I\mn^ 1,05/св.^
Рек — Pin — UinI\n — 1 ^^UinIcs-mn •
Номинальная мощность машины в целом (указанная в обозначении ее типа, например 600 кеа для МТПТ-600) есть мощность, потребляемая из сети при U л = U.iOn и при осуществлении номинального режима сварки легких сплавов (Jce.MN, 1вкЛ.К, Вээ.ср.к)
PcN^ 1,38РвЛ— i,45LriNIce.MN
Питающая сеть должна обеспечить Рс = РсХ, иначе невозможно получить Icb.mn- При полнофазном включении игнитронов (угол регулирования а = 0) и мгновенной коммута
53
ции тока коэффициент мощности для трехфазной мостовой схемы имеет максимальное (теоретическое) значение
/с •=• А- = А- = = 0,955.
Рс Рс 1,05Рв
При автоматической стабилизации Us = Ueiv (угол а = ajV), учитывая падения напряжений на игнитронах ц(7нгн^40 в = = 0,103 UeN:
'8Л./е + о,юз^/8 Q8 i.38tw„
?аЫ + Риги
KaN — ~
Изменение угла а в пределах нормальной работы автоматической стабилизации ограничено областью положительных значений выпрямленного напряжения. В связи с этим во время основной части импульса энергия поглощается из сети непрерывно (произведение U6 (t) • ie(t) >0). С увеличением угла а, т. е. при уменьшении Ue за счет запаздывания в моменте зажигания игнитронов, ухудшается использование мощности сети.
Пусть L/e(a) = т UeN = m • 0,76 UeGN, где т < 1:
Рс{т) = l,05L/e0.v/e(m) =
т 0,76 гп
/ 0,103 \
р , v _±_ Р ( Р„ ^в(тув(т) т
к = ---2------------------L=0,725 (т+0,103).
Рс<т) 1.38Pe(m)
Так, при Ue(m) = 0,5t7s.v, т. е. при т = 0,5, глубокое регулирование, применяемое иногда во время дополнительного импульса, будет равно
Ка(т) = 0,725 (0,5 + 0,103) = 0,438;
Рс(т) — 2,767>e(m)-
Таким образом, в трехфазных машинах с игнитронными преобразователями регулирование /св за счет уменьшения U\ — = Uв путем увеличения угла а нецелесообразно, так как приводит к снижению коэффициента мощности, а мощность уменьшается в меньшей степени, чем это имело бы место при = = Uвы и уменьшении тока путем изменеиия — . Применять Ue < б+v следует только для уменьшения тока в процессе сварки, т. е. тогда, когда переключение первичной обмотки невозможно.
На фиг. 30 приведены графики ориентировочного распределения затрат мощности и энергии в машине с игнитронным преобразователем для типичного случая Пв—ивы, t* = 3 и тЕ = 0,05 сек. Полезно используется 10—15% мощности и 15— 20% энергии, потребляемых из сети. Это гораздо лучше, чем в однофазных машинах.
54
Отношение мощности Рсм<л„ потребляемой из сети трехфазными машинами, к мощности PCx(i) однофазных машин при равном времени нагрева и действующем значении сварочного тока и одинаковой (в %) стабилизации L/j равно
рсл<(3) _ = j 13 cos уу г*
Рсм{1)~ 1,25/^z" ’ Ч (Гду-'
Значения I*, Рд приведены на фиг. 19. Коэффициент поверхностного эффекта Kf определяется по частотной характеристике машины.
В среднем, при равных условиях, трехфазная машина с игнитронным выпрямителем потребляет приблизительно в 3—6 раз меньшую мощность, чем однофазная машина.
Фиг. 30. Ориентировочное распределение затрат мощности и энергии при точечной сварке алюминиевых сплавов на трехфазных машинах с игнитронными преобразователями.
В некоторых случаях, например при очень малых (екл, мощности равны и преимущество заключается только в распределении нагрузки на три фазы и униполярном характере импульса сварочного тока. Используя экономию в мощности, сварку на трехфазных машинах обычно ведут более коротким импульсом и большим током.
В настоящее время для точечной сварки легких сплавов выпускаются машины с игнитронными преобразователями по схеме фиг. 28 трех типоразмеров (табл. 3).
Механическая часть машин в основном однотипна (имеются незначительные отличия между машинами типа МТПТ и МТИП). Схемы управления тождественны для машин МТПТ-600 и МТИП-1000, а схема управления машиной МТПТ-400 имеет незначительное отличие. В дальнейшем относительно подробно рассматривается наиболее распространенная машина типа МТПТ-600 (фиг. 31).
На фиг. 32 приведены графики максимальных импульсов сварочного тока точечных машин, указанных в табл. 3. На номинальной ступени машина типа МТПТ-600 развивает Icb.mN = = 102 000 а, а при максимально допустимом teKJt,MN = 0,3 сек.
55
Таблица 3
Основные технические данные точечных трехфазиых машин с игнитронными преобразователями
Показатели МТПТ-400 МТПТ-600 мтип-юоо
Диапазон толщин деталей из легких сплавов в мм Рабочее пространство в мм: вылет раствор Номинальная потребляемая мощность (из трехфазной сети) в ква .... Номинальное значение максимального сварочного тока в ка Максимальное усилие электродов в m 0,8+0,8 2,5+2,5 1500 500 400 73 3,5 1.5+1,5 4,0+4,0 1500 650 600 102 7,5 3 4-3 7+7 1500 650 1000 160 17,5
Это время превышает технологически необходимое tce для формирования литой зоны при сварке деталей из легких сплавов толщиной 4 + 4 мм. Избыток допустимого времени включе-
Фиг. 31. Трехфазная машина МТПТ-600.
ния используется для подачи дополнительного импульса с целью замедленного охлаждения сварного соединения.
Благодаря большому запасу по taK l на машине допускается сварка не только на жестких режимах (как и на заграничных машинах), но и на средних режимах при пониженных значениях 1С№.м И гораздо меньшем потреблении мощности. Так. для сварки дуралюмина толщиной 3 + 3 мм при = 0,12 сек 56
и 1 св.м = 98 ка, Fcg — 1500 кГ требуется Рс ~ 600 ква, а при teKl =0,16 сек, 1СВ.Л. = 70 ка, Fc = 1200 кГ — Рс = 300 ква. Аналогичные соотношения имеют место и для других толщин.
Машины имеют моторный привод установочного перемещения и пневматический привод рабочего хода верхнего электрода
го тока точечных машин МТИП-1000 (1), МТПТ-600 (2) и МТПТ-400 (3); I, ХИ, XIV, XVI, XX — ступени сварочного трансформатора.
и приложения усилия Fg, (фиг. 33). Большой установочный ход (до 300 мм) позволяет вводить в контур крупногабаритные изделия сложной формы.
В любом месте установочного хода мотор 1 может быть выключен и перемещающиеся части остановлены для работы. Во время рабочего хода машин типа МТПТ в шариковых направляющих перемещается только шток 2, на котором закреплена верхняя электродная часть. Ползун 3 служит выдвижной опорой для штока, обеспечивая необходимую жесткость конструкции и сохранение положения верхнего электрода во время сварки.
Пневматический привод трехдиафрагменный, последовательного действия. Диафрагмы верхняя 4 (под давлением р0) и средняя 5 (под давлением р2) создают сварочное усилие Fcg = — Fo + Fi; верхняя диафрагма служит также для подъема электрода. Нижняя диафрагма 6 (под давлением р2) предназначена для создания дополнительного усилия F2 при проковке и предварительном обжатии деталей Fк = Fcg + F2.
В машинах МТПТ-600 и МТИП-1000 усилие F\, создаваемое средней диафрагмой, может быть подано до включения сварочного тока или во время основной части импульса icg. Давление воздуха в наддиафрагменных камерах-регулируется независимо друг от друга, причем воздух из этих камер во время работы не выпускается, что способствует стабилизации усилий. Наличие
57
двух диафрагм для создания Fce позволяет точно его регулировать в очень широких пределах.
На фиг. 34 приведена циклограмма работы машин. В исходном положении (верхний электрод поднят) клапаны Кз и Ki соединяют над- и поддиафрагменные камеры среднего и нижнего цилиндров (фиг. 33, б), благодаря чему давления на каждую из диафрагм уравновешены. В поддиафрагменную камеру верхнего цилиндра подан сжатый воздух, давление которого превышает давление воздуха ро в наддиафрагменной камере. Избыточное усилие удерживает подвижные части в верхнем положении.
Для опускания электрода через клапан Л1 с дросселем относительно медленно выпускается воздух из поддиафрагменной камеры верхнего цилиндра. После соприкосновения верхнего электрода с изделием срабатывает клапан Кз, через
38
который быстро выходит оставшийся воздух. Одновременно срабатывает клапан К3, выбрасывающий воздух из поддиафрагменной камеры среднего цилиндра, и усилие электродов возрастает до Fce = Fo + Fv
Если предусмотрен цикл с обжатием, то срабатывает также клапан К4 и усилие F,t = FoS = Fce + F2. Затем вновь подается воздух в камеру под нижнюю диафрагму, действующие на нее силы уравновешиваются, и усилие Fajt снижается до Fcs. Дополнительное усилие F2 подается при проковке через регулируемый промежуток времени после окончания основной
Фиг. 34. Циклограма работы машин МТПТ-600 и МТИП-1000.
части импульса. Для уменьшения времени нарастания усилия в этом случае воздух выбрасывается быстродействующим клапаном К6 с большим проходным отверстием. Такой же клапан (Кб) установлен параллельно клапану К3 и предназначен для ускорения нарастания Fi при работе по циклу со ступенчатым увеличением Fcs во время основной части импульса тока. В этом случае импульс сварочного тока начинается при начальном усилии сжатия деталей Fcg.H = Fo; затем через регулируемую выдержку времени одновременно срабатывают клапаны К3 и Кь, выбрасывая воздух из поддиафрагменной камеры среднего цилиндра, в результате чего сварочное усилие возрастает до конечной величины FCS.K = Fo + Fi. В дальнейшем, если это необходимо, прилагается еще усилие F2 для проковки зоны сварки усилием FK = Fo + Fi Д- F2. Применение цикла с переменным сварочным усилием целесообразно при сварке металла большой толщины (S > 4 мм), в особенности покрытого защитным слоем технически чистого алюминия (плакированного). Привод рабочего хода машин отличается высокой подвижностью верхнего электрода. Электрод следует за перемещением поверхности свариваемого изделия во время его нагрева и охлаждения, сохраняя постоянство заданного усилия.
Привод машин МТПТ-400 отличается от описанного только тем, что в нем не предусмотрена возможность ступенчатого увеличения F(l, под током (т. е. Fсв,н = Fсв к). Моторный привод установочного перемещения машины МТИП-1000 монтируется на ползуне и перемещает верхний электрод вместе с пол-
59
зуном при неподвижном приводе рабочего хода, который по конструкции аналогичен приводу машины МТПТ-600.
Все элементы схемы управления и игнитроны выпрямителя расположены в станции питания и управления (СПУ), которая устанавливается вблизи машины. Станция СПУ-200 предназначается для машин МТИП-1000 и МТПТ-600, станция СПУ-50 — для машин МТПТ-400. Станции комплектуются выпрямительными игнитронами типа И1-200/1,5. Эти же игнитроны устанавливаются в трехфазных роликовых машинах и ими должны заменяться игнитроны И-100/5000, установленные ранее в машинак типа МТИП-300. МТИП-450, МТИП-600 и МШШИ-400.
Основная особенность работы выпрямительных игнитронов в преобразователях заключается в том, что они должны непосредственно, вслед за погасанием, выдерживать приложение обратного напряжения.
Чем больше амплитуда тока, проходящего через игнитрон, тем меньше должен быть средний за время цикла ток, для того чтобы не превысить допустимой температуры к моменту начала коммутации. При пробое одного из игнитронов сеть оказывается замкнутой на весьма малое сопротивление и через остальные игнитроны пойдет чрезвычайно большой ток. Они должны выдерживать без существенного нарушения работоспособности отдельные толчки такого тока в течение времени, необходимого для срабатывания защиты.
Так же как в прерывателях однофазных машин, игнитроны выпрямителей должны неограниченно долго работать в номинальных режимах, которые характеризуются кратковременными включениями большого тока и относительно длительными паузами.
Игнитроны надежно работают только в определенном интервале температур. Температура охлаждающей воды на входе должна быть выше 20 °C, на выходе — ниже 40 °C.
Рассматриваемые игнитроны не имеют термореле, а гидрореле фиксирует только наличие проточной воды. В зимних условиях температура воды снижается иногда до 2—3 °C, игнитроны переохлаждаются, особенно в точечных машинах при низком темпе работы, поджигание их затрудняется и они дают пропуски. Пропуски горения отдельных игнитронов выпрямителей не ведут к явному нарушению работы машин (как в однофазных машинах), остаются незамеченными сварщиком и поэтому особенно опасны. Пропуски снижают сварочный ток, что приводит к уменьшению размеров'ядра точки и даже к непровару. Температура охлаждающей воды должна обязательно превышать 20 °C, так как это одно из условий отсутствия брака. Следует вводить предварительный подогрев воды, причем удобнее применять замкнутую систему циркуляции воды.
В летнее время в южных районах страны на роликовых машинах, работающих в большом темпе, при сварке длинных швов 60
игнитроны могут перегреваться. Это приводит к потере вентильной прочности и обратным зажиганиям. Если невозможно снизить температуру охлаждающей воды или увеличить расход ее, то необходимо снизить темп работы.
Схема управления машин включает следующие узлы:
а) стабилизации и регулирования выпрямленного напряжения основного и дополнительного импульсов сварочного тока;
б) контроля настройки стабилизации и регулирования;
в) электронный регулятор времени, задающий программу работы машины;
г) узел изменения полярности первичного напряжения сварочного трансформатора;
д) стабилизатор напряжения, питающего схему;
е) цепи пуска, сигнализации и блокировки.
Подробное описание схемы дается в инструкции завода-изготовителя, здесь остановимся только на некоторых вопросах работы схемы.
При основном импульсе сварочного тока угол зажигания игнитронов с общим катодом И4 — И6 (фиг. 28) а 0 (полнофазное состояние), для игнитронов с общим анодом И1—ИЗ а > 0.
Регулирование а при колебании Uc производится автоматически изменением фазы управляющих положительных пиковых импульсов, подаваемых на сетку тиратрона поджигания Т4.
Выпрямленное напряжение Us может регулироваться без стабилизации значения при колебании Uc.
Для проверки и настройки системы стабилизации и регулирования Ue игнитронного выпрямителя без его включения служит модель выпрямителя, собранная на маломощных тиратронах. Она присоединена к той же сети и управляется в сеточных цепях тиратронов точно так же, как игнитронный выпрямитель. Благодаря этому напряжение на выходе модели пропорционально Ue игнитронного выпрямителя.
При дополнительном импульсе сварочного тока вводится управление игнитронами И4 — ИЗ с общим катодом. Регулирование Ue, а следовательно, и i2d0ll осуществляется вручную, изменением угла зажигания
За границей трехфазные машины с игнитронными преобразователями выпускаются во многих странах, причем фирма Sciaky (США, Франция) по номенклатуре машин этого типа и общему выпуску превосходит все другие фирмы. В СССР эксплуатируется небольшое количество трехфазных машин фирмы Languepin (Франция).
В машинах фирмы Sciaky применяется электрическая схема (фиг. 35), которая не используется в машинах других фирм и в преобразовательной технике не встречается.
Во время одной полуволны низкочастотного тока игнитроны Иа\, Ив\, Ис\ поочередно подают полуволны (одного знака) ли-
61
нейного напряжения сети на свои фазные обмотки WiA, Wib, Wic-Последние расположены на одном сердечнике, тождественны по
своим параметрам и в совокупности представляют первичную обмотку сварочного трансформатора. При горении очередного игнитрона, например ИС\, в результате приложения к обмотке Wic напряжения и-,с в обмотках ацд, wiB, а также во вторичной обмотке индуктируется э. д. с. eIA = elB = etc < ti\c и ег =-х
X е1С. Затем горит следующий игнитрон ИА{ и eiB = е1С = е1А <
W, UiA; ег — ——eiA. W1A
В цепи первичных обмоток последовательно включены игнитроны, которые пропускают ток от положительной полуволны своего линейного напряжения и
Фиг. 35. Принципиальная электрическая схема силовых цепей трехфазных машин с игнитронными преобразователями фирмы Sciaky (США, Франция).
запирают цепь как для отрицательной полуволны своего напряжения, так и для э. д. с., возникающей в данной обмотке при работе других обмоток. Таким образом, за каждый период частоты сети все первичные обмотки пропускают в общем три полуволны (вернее три участка по 2/з части полуволны) линейного напряжения, сдвинутые на 120°, в резуль
тате чего будет индуктирована выпрямленная э. д. с. с периодич-360 о .
ностью пульсации т =----= 3, т. е. так же, как в обычной про-
стой однотактной трехфазной схеме.
Однако в рассматриваемой схеме выпрямленное напряжение возникает только в виде выпрямленной э. д. с. сварочного трансформатора в результате суммирования во времени магнитных потоков, создаваемых тремя первичными обмотками в его сердечнике. Под воздействием выпрямленной э. д. с. во вторичном контуре возникает одна полуволна низкочастотного тока ice > 0.. В каждой из трех фазных первичных обмоток проходит при этом пульсирующий ток одного знака. После выключения игнитронов ИА\, Ив1, ИС1 ток ice спадает до 0. Затем включаются игнитроны ИА2, Ив2, ИС2, которые подают на свои фазные первичные обмотки полуволны линейных напряжений обратной полярности. Процесс повторяется, но э. д. с. имеет обратный знак и во вторичном контуре проходит полуволна сварочного тока низкой, частоты обратного напряжения /св<0, затем все повторяется. При чередовании в горении групп игнитронов во вторичном контуре возникает низкочастотный несинусоидальный ток.
Для сварки легких сплавов наиболее целесообразны кратковременные униполярные импульсы тока любой полярности.. 62
Они могут быть получены с помощью рассматриваемой схемы,, как отдельные полуволны тока низкой частоты с паузой между ними, соответствующей паузам между отдельными сварками.
Силовой трансформатор преобразователя служит также для1 понижения напряжения. Вторичная обмотка такого трансформатора аналогична обмотке сварочного трансформатора других машин с игнитронными преобразователями. Первичная обмотка состоит из трех обмоток, работающих поочередно. Длительный ток этих обмоток 11фдл в ]-z3 раз меньше тока трансформатора с одной первичной обмоткой.
Фирма Languepin использует широко применяемую в выпря
мительных установках схему (фиг. 36) трехфазного одно-полупериодного выпрямления. Сварочный трансформатор в этом случае аналогичен трансформатору машин по схеме фиг. 28. Промежуточный трехфазный трансформатор 1 питает два игнитронных выпрямителя2,
Фиг. 36. Принципиальная электрическая, схема силовых цепей трехфазных машин-с игнитронными преобразователями фирмы Languepin (Франция).
которые, работая поочеред-
но, подают на первичную обмотку сварочного трансформатора 3 полуволны выпрямленного напряжения чередующейся поляр
ности.
Сравнивая в общем рассмотренные схемы, можно отметить, что при прочих равных условиях схема I (фиг. 28) потребляет минимальную мощность из сети и требует наименьшего расхода активных материалов для трансформатора. Схемы II (фиг. 36) и III (фиг. 37) потребляют приблизительно одинаковую мощность из сети, которая примерно на 25% больше, чем по схеме I; для них необходим повышенный на 20—30% расход меди для трансформаторов и увеличенный расход стали. Изготовление сварочного трансформатора усложняется (схема II) или вместо одного нужно делать два трансформатора (схема III). При одинаковом количестве игнитронов (6 шт.) схемы II и III позволяют осуществить без дополнительных устройств необходимое чередование полярности импульсов. Универсальная схема трехфазных машин с игнитронными преобразователями для всех видов контактной сварки всех материалов должна обеспечивать получение, кроме отдельных униполярных импульсов сварочного тока, также низкочастотного сварочного тока с минимальной возможной паузой между полуволнами.
Такая задача с большим успехом решается схемами II и III, так как для получения низкочастотного сварочного тока с малыми паузами между полуволнами схема I требует установки большого числа игнитронов (12 шт.).
63
Машины общего применения фирм Sciaky и Languepin имеют умеренный вылет электродов (800—1200 мм) и перекрывают основной диапазон толщин свариваемых алюминиевых сплавов. Привод рабочего хода машин пневматический, у Sciaky — диафрагменный, у Languepin — поршневой. Сварка может осуще-
ствляться только в крайнем нижнем положении установочного хода верхнего электрода.
Машины рассчитаны на сварку весь-
О
‘cSM Ukh
i)
t
1ю
импуль-тока с замед-
'cS.Uk
Фиг. 37. Напряжение рочный ток во время иых машинах:
а — колебательный разряд; б — апериодический разряд.
ма коротким сом большого последующим ленным охлаждением в
течение длительного времени под током, составляющим 30—50% ОТ I св-м.
Сварочные трансформаторы несколько меньше, чем в отечественных машинах, предназначенных для свар-не пропускают импульсы
о)
на конденсаторах и сва-сварки на конденсатор-
ки равных толщин. В связи с этим они средней длительности при сварке номинальных для данной машины и близких к ним толщин металла. Использование только жестких импульсов особенно нежелательно при сварке средних и больших толщин, так как требует весьма большой мощности сети. Тем более, что в связи со схемными особенностями эти машины, даже при одинаковых импульсах сварочного тока, потребляют на 20—25% большую мощность, чем отечественные. Это обстоятельство делает целесообразным использование заграничных машин для сварки средних, а не максимальных толщин металла для данного типоразмера машин.
Во всех машинах отсутствует автоматическая стабилизация выпрямленного напряжения. Они обеспечивают постоянство
64
качества соединения только при подключении к сети с незначительным и медленным изменением Uc. Такие изменения могут быть компенсированы ручной регулировкой углов поджигания игнитронов, что требует от рабочего непрерывного наблюдения за (7С и соответствующего регулирования U&. При питании от сети со значительным и быстрым изменением Uc неизбежны отклонения сварочного тока от заданного режима, непровары и выплески, так как рабочий не успевает выполнять необходимые операции по поддержанию постоянства U е. Машины укомплектованы хорошей электрической и пневматической аппаратурой с большим сроком службы. Пневмоаппаратура обеспечивает стабильность усилий электродов и высокую производительность.
Шкафы, в которых размещены игнитроны и аппаратура схемы управления, крепятся непосредственно на боковых стенках корпуса машин. Это уменьшает общую площадь пола, занятую машинами.
Отечественный и зарубежный опыт эксплуатации трехфазных машин с игнитронными преобразователями показывает, что в настоящее время они являются наиболее пригодным типом оборудования общего применения для точечной сварки легких сплавов толщиной свыше 0,5 мм. Особенно существенно их энергетическое преимущество по сравнению с однофазными машинами при вылете более 500 мм или толщине металла более 2 мм.
Эти машины хорошо справляются с задачей преобразования трехфазного переменного тока f = 50 -э- 60 гц в технологически наиболее целесообразные импульсы униполярного сварочного тока. Потребляемая мощность существенно снижается.
В машинах использованы обычные электротехнические материалы и хорошо отработанная аппаратура. Схема управления этих машин сложнее, чем однофазных, но не настолько, чтобы вызвать существенные затруднения в обслуживании трехфазных машин.
Наряду с бесспорными достоинствами, машины с игнитронными преобразователями имеют принципиальный недостаток, заключающийся в необходимости трансформирования относительно длительных импульсов униполярного тока.
Эквивалентная частота этих машин составляет 5—10 гц и иногда снижается до 3—2 гц. Это приводит к необходимости использования громоздких и тяжелых сварочных трансформаторов и схем для изменения полярности импульсов (часто также двух выпрямителей вместо одного).
В принципе более целесообразна рассматриваемая в дальнейшем схема, которая предусматривает сначала понижение, трехфазного напряжения промышленной частоты f = 50 ч- 60 гц, а затем выпрямление и непосредственную подачу выпрямленного тока в сварочный контур.
5 Зак. 1318 65
3. КОНДЕНСАТОРНЫЕ МАШИНЫ
При точечной сварке легких сплавов 85—95% длительности цикла затрачивается на такие операции (подъем и опускание электродов, перемещение деталей и др.), во время которых электроэнергия на нагрев деталей не расходуется. Если между сетью и сварочным контуром машины установить устройство, способное непрерывно потреблять энергию из сети, запасать ее и отдавать в контур отдельными порциями (импульсами), то в связи с увеличением времени потребления энергии мощность сети может быть существенно снижена.
Разрядная (сварочная) мощность машин, не ограничиваемая сетью, может быть выбрана (если это допускает схема и конструкция) такой, которая необходима для осуществления наиболее жестких режимов сварки при заданных размерах сварочного контура. Кроме того, медленно происходящей зарядкой легко управлять так, чтобы, несмотря на колебания напряжения сети, обеспечить постоянство запасенной энергии и начального напряжения разрядного устройства.
В различных странах были проведены исследования и созданы схемы и конструкции машин, осуществляющих контактную сварку энергией, запасенной в электрохимических аккумуляторах, вращающихся массах, сердечниках трансформаторов и электрических конденсаторах.
Испытание временем выдержала только разработанная Г. И. Бабатом в 1934 г. в СССР схема, в которой предусмотрено запасение энергии в электрических конденсаторах и последующий разряд конденсаторов через понижающий трансформатор на сварочный контур. Зарядка конденсаторной батареи емкостью С производится во время пауз между сварками и прекращается после достижения заданного напряжения UKH. В большинстве машин имеются устройства для автоматической подзарядки батареи и поддержания UKH в заданных пределах. Благодаря этому энергия QKH, запасаемая батареей конденсаторов к началу очередной сварочной операции, остается практически постоянной.
В средних и крупных машинах до последнего времени применялись бумажные конденсаторы, допускающие UKH = 3000 ч-ч- 6000 в. Это позволяло запасать необходимую энергию QKH = = 5 -ъ 50 кет • сек в батареях относительно небольшого объема. Новые типы электролитических импульсных конденсаторов, несмотря на низкое рабочее напряжение 500 в), имеют
более высокие удельные характеристики.
В настоящее время для сварки крупногабаритных изделий из легких сплавов малых и средних толщин выпускаются машины МТК-75 с электролитическими конденсаторами. Для сварки малогабаритных изделий из металла малых толщин и сечений выпускаются различные типы конденсаторных точечных. 66
роликовых и стыковых машин, которые в книге не рассматриваются.
В качестве технологических особенностей конденсаторных машин обычно указывают на «жесткость» импульсов сварочного тока, имея в виду их кратковременность при большом fcs.M-3 действительности, изменяя значения С, UKH и —- , можно ю2 получить как кратковременные импульсы с весьма большим 1св.м, так и более длительные импульсы.
С увеличением длительности нагрева существенно возрастает энергия QKH. что делает необходимым увеличение емкости батарей и мощности зарядных устройств. Источником постоянного тока, необходимого для зарядки конденсаторов, служат однофазные или трехфазные выпрямители, питаемые от промежуточных трансформаторов, или (гораздо реже) генераторы постоянного тока. Зарядка ведется через ограничивающее сопротивление R3, включенное последовательно с конденсаторами. В том случае, когда напряжение источника не изменяется, потери энергии на зарядном сопротивлении QK3 = (1,2 - 1,75) QKH.
В первый момент после начала зарядки ик = 0 зарядный j и3 <
ток i3 = 1 зм = —- и мощность, потребляемая зарядным уст-
Rs
ройством, достигает максимальной величины. Для уменьшения броска тока и мощности применяются различные схемы, которые снижают напряжение источника U3 в начале зарядки и повышают его по мере увеличения ик или снижения i3. Коммутирующим элементом разрядного контура обычно являются игнитроны; реже используются электромагнитные контакторы. В понижающих разрядных трансформаторах конденсаторных машин необходимо ограничивать намагничивающий ток, поскольку он приводит к непроизводительным затратам энергии, для запасения которой используются сложные и дорогие устройства. Уменьшение намагничивающего тока при прочих равных условиях достигается увеличением сечения сердечника трансформатора. Обычно принимают 0,05 /1л„ при этом мо-
жно пренебрегать влиянием намагничивающего тока на скорость разрядки батареи и, следовательно, на напряжение ик и на падение напряжения в первичной обмотке трансформатора.
Токи и напряжение во время разряда можно определить, исходя из следующих соотношений:
t
As ii = А'кн — UU,H-ixdt\
b
5*
67
В начале разряда при t = 0 токи i{ = iee = 0. Если используются высоковольтные конденсаторы, то и мож-
но полагать U\ =ик, так же как при применении электромагнитных контакторов. При применении электролитических конденсаторов UKfl 400 4- 500 в; пренебрегать Uapt 20 в уже не следует, но вполне допустимо считать, что и„гн = const. В выражения для определения суммарных индуктивности L' == = Lp + Lstn + LCK и активного сопротивления ^'а = Rp 4-+ R’m + R'CK + R’aa включены новые члены по сравнению с другими машинами, а именно Lp и Rp, характеризующие индуктивность и сопротивление участка разрядной цепи, включающего конденсаторную батарею и линию, соединяющую ее с первичной обмоткой трансформатора (кроме игнитронов, которые учитываются отдельно). Значения и (в особенности LeK и RCK) изменяются в связи с поверхностным эффектом, в зависимости от частоты разряда. Они должны выбираться по частотной характеристике машины [7?s = ф(/) и Ls = <₽(/)]-
Форма разряда (фиг. 37, а, б) зависит от соотношения пара-/ V 1
метров. При —- <—7- разряд колебательный, затухаю-
\ 2La j
щий (пренебрегаем ^игн):
UKHW-2 —St . ,
1св — —~ е sin wt,
п' где б = ___________________________ _______________________
Г 1 «2 „ С Г С
и> = 1 /-------о2 : cos т = —1-----1 .
У ЦС w-i 2 у Lz
Максимальное значение сварочного тока
Лв.Л£ = -™-/2соК7е-7С‘^
достигается через tM = — после начала разряда. Длитель-О)
ность первой полуволны тока /го=—. ш
В начале разряда запасенная энергия тратится на тепловыделение и запасение энергии в магнитном поле тока. К моменту t = tM, когда ics = 1св.м, конденсаторы разряжаются настолько, что уже не могут поддержать сварочный ток и в дальнейшем он уменьшится.
При колебательном разряде через некоторое время после
момента t = tM напряжение uK уменьшается до нуля, хотя ток i >0. В дальнейшем ток в прямом направлении поддержи-„ .2
вается только за счет расходования энергии Ls ‘св , причем 2
68
одновременно часть этой энергии идет на перезарядку конденсаторов. Напряжение на них возрастает и к моменту /i0, когда О = 0, достигает максимума UhM2. Затем процесс повторяется с неизменной частотой, но все с меньшими амплитудами тока и напряжения до полного затухания.
Если включен только один игнитрон, то он пропустит одну полуволну тока (первую). После этого разряд прекратится и батарея окажется заряженной до UKM% = — UKHe~7 ctST•
Если в машине второй игнитрон включен параллельно первичной обмотке трансформатора, то перезарядка батареи может быть ограничена напряжением поджигания или горения игнитрона (в зависимости от схемы). В самом начале перезарядки (фиг. 37, а) загорается шунтирующий игнитрон и перезарядка прекращается ( ик = икш). ' Весь первичный ток проходит через шунтирующий игнитрон. Энергия, накопленная в магнитном поле сварочного контура и трансформатора, постепенно расходуется в самой машине. В это время вторичный ток i2 = — г2Ш- Существуют и более сложные схемы разрядной цепи машин, одна из которых рассматривается ниже при описании машины МТК-75.
р ( R'- 1
Если —- >• —— , то разряд имеет апериодический
\ J L2C
характер (фиг. 37, б), при котором напряжение и ток не меняют знака. В машинах для сварки легких сплавов, как правило, соотношение параметров (A', , С) таково, что должен происходить колебательный разряд. Величины tM, ti0 явля-
ются главными для технологической оценки импульса тока конденсаторных машин. Значения С, Uкн, — характеризуют настройку машины и однозначно определяют Ice.M, tM и tm только для данного типоразмера машины при заданном вылете 1СК, растворе hCK и сопротивлении Для других машин с иными значениями /?' и А' или даже для данной машины, но с измененными hCK или 1СК аналогичная настройка дасг другие значения Ice.M, tM и ti0.
При разработке и эксплуатации конденсаторных машин существенное значение имеет выяснение двух вопросов: возможно ли воспроизведение тождественных импульсов сварочного тока на одной машине при различных UKH и на различных машинах при произвольном выборе настройки. Первый вопрос решается положительно. Для этого достаточно соблюсти условия CLfKH = const; UKH = const.
2
Например, машина с батареей конденсаторов С = 4000 мкф и UKH — 3000 в при — = 300 даст такой же импульс сварочно-о>.2
69
го тока, как с батареей С = 225 000 мкф, UKH = 400 в при — = 40.
Второй вопрос не может быть решен положительно для произвольных значений параметров Z." и 7?" различных машин. Подбором С, Uкн, — можно обеспечить равенство заданным величинам одного редко двух, но не всех параметров волны сварочного тока. Поскольку для тепловыделения решающее значение имеет сварочный ток, при настройке машины на заданный режим (Jcs.mn, tMN, tioiv) в наибольшей степени следует обеспечить достижение 1св.м~ Ics.mn
Фиг. 38. Принципиальная электрическая схема силовых цепей конденсаторной машины МТК-75.
С меньшей точностью можно выдержать tM. Время имеет второстепенное значение для результатов сварки и его отклонение от заданной величины, даже на ±15%, вполне допустимо.
Точечная конденсаторная машина МТК-75 предназначена для сварки крупногабаритных конструкций из легких сплавов толщиной от 0,5 + 0,5 до 2,5 + 2,5 мм *. Конденсаторная батарея этой машины, запасающая максимальную энергию 22 кет-сек, собрана из электролитических конденсаторов, у которых максимальное рабочее напряжние U кн = 400 в.
Конденсаторы 1 (фиг. 38) заряжаются от трехфазного игни-тронногб выпрямителя 2, подключенного к зарядному трансформатору 3. Вторичная обмотка трансформатора имеет три отпайки, что позволяет изменять напряжение, подводимое к выпрямителю. В начале зарядки контактор 4 замкнут и зарядка ведется при £73(1)<£4и- Когда конденсаторы зарядятся до UK(i> = = (0,5 + 0,7) UKH, контактор 4 выключается и замыкается контактор 5. Дальнейшая зарядка идет при fA<2) 500 в > UKll.
Характерная особенность машин МТК-75 заключается в
* Для сварки деталей из легких сплавов толщиной от 0,3+0,3 до 1,5+ + 1,5 мм предназначена машина МТК-15 с вылетом электродов 500 мм. 70
наличии двух пиков зарядного i3 и линейного 1Л токов (фиг. 39, а): первый — в начале зарядки, а второй — после срабатывания контактора 5. Соотношения между зарядными напряжениями выбраны такими, чтобы пики линейного тока, а следовательно, и пики потребляемой из сети мощности были приблизительно одинаковы. Благодаря этому сеть нагружается более равномерно, снижается максимум мощности и уменьшаются потери энергии на зарядном сопротивлении.
Напряжение UKH автоматически поддерживается на заданном уровне, независимо от напряжения сети и длительности паузы межуд сварками. Одновременно с основной батареей заряжается дополнительная батарея 6 (фиг. 38) конденсаторов. При сварке разряд начинается поджиганием игнитрона 7. При этом
Фиг. 39. Осциллограммы токов и напряжений при работе конденсаторной машины МТК-75:
а — зарядка конденсаторов; б — разряд конденсаторов —
сварка.
батарея конденсаторов 1 включена на половину витков первичной обмотки сварочного трансформатора 8. После прохождения сварочного тока через максимум (фиг. 38 и 39), когда напряжение UK упадет до 50—20 в, поджигается игнитрон 9 и начинается разряд дополнительной батареи 6 (начальное напряжение ^кдо-г^ 20 и- 50 в) на эту же часть первичной обмотки сварочного трансформатора. При этом весь первичный ток проходит по цепи разряда дополнительной батареи 6. Игнитрон 7 гаснет, и разряд основной батареи конденсаторов 1 прекращается, что предотвращает ее обратную перезарядку при колебательном характере разряда.
Разрядка дополнительной батареи происходит очень быстро, так как ее емкость составляет 3—5% от емкости основной батареи. Первичный ток поддерживается за счет энергии, накопившейся в машине, что приводит к перезарядке дополнительной батареи. По мере роста обратного напряжения увеличивается также прямое напряжение на неуправляемом игнитроне 10. Когда оно достигнет необходимой величины (не более 200 в). игнитрон поджигается и первичный ток сварочного трансформатора 8 переходит во вторую половину первичной обмотки. Перезарядка дополнительной батареи 6 прекращается, игнитрон 9
71
гаснет, и начинается подзарядка основной батареи конденсаторов 1 в положительном направлении через игнитрон 10.
После расхода энергии, накопленной в магнитном поле сварочного контура и в трансформаторе, первичный ток падает до нуля, игнитрон 10 гаснет и цикл разряда полностью прекращается, основная батарея заряжается до +(50—150) в в зависимости от настройки (напряжения UXK на фиг. 39, б). В начале следующего цикла заряд — разряд это напряжение на конден-
саторах несколько снижает пик зарядного тока и мощности, потребляемой из сети.
Полярность разрядного импульса, подаваемого на первичную обмотку сварочного трансформатора, чередуется из-за поочередного включения контакторов И—12.
Ступенчатое изменение зарядного напряжения и использование энергии, накопившейся в машине для полезной перезарядки основной батареи конденсаторов, позволило существенно снизить мощность, потребляемую из сети. При темпе 40 импульсов в минуту (длительность зарядки 1 сек) и запа-сении QKM = 22 кет-сек максимальная мощность Рсм ~ 75 ква. Для сравнения .можно указать, что трехфазная машина с игнитронным преобразователем при выполнении аналогичной операции (сварка алюминиевых сплавов толщиной 2,5 + 2,5 мм) и равном вылете электродов (1СК = 1,5 м) потребляет 300—400 ква в зависимости от режима сварки, а однофазная машина переменного тока f = 50 гц потребляла бы приблизительно 1500 ква.
Механическая часть машины
Ф.иг. 40. Дополнительная пневматическая головка, устанавливаемая вместо .верхней свечи на машине МТК-75 для сварки деталей толщиной от 0,3 + 0,3 мм до 0,8 + 0,8 мм.
МТК-75 унифицирована с механической частью трехфазной машины МТПТ-400. С целью обеспечения сварки металла малых толщин (от 0,3 + 0,3 мм) на машине типа МТК-75 может быть установлена дополнительная пневматическая диафрагменная головка (фиг. 40).
Трехдиафрагменный привод верхнего электрода позволяет в широких пределах регулировать сварочное (Fca = Fo + Fi) и ковочное (FKOe = Fce + F2) усилия электродов. В машине предусмотрен широкий диапазон регулирования параметров настройки. Рабочее напряжение конденсаторов можно плавно изменять в пределах 250—400 в. Емкость батареи конденсаторов
72
изменяется ступенчато в пределах 10 000—274 000 миф, коэффициент трансформации ступенчато изменяется в пределах 3:1. Все это обеспечивает практически плавный переход от максимального импульса, при котором реализуется энергия QKmax = = 22 кет • сек, до минимального = 315 вт • сек.
Параметры машины выбраны таким образом, чтобы можно было осуществить сварку алюминиевых сплавов при толщине металла до 2,5 + 2,5 мм как жесткими импульсами, так и относительно более мягкими импульсами с более медленным нарастанием icg, чем это практиковалось раньше в конденсаторных машинах. Так, например, при С = 274 000 мкф, U кн = 400 в, wt = 39 параметры волны сварочного тока Iсв.м = 80 ка, tM = 40 мсек, tio = 110 мсек. Это потребовало увеличения запасенной энергии и размеров сварочного трансформатора, но полностью оправдывается благодаря технологическим преимуществам, свойственным импульсам сварочного тока с умеренной скоростью возрастания ice, в особенности при сварке металла толщиной более 1,5 + 1,5 мм.
За границей (во Франции фирмой Languepin, в Японии фирмой Origin и других странах) для точечной сварки изделий из легких сплавов выпускаются конденсаторные машины различных типов. Используются бумажные конденсаторы с 77кн = = 1000 -ь 6000 в. В последние годы все чаще применяются электролитические конденсаторы (77кя = 400 = 500 в). Даже наиболее крупные конденсаторные машины предназначены для сварки легких сплавов толщиной не более 2,5 + 2,5 мм, причем вылет электродов, как правило, не превышает 800 мм. Привод электродов обычного типа пневматический, поршневой или диафрагменный. Подвижные части обладают относительномалым весом и малым трением.
Следует отметить, что заграничные машины рассчитаны на сварку очень коротким импульсом, который связан с расходом незначительной энергии, но опасен тем, что способствует образованию начальных выплесков, требует весьма точной подгонки деталей и хорошей подготовки поверхности и затрудняет предотвращение образования усадочных дефектов (пор, трещин и раковин).
Оценивая перспективы использования конденсаторных машин, можно отметить следующее. Проблема электропитания точечных машин, предназначенных для сварки легких сплавов, стоит сейчас не так остро, как 10—15 лет тому назад. Однако и сейчас снижение мощности до 10—75 ква создает для многих предприятий необходимое условие для применения точечной сварки легких сплавов. Независимость импульсов сварочного тока от колебаний напряжения сети, обеспечивающая существенное повышение стабильности Качества соединения, представляет второе и весьма важное достоинство конденсаторных машин. При целесообразном выборе значений параметров ма-73
шины и настройки конденсаторные машины дают импульсы ics, благоприятные для сварки легких сплавов. Все это создает условия для применения конденсаторных машин во многих отраслях промышленности.
4. ТРЕХФАЗНЫЕ МАШИНЫ ПОСТОЯННОГО ТОКА
Технологически целесообразные униполярные импульсы сварочного тока могут быть получены путем выпрямления переменного тока промышленной частоты на стороне низкого напряжения сварочного трансформатора. Выпрямитель в случае сварки легких сплавов средней толщины должен обеспечить ток порядка 20—60 ка при выпрямленном напряжении 1—4 в.
Из всех современных вентилей и выпрямляющих устройств для рассматриваемой цели наиболее подходят германиевые вентили, например ВГВ-1000, которые рассчитаны на средний ток 1000 а при максимуме 3000 а и допускают в импульсе максимальный ток до 5—6 ка при прямом падении напряжения AI7 = 0,75 4-0,8 в и обратном напряжении 50 в.
Несмотря на относительно низкое прямое падение напряжения, целесообразно все же в контактных машинах в связи с малым выпрямленным напряжением применять схемы с одним последовательно включенным вентилем. Периодичность выпрямления, равная 3, как показывает опыт эксплуатации машин с игнитронными преобразователями, вполне достаточна. Наиболее целесообразна в этих условиях трехфазная схема, приведенная на фиг. 41, которая требует минимального числа вентилей во вторичном контуре и игнитронов в первичном и проста в управлении.
Фиг. 41. Принципиальная электрическая схема силовых цепей машины с выпрямлением сварочного тока.
Игнитроны И1, И2 и ИЗ включаются поочередно и подают по луволны линейных напряжений сети на свои фазные обмотки трехфазного понижающего трансформатора Т переменного тока. К фазным вторичным обмоткам (w2 = 1) трансформатора присоединены плечи Bl, В2, ВЗ выпрямители, Выпрямленное напряжение подводится к сварочному контуру машин. 74
Указанная схема силовых цепей применена в точечной машине постоянного тока МТВ-250. Номинальный сварочный ток машины Icb.n = 40 ка. Для обеспечения такого тока при вылете 1200 мм и растворе 400 мм машина потребляет из трехфазной сети 250 ква. В равных условиях однофазная машина f = 50 гц потребляет приблизительно 1000 ква. Схема управления машины обеспечивает стабилизацию выпрямленного напряжения при колебании напряжения сети, модулирование импульса сварочного тока (фиг. 42) и подачу двух импульсов тока с
Фиг. 42. Осциллограмма сварочного тока icg выпрямленного напряжения ид и линейного тока сети С при работе машины по схеме, приведенной на фиг. 41.
независимой регулировкой амплитуды и длительности каждого импульса. Быстродействующая защита отключает понижающий трансформатор от сети дри увеличении линейного тока сверх допустимого.
Привод верхнего электрода и пневматическая схема машины МТВ-250 аналогичны приводу и схеме машины МТПУ-300 (фиг. 22). Максимальное усилие электродов 2000 кГ. Отношение ковочного усилия к сварочному равно 2,2 : 1.
В сравнении с машинами, укомплектованными игнитронными преобразователями, машина с выпрямителями во вторичном контуре обладает рядом существенных преимуществ. Она проще, легче, занимает меньшую площадь и обладает большой технологической универсальностью.
Выпуск машин постоянного тока с выпрямлением на стороне низкого напряжения только начинается. Существенные преимущества этих машин будут содействовать их широкому применению в качестве универсальных машин, предназначенных для сварки легких сплавов, сталей и других металлов и сплавов.
Б. МАШИНЫ ДЛЯ РОЛИКОВОЙ СВАРКИ
1. ОСОБЕННОСТИ МАШИН ДЛЯ РОЛИКОВОЙ СВАРКИ ЛЕГКИХ СПЛАВОВ
Роликовые машины применяются для соединения деталей прочными (точечными) и герметичными швами. Современные машины осуществляют сварку герметичным швом путем подачи отдельных импульсов сварочного тока, каждый из которых фор
75
мирует отдельные сварные точки, перекрывающие друг друга. По схеме и кон “.трукции роликовые машины близки к точечным, но имеют ряд специфических особенностей.
Роликовые электроды во время сварки всего шва сжимают деталь непрерывно, но не обязательно с постоянным усилием. Это создает силу трения между роликами и деталью, необходимую для перемещения детали при вращении роликов. В некоторых специальных машинах детали закрепляются в приспособлениях, которые связаны с приводом подачи, а ролики не имеют своего привода и вращаются при перемещении детали. Во всех машинах общего применения ролики (один или оба) связаны с приводом, который, вращая их, вместе с тем перемещает детали.
Приводы роликов можно разделить на две основные группы, непрерывного и прерывистого (шагового) вращения. Первые применяются при сварке тонких деталей, вторые — при сварке деталей средних и больших толщин. Для непрерывного вращения роликов используется электромоторный привод. Для преры вистого вращения, кроме электромоторного, используется также пневматический привод.
Машины общего применения допускают обычно переналадку для работы с поперечным или продольным расположением роликов. Для этого верхние роликовые головки делаются поворотными, а нижние — сменными. Иногда машины комплектуют двумя нижними поворотными кронштейнами. Необходимость передачи сварочного тока от неподвижных элементов контура к вращающимся роликам вызывает существенное затруднение при проектировании и эксплуатации роликовых машин. Наилучшим решением являлось бы использование жидкой проводящей среды, размещенной в зазоре между подвижными и неподвижными деталями. За границей для этой цели иногда применяют ртуть, что совершенно нежелательно в связи с возникающей опасностью для здоровья рабочих.
Для передачи малых токов в некоторых машинах в качестве заполнителя используются легкоплавкие металлические сплавы, например сплав Вуда. В машинах, рассчитанных на средние и большие сварочные токи, применяют конструкции, предусматривающие непосредственный контакт под давлением твердых поверхностей подвижных и неподвижных деталей, что связано с возникновением сил трения. Считается, что наиболее целесообразной конструкцией подвижного контакта является такая, при которой контакт токоведущих деталей не используется для передачи механического усилия привода сжатия электродов. Однако это требование часто нарушается, особенно в конструкциях токоподвода к нижнему ролику. Работоспособность подвижного трущегося контакта в значительной степени зависит от свойств материала контактирующих деталей, точности подгонки поверхностей и их смазки. Остальные узлы механической части, 76
в том числе привод сжатия электродов, олизки к аналогичным узлам точечных машин.
При сварке металла малых и средних толщин герметичным швом применяется постоянное усилие сжатия. Сварка металла больших толщин обычно осуществляется при переменном усилии сжатия. Электрическая часть роликовых машин должна обеспечивать несравненно более высокий темп работы, чем у точечных машин. Так, при сварке герметичным швом металла малых толщин темп достигает 600—400 импульсов в минуту, снижаясь до 200—100 при соединении деталей средней и большой толщины. Сварка прочным (точечным) швом на роликовых машинах осуществляется в темпе, который в 2—4 раза превышает темп работы точечных машин. Сварочный ток и мощность роликовых машин больше, чем точечных при равной толщине свариваемого металла.
В роликовых машинах в настоящее время применяются следующие схемы электропитания: однофазная переменным током промышленной частоты, трехфазные с игнитронными преобразователями и с запасением энергии в электрических конденсаторах. Однофазные машины переменного тока комплектуют игнитронными синхронными прерывателями. В трехфазных машинах обычно используются два работающих поочередно игнитронных преобразователя. Конденсаторные роликовые машины имеют не одну, как точечные, а несколько батарей конденсаторов, работающих поочередно. Для сварки изделий из цветных, в том числе легких сплавов малых толщин, выпускают однофазные машины промышленной частоты и конденсаторные машины, которые в данной книге не рассматриваются.
2. ОДНОФАЗНЫЕ МАШИНЫ
Для соединения герметичным швом легких сплавов при толщине металла до 1,5 4- 1,5 мм может быть использована машина МШПР-300/1200 (фиг. 43). Машина радиального типа с малыми поперечными размерами кронштейнов и вылетом роликов, регулируемым в пределах от 800 до 1200 мм. Благодаря этому машина удобна для сварки крупногабаритных и сложных узлов в труднодоступных местах и для сварки обечаек диаметром от 300 мм и более. В машине возможна быстрая переналадка для сварки при поперечном или продольном расположении роликов.
Пневматический привод сжатия позволяет развивать усилие 1600 кГ. Во время сварки ролики вращаются непрерывно, причем скорость сварки плавно регулируется в пределах от 0,5 до 2 mImuh (при диаметре нижнего ведущего ролика 280 мм). Номинальное значение мощности Pcn = 300 ква, сварочного тока Jce.N = 31 ка и ПB^= 40% определены для условий сварки стали. При сварке легких сплавов благодаря их малому
77
электрическому сопротивлению R33 Z"-. и машина работает
практически в режиме короткого замыкания. На номинальной ступени при вылете 1СК— 800 мм сварочный ток
= 35 ка и допустимое значение ПВКЗ = n ^кз^’св.к = = 31,6%.
Машина МШПР-300 комплектуется игнитронным синхронным прерывателем ПИШ-200-4. Прерыватель обеспечивает плавное регулирование сварочного тока в пределах от 40 до
Фиг. 43. Однофазная роликовая машина МШПР-300/1200.
100% на каждой ступени включения сварочного трансформатора и стабилизацию сварочного тока с точностью ±5% при колебании напряжения питающей сети в пределах ±10% от номинального. Привод сжатия деталей — пневматический, поршневой, расположен за сварочным трансформатором. Привод вращения соединен с нижним роликом.
За границей выпускаются однофазные машины, предназначенные для сварки металла толщиной до 1,5 + 1,5 мм при вылете до 750 мм с электромоторным приводом вращения роликов. Как правило, движение роликов непрерывно. Механизм привода обычно соединен с верхним роликом и размещается в корпусе машины или над ползуном привода давления. Подвижные контакты часто серебрятся. В некоторых случаях применяются ртутные контакты. Машины комплектуются синхронными игнитронными прерывателями. Автоматическая стабилизация рабочего напряжения при колебании Uc не предусматривается.
78
3. ТРЕХФАЗНЫЕ МАШИНЫ С ИГНИТРОННЫМИ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯМИ
Основным типом оборудования, которое применяется для сварки герметичным швом конструкций из легких сплавов, являются шаговые машины с игнитронными преобразователями МШШИ-400, МШШТ-600 и МШШТ-1000. Технические данные этих машин приведены в табл. 4. Машины имеют большой вылет роликов, что позволяет сваривать крупногабаритные конструкции. На машинах типа МШШТ с высокой производительностью может выполняться также сварка прочным (точечным) швом. Машина МШШИ-400 предназначена для сварки преимущественно герметичным швом. Все машины допускают быструю переналадку для продольной и поперечной сварки.
Таблица 4
Основные технические данные серийных трехфазных роликовых шаговых машин
Показатели МШШТ-1000 МШШТ-600 МШШИ-400
Номинальная мощность в ква Вылет электродов в мм Максимальная толщина свариваемых деталей из легких сплавов в мм: герметичным швом (плакированный материал) . точечным швом (все сплавы) и герметичным швом (без плакировки) Максимальный сварочный ток при номинальной нагрузке в ка . . . Максимальное усилие электродов в т Максимальный темп работы в св/мин Ход верхнего ролика в мм: рабочий установочный . Максимальный шаг при номинальном диаметре верхнего ролика в мм: первый диапазон второй диапазон Номинальный диаметр ведущего верхнего ролика в мм 1000 1500 4+4 5+5 160 8 160 До 30 130/270 10 40/80 400 600 1500 з+з з+з 100 5 200 До 30 130/270 9 35/70 350 400 1200 2+2 2+2 63 °,8 220 | 100/170 I8 250
Машины МШШТ-600 и МШШТ-1000 имеют одинаковые электрические и кинематические схемы и комплектуются одной и той же станцией питания и управления. По конструкции корпуса и привода вертикального перемещения верхнего ролика и усилия сжатия они унифицированы с соответствующими по толщине свариваемых деталей точечными машинами типа МТПТ. Электрическая силовая часть и схема управления машин типа
79
МШШТ имеют много общего со схемами точечных машин типа МТПТ. Роликовые машины типа МШШТ рассматриваются на примере машины номинальной мощностью 1000 ква (фиг. 44). Привод позволяет осуществлять различные циклы изменения усилия электродов (фиг. 45).
В простейшем случае усилие остается неизменным на протяжении сварки всего шва (FH = Fcg = F код). Для облегчения вращения роликов усилие может быть уменьшено (FH<Feg)
Фиг. 44. Трехфазная роликовая шаговая машина МШШТ-1000.
на время перемещения детали (вращения роликов), а затем увеличено до Fcg. Увеличение усилия можно осуществлять как до, так и после начала импульса сварочного тока. В последнем случае изменение усилия имеет также технологическое значение и служит для облегчения расплавления алюминия плакирующего слоя и для регулирования величины проплавления деталей, так же как при точечной сварке. Кроме того, после выключения сварочного тока может быть приложено дополнительное ковочное усилие. Устройство привода, обеспечивающего эти циклы изменения F3jt, рассмотрено выше, при описании точечной машины МТПТ-600.
Машины имеют пневматический привод прерывистого (шагового) вращения верхнего ролика (фиг. 46). Нижний ролик вращается под действием силы трения при перемещении изделия. Привод состоит из пневматического цилиндра 1, храпового механизма двойного действия 2 и зубчатой передачи 3. При подаче сжатого воздуха в одну из камер цилиндра 1, например в 80
Нижнюю, и одновременном выпуске воздуха из верхней камеры поршень 4 перемещается вверх, одна из собачек поворачивает храповое колесо 5, а вместе с ним (через зубчатую передачу 5) и верхний электродный ролик 6. При перемещении поршня вниз собачка, расположенная на другой стороне храпового колеса, поворачивает его еще на один шаг. Таким образом, одному циклу перемещения поршня соответствует поворот ролика на два
Фиг. 45. Циклограммы работы трехфазной роликовой шаговой машины МШШТ-1000.
шага. Величина шага регулируется путем изменения хода поршня (гайка 7) и изменением передаточного числа зубчатой передачи. Предусмотрены два диапазона шагов, которые при диаметре ведущего ролика 400 мм обеспечивают перемещение детали на 2—40 мм (регулировка через 1 мм) и на 8—40 мм (через 4 мм). Схема управления допускает сварку «через шаг», т. е. подачу импульса сварочного тока не после каждого перемещения, а после каждых двух перемещений. При этом фактический «шаг» сварных точек на детали будет в 2 раза больше указанных выше.
6 Зак. 1318
81
Силовая электрическая часть роликовых машин (фиг. 47) включает два трехфазных преобразователя 1 и 2, собранных по мостовой схеме на игнитронах И1-200/1,5. Преобразователи
Фиг. 46. Пневматический привод шагового вращения верхнего ролика машин типа МШШТ.
Фиг. 47. Принципиальная электрическая схема силовых цепей трехфазных роликовых машин типа
МШШТ.
включены через автоматический выключатель 3 в трехфазную сеть Uc = 380 в, f = 50 гц и поочередно подают на первичную обмотку сварочного трансформатора 4 импульсы выпрямленного тока противоположной полярности. Применение двух 82
выпрямителей существенно разгружает игнитроны по среднему току. Кроме того, отпадает необходимость в дополнительных устройствах для изменения полярности импульсов.
Для предотвращения случайного одновременного включения выпрямителей в цепи каждого из них установлены токовые реле 5 и 6, блокирующие включение другого выпрямителя при наличии тока в одном из них. Для достижения идентичности импульсов тока оба выпрямителя управляются в сеточных цепях
Фш. 4&. Осциллограммы напряжений ид = и, и тока ice при работе роликовых машин типа МШШТ:
а — сварка герметичным швом, темп 200 импульсов в минуту; б — сварка прочным (точечным) швом, темп 75 импульсов в минуту.
тиратронов, включенных последовательно с поджигателями игнитронов, одной и той же системой регулирования и стабилизации. Выпрямленное напряжение стабилизировано (Usn = = 380 в) при колебании напряжения сети в пределах Uc = — 340 -г- 420 в. Возможна также ручная регулировка U в. После истечения времени прямого включения в выпрямительном режиме работавший преобразователь переводится в режим инвертора изменением последовательности зажигания игнитронов. В результате этого выпрямленное (и первичное) напряжение меняет знак (фиг. 48, 49); энергия, накопленная в сварочном контуре и трансформаторе, возвращается в сеть и в гораздо меньшей степени расходуется на непроизводительный нагрев машины и деталей. Уменьшается время спада тока (время «гашения») в сварочном контуре и первичной цепи трансформатора, что благоприятствует повышению темпа работы. В это время игнитроны преобразователя нагружаются поочередно.
6* 83
Когда первичный ток трансформатора падает до нуля, энергия, запасенная в магнитном поле трансформатора и сварочного контура, израсходована и игнитроны преобразователя гаснут. Значение токов z’i = ig и 1сд во время прямого включения определяются так же, как в случае точечных машин типа 1МТПТ. Ток и длительность tg спада во время «гашения», т. е. длительность работы преобразователя в режиме инвертора, с достаточной для практических целей точностью могут быть определе-
Фиг. 49 Напряжения при переходе преобразователя от работы в режиме выпрямления к режиму иивертора (гашение):
а — график напряжения на выходе игнитронного преобразователя ив=^их\ б — графики линейных напряжений питающей сети — 2» м2 — 3» w3 — 1 •
ны на основании следующих допущений. Пусть в момент t = О изменения режима работы преобразователя = ig — IiM= — после перехода в режим инвертора Uj = —KUgN=
= —KIi уст Первичный ток
ilh уст в S — Ki 1 уст (1 в s ) — /1 1 *t~ ^С) £ s А”] ,
ч + к откуда t2 m ts In ---— .
A
Например, при i* = 0,9 и К = 0,8 время t2 = 0,74 rs. Для та = 0,05 сек. время t2 0,037 сек. Время tz не зависит от ступени включения трансформатора.
Схема машины предусматривает также работу с дополнительным импульсом Uд Son < UeN, подаваемым вслед за основным импульсом для замедления охлаждения соединения при сварке отдельными точками (фиг. 48). В этом случае перевод выпрямителя в режим инвертора (т. е. «гашение») осуществляется дважды. Первый раз — сразу после окончания основного импульса до начала дополнительного на время, необходимое для уменьшения тока от ice = 1СМ до icg = И доп- Затем преобразователь переводится в режим выпрямителя (но теперь ид = ug don < и gN) для поддержания тока 4 don const на
время tdon. После окончания дополнительного импульса преобразователь второй раз переводится в режим «гашения» до момента й = 0.
84
Рассмотрим подробнее процесс «гашения». На фиг. 49 приведены графики линейных напряжений трехфазной питающей сети, напряжения основного импульса и напряжения обратной полярности, осуществляющего «гашение» тока при спаде. Предположим, что выключение (запирание) выпрямителя, работа-
ющего при данном основном импульсе тока, происходит в момент времени, когда выпрямленный ток проводят игнитроны И4 и И2 (фиг. 47) и на первичную обмотку сварочного трансформатора подается линейное напряжение Щ-2- При спаде этого напряжения начинается спад тока. Напряжение проходит через нуль, меняет знак и нарастает (синусоида «1-2 на фиг. 49, б).
Как указано выше, ввиду большой индуктивности вторично-
го контура машин после изменения знака напряжения полярность тока не меняется. Электромагнитная энергия, запасенная в машине, возвращается в сеть. Одной полуволны обратного напряжения недостаточно для снижения тока до нуля (фиг. 48). Необходима подача непрерывной кривой обратного напряжения. Если спустя 60 электрических градусов после прохождения синусоиды U]_2 через нуль, т. е. в момент t2 (фиг. 49), когда
проходит через нуль синусоида u3_i, выдать команду на пожига-ние игнитрона ИЗ, то последний загорится, так как к нему через горящий игнитрон И2 приложено положительное линейное на-
/З-
пряжение и2_3, равное в этот момент -'-у н,
После окончания
коммутации гаснет игнитрон И2, ток проводят игнитроны И4 и ИЗ, на первичную обмотку сварочного трансформатора подается линейное напряжение w3-i с обратным знаком. Если спустя 60° после прохождения синусоиды н3_! через нуль выдать коман
ду на поджигание игнитрона И5, то он загорится, так как к нему через горящий игнитрон И4 приложено положительное линейное напряжение и2~з, равное в этот момент -у- исм. После
окончания коммутации гаснет игнитрон И4, ток проводят игнитроны И5 и ИЗ, на первичную обмотку трансформатора подается линейное напряжение н2-з со своим знаком, т. е. отрицательное. Таким образом, если на поджигание игнитрона выдавать команды, как описано, то на первичной обмотке сварочного трансформатора будет непрерывная кривая выпрямленного напряжения обратной полярности. Преобразователь работает в инверторном режиме.
Постоянную составляющую выпрямленного напряжения обратной полярности можно значительно увеличить, сдвигая направо момент поджигания игнитронов относительно моментов времени t2, t3 и т. д. (пунктирные линии на фиг. 49, а).
В машинах типа МШШТ допускается весьма широкая регулировка импульсов сварочного тока как по амплитуде, так и по длительности (фиг. 50). Так, например, машина МШШТ-1000
85
при потреблении из трехфазной сети Рс = 360 ква развивает Цв.м = 90 ка, а при PcN = 1000 ква 1свгМ = 150 ка. Допускается
Фиг. 50. Максимальные импульсы сварочного тока роликовых трехфазных машин МШШТ-600 (/) и МШШТ-1000 (2): I, XII, XIII, XVII, XX—ступени сварочного трансформатора.
также максимальная перегрузка до Рс ~ 1600 ква, при которой 1св.м ~ 190 ка. На фиг. 50 показаны кривые тока 1св максимальных импульсов только на низших, номинальных и высших ступенях включения трансформаторов. Каждая машина имеет 16 основных ступеней и 4 дополнительных. Следует напомнить, что ни в коем случае нельзя превышать время включения ^вкл.м Для данной ступени трансформатора. В случае использования циклов с дополнительным импульсом должно соблюдаться условие
^вкл.осн^eN ' ^вкл.доп^в вК1вкл.м •
Верхний предел выпрямленного тока ограничен максимальным допустимым током (порядка 3000 а) игнитронов И1-200/1,5, поэтому на графике фиг. 50 в качестве предельной для машины МШШТ-1000 указана XVII ступень, на которой максимально допустимое время teKjI'M = 0,24 сек и 11м = 2900 а. Но можно пользоваться и более высокими ступенями, уменьшая teKJl. Так, например, на высшей XX ступени при tSKJl =0,06 сек ток 11м =2850 < 3000 а, максимальный сварочный ток 1С„,Л = = 155 ка.
За границей для сварки легких сплавов основным типом роликовых машин являются трехфазные машины с игнитронными преобразователями. Электрические схемы роликовых машин близки к схемам точечных машин, которые выпускают те же фирмы.
Наиболее широкую номенклатуру трехфазных машин всех назначений выпускает фирма Sciaky (США, Франция), которая является крупнейшей зарубежной фирмой по производству оборудования для контактной сварки легких сплавов. Трехфазные роликовые машины этой фирмы имеют вылет до 1200 мм и обеспечивают сварку герметичным швом деталей толщиной до 3,2 + 3,2 мм. В последнем случае номинальная мощность машины равна 1200 ква. Привод вертикального перемещения верх-86
него ролика и усилия пневматический, двухцилиндровый рычажного типа. Для того чтобы освободить место для привода вращения, который располагается над ползуном, привод давления сдвинут внутрь верхнего кронштейна.
4. КОНДЕНСАТОРНЫЕ МАШИНЫ
Возможный вариант машин рассматривается на примере конденсаторной машины фирмы Languepin (Франция) для сварки деталей толщиной до 2 + 2 мм, образцы которой применяются в СССР. Трехфазный зарядный трансформатор ЗТ (фиг. 51)
~3808
Фиг. 51. Принципиальная электрическая схема силовых цепей конденсаторной роликовой машины фирмы Languepin (Франция).
имеет две одинаковые вторичные обмотки. К каждой из них присоединено по два трехфазных тиратронных выпрямителя Bl, ВЗ и В2, В4, которые заряжают через сопротивления R3 четыре батареи конденсаторов С1, СЗ, С2, С4. Все батареи одинаковы, набираются из электролитических конденсаторов общей емкостью 100 000 мкф. Рабочее напряжение регулируется в пределах Uкн = 200 -г- 450 в. В цепи разряда каждой из батарей установлен управляемый игнитрон И1 — И4. Для предотвращения обратной перезарядки конденсаторов батареи шунтированы тиратронами ЛШ1, ЛШЗ, ЛШ2, ЛШ4. Каждая отдельная точка сваривается в результате разряда одной батареи на первичную обмотку сварочного трансформатора СТ. Сварка шва осуществляется поочередной разрядкой батарей Cl, С2, СЗ, С4, причем полярность импульсов, подаваемых на сварочный трансформатор, чередуется.
87
Таким образом, при темпе п сварок в минуту каждая батарея осуществляет n/t циклов заряд — разряд. Электролитические конденсаторы, установленные в машине, допускают не более 50 полных циклов (заряд—разряд) в минуту. Применение четырех батарей позволило довести темп работы машины в целом до 200 сварок в минуту при максимальной запасенной энергии, а также приблизительно в 2 раза уменьшить пиковую мощность машины по сравнению с мощностью, необходимой при одной батарее. Импульсы сварочного тока регулируются, как обычно в конденсаторных машинах, изменением рабочего напряжения, емкости конденсаторных батарей и коэффициента трансформации сварочного трансформатора. Привод вертикального перемещения верхнего ролика и давления — пневматический, поршневой, обычного типа. Привод вращения — электромоторный, шаговый, с электромагнитной муфтой.
В. МАШИНЫ ДЛЯ СТЫКОВОЙ СВАРКИ
Для стыковой сварки легких сплавов необходимы машины, обеспечивающие высокую скорость перемещения деталей в процессе оплавления и осадки, большую плотность тока, повышенное удельное давление осадки и точное выключение сварочного тока в процессе осадки. В некоторых случаях легкие сплавы можно сваривать на серийных машинах, предназначенных для сварки стали, без их переделки или после изменения привода подачи изделия.
Специально для сварки цветных сплавов, в том числе алюминиевых, предназначена машина МСЦ-25. Максимальная площадь свариваемых деталей равна 50 мм2. Передвижение подвижного зажима осуществляется пневматическим приводом с гидравлическим тормозом, при помощи которого осуществляется регулирование скорости оплавления. Для уменьшения трения подвижный зажим перемещается в шариковых направляющих. Максимальная скорость перемещения при оплавлении равна 35 мм/сек, при осадке—200 мм/сек. Максимальное усилие осадки 750 кГ. В машину встроен однофазный трансформатор переменного тока промышленной частоты с вторичным напряжением холостого хода 1,7—3,4 в. Максимальное значение тока во время осадки 21 800 а. Сварочный трансформатор включается игнитоонным асинхронным контактором КИА-50.
Для обеспечения устойчивого поджигания игнитронов при разомкнутом вторичном контуре параллельно первичной обмотке сварочного трансформатора присоединен дроссель. Электрическая схема машины обеспечивает автоматическое управление процессом сварки при помощи путевого и конечного выключателей, электронного реле времени и электропневматических клапанов.
88
Стыковая сварка листов из Д1А, Д16АТ, АМгб шириной до 500 мм и толщиной 2—8 мм может быть осуществлена на машине МСЛ-500-4 номинальной мощностью 500 ква. Вторичное напряжение регулируется ступенчато в пределах 3,66— 11,2 в. Максимальное усилие осадки 32 000 кГ.
Во время оплавления перемещение осуществляется электромеханическим приводом с двигателем постоянного тока.
Осадка производится быстродействующим пневмогидравлическим приводом, причем сжатый воздух запасается в специальных ресиверах, непосредственно присоединенных к пневматическим цилиндрам. Максимальная скорость осадки 400 мм/сек. Длительность осадки под током регулируется с помощью электронного реле. Максимальный ток короткого замыкания 95 000 а. Весь цикл аварки осуществляется автоматически. Номинальная производительность машины 60 св/ч.
За границей выпускаются различные типы машин для стыковой сварки легких сплавов, однако и там выпуск этих машин несравненно меньше, чем, например, роликовых, не говоря уже о точечных. Характерным примером стыковых машин является машина для сварки рам, например оконных, из различных профильных заготовок. В машинах допускается поворот зажимных устройств так, что оказывается возможным располагать свариваемые детали под произвольным углом, в том числе под прямым. Высокая скорость осадки обеспечивается пневматическим приводом с гидравлическим тормозом.
ГЛАВА IV
ТЕХНОЛОГИЯ СВАРКИ
1. ТИПЫ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИИ И УЗЛОВ
При точечной и роликовой сварке соединение деталей производится внахлестку (фиг. 52).
Большие плотности тока, высокое удельное давление, чувствительность материалов к образованию выплесков, повышенное
а) в)
б)
Фиг. 52. Соединения при точечной и роликовой сварке: а — обычная нахлестка; б — нахлестка с подсечкой; в — соединение с накладкой.
шунтирование тока и деформации металла оказывают влияние на выбор типа сварных соединений и конфигурацию узлов.
Диаметр ядра сварной точки и ширина литой зоны роликового шва устанавливаются исходя из условий получения необходимой и стабильной прочности и герметичности соединения при минимальной ширине нахлестки.
При сварке легких сплавов по сравнению со сваркой стальных конструкций несколько увеличиваются размеры нахлестки, расстояние сварных швов от вертикальных стенок и края нахлестки, а также увеличивается шаг между точками.
Рекомендуемые размеры точечных и роликовых швов, величина нахлестки, шаг между точками для сварки двух деталей приведены в табл. 5.
При сварке трех деталей размеры нахлестки и отбортовки рекомендуется увеличивать на 15—20%. Желательно, чтобы соотношение свариваемых толщин было не более чем 3:1. Лучше свариваются более пластичные сплавы. При сварке высокопрочных сплавов лучшие результаты получают при наличии плакировочного слоя, так как уменьшается вероятность образования выплеска, однако необходимо, чтобы теплофизиче-90
Таблица 5
Размеры точечных и роликовых сварных соединений из алюминиевых сплавов
| Толщина тонкой детали в соединении в мм Роликовая сварка Точечная сварка
Ширина литой зоны в мм Минимальные размеры в мм Диаметр ядра в мм Минимальные размеоы в мм
Нахлестка1 Расстояние шва до края листа Нахлестка1 Шаг между точками*
1 Шов однорядный Шов двухрядный3 Шов однорядный Шов двухрядный (в шахматном порядке)
0,3 2—3 8 10 4 2,5—3,5 8 15 8
0,5 3—4 10 12 5 3—4 10 18 10
0,8 3,5—4,5 10 14 5 3,5—4,5 12 25 13
1 4—5 12 16 6 4—5 14 28 15
1,2 5—6 14 20 7 5-6 16 30 15
1,5 6—7 16 24 8 6—7 18 35 20
2 7—8 20 28 10 7—8 20 42 25
3 8-9 24 34 12 9—10 26 56 35
4 10—12 30 40 15 12—14 30 70 45
5 12—14 36 48 18 14—16 36 84 55
6 — — — — 16—18 42 98 65
7 — — — — 17—19 46 ПО 75
1 Применение нахлестки меньшей, чем указано при соблюдении рекомендуемых раз-
меров литой зоны точек и швов, затруднит в условиях Производства получение необходимой прочности и может привести к дефектам соединений.
Наг при сварке двух деталей, когда нет необходимости сомпенснровать влияние
шунтирования тока через ранее выполненные точки Дополнительной режима. | 3 Двухрядный шов выполняется с перекрытием швов на 30—50%. корректировкой
ские свойства плакировочного слоя мало отличались от основного материала. Наиболее рационально сваривать конструкции с прямыми швами большой протяженности. В этом случае упрощаются методы и средства механизации, резко снижается трудоемкость вспомогательных операций. Не исключается сочетание в одном узле аварки точечной и роликовой с другими видами, а иногда и с клепкой.
Наиболее технологичны узлы открытого типа (фиг. 53), которые можно сваривать электродами простой геометрической формы. Профили жесткости могут быть выполнены гибкой из листа или прессованием, а также механической обработкой. Прессованные профили, предназначенные для клепаных конструкций, часто не могут быть использованы при сварке без доработки.
Так, например, полки корытообразных профилей необходимо обычно удлинять. В угловом профиле бульбу следует располагать с внешней стороны.
91
Узлы, свариваемые точечной и роликовой сваркой, по конструктивному признаку можно разделить на три группы: узлы
Фиг. 53. Сварные узлы открытого типа.
резервуаров, главным образом различные тела вращения; плоские или слегка изогнутые панели и узлы сложной пространственной формы. Некоторые примеры сварки различных узлов приведены на фиг. 54. Узлы первой группы (фиг. 54, а) преимущественно состоят из обечаек различной геометрической формы,
к которым приваривают силовой продольный и поперечный набор в виде отдельных профилей или гофров.
Продольные й поперечные швы обечаек при толщине листов менее 1,5 мм сваривают внахлестку роликовым герметичным швом. При большей толщине чаще всего эти швы
92
сваривают в стык дуговой сваркой в среде аргона. Диафрагмы-перегородки приваривают к обечайке точечной сваркой, а где требуется герметичность — роликовой.
Узлы второй группы (фиг. 54, б) состоят из плоского или слегка изогнутого листа и приваренного силового набора из профилей или плоских штампованных листов вафельного типа.
Узлы третьей группы (фиг. 54, в) могут быть различной формы, размеров и назначения. При сварке этих узлов требуются специальные изогнутые консоли, электрододержатели и электроды. Такого рода узлы можно сваривать лишь при относительно небольшой толщине входящих деталей (до 2,0 мм). При большей толщине возникают затруднения, связанные с необходимостью значительных усилий при сварке, при которых жесткость фигурных электродов недостаточна.
Ниже приведены примеры широко используемых сварных конструкций, в которых для улучшения технологичности изготовления, наряду с точечной и роликовой сваркой, применяют другие способы соединений.
При изготовлении несущих конструкций нервюры 2 разделяют на две части и после приварки каждой части к листам обвода 1 сваривают между собой внахлестку (фиг. 55, а). Этим удается компенсировать неточность изготовления и сборки нервюр и обеспечить гладкую поверхность несущих листов.
Для увеличения продольной устойчивости плоских панелей основные несущие листы 1 и 2 сваривают с гофром 3 точечной сваркой. Вследствие сложности сварки один из листов иногда соединяют с гофром взрывными заклепками 4 или точечной сваркой через отверстия (фиг. 55, б). При роликовой сварке крупногабаритных изделий для удобства подхода ролика с короткой консолью к месту сварки обечайки 1 с днищем 2 в стенке днища предусматривается специальное технологическое отверстие, которое после роликовой сварки закрывают заглушкой 3 и заваривают в стык дуговой сваркой в среде аргона (фиг. 55, в).
При точечной сварке перегородок в емкостях толщина обечаек должна быть больше толщины стенки перегородки. В противном случае при разрушении соединения вырыв точки происходит в обечайке и сопровождается вытеканием жидкости.
В обечайке 4 и днище 1 соединение продольного силового набора 2 производят путем клепки связующих профилей 3 через технологические отверстия (фиг. 55, г).
Для компенсации неточности сборки и поводок при точечной сварке обечаек 1 часто применяют составные перегородки 2 и компенсационные угольники 3, которые после сварки приклепывают к элементам жесткости 4 (фиг. 55, д и е).
Для герметичного соединения отдельных отсеков обечаек 1 можно использовать болтовое соединение профилей 2 с герметизирующей прокладкой 3 (фиг. 55, ж). В некоторых случаях 93
при необходимости герметизации стыка обечаек 1 из высокопрочных сплавов дуговой сваркой (при невозможности подхода к месту сварки роликом) к каждой части стыкуемых обечаек предварительно приваривают вставку 2 из свариваемого сплава, стык скрепляют болтами через прокладку 3, а вставки соединяют между собой дуговой сваркой (фиг. 55, з).
Фиг. 55. Примеры рационального конструирования сварных узлов:
а — соединение нервюр; б — слоистые конструкции; в, г — соединения дннща с обечайкой; д, е — компенсаторы, ж, з — способы герметизации отсеков емкостей; и — угол оконного переплета, соединенный стыковой сваркой оплавлением.
При точечной или роликовой сварке продольного и поперечного наборов его элементы располагают внутри обечайки. В противном случае затрудняется проверка швов на герметичность.
Стыковая сварка алюминиевых сплавов в настоящее время применяется для соединения трубопроводов и различных изделий из профильного проката. За рубежом стыковая сварка достаточно широко применяется для изготовления оконных переплетов зданий из профиля (фиг. 55, и).
2. ТИПОВЫЕ СХЕМЫ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА ПРОИЗВОДСТВА СВАРНЫХ УЗЛОВ
При изготовлении сварных узлов, кроме операций, выполняемых непосредственно на сварочном оборудовании, проводится ряд других смежных операций, тесно связанных со сваркой: 94
сборка, подготовка поверхности, нанесение покрытий под нахлестку, прихватка, правка, механическая обработка.
При производстве сложного сварного изделия, состоящего из ряда узлов, секций и агрегатов, операции технологического процесса могут повторяться. В большинстве случаев при помощи точечной и роликовой сварки производится изготовление отдельных узлов (панелей) или секций (отсеков). Соединение секций в агрегаты осуществляется обычно другими способами: клепкой, сваркой плавлением, болтами и т. п.
Сборка. Сборка представляет собой совокупность технологических операций по установке деталей в положение, предусмотренное чертежом для проведения последующей прихватки и сварки. Специфической задачей сборки перед точечной и роликовой сваркой является обеспечение минимального зазора между деталями в местах сварки.
Для нахлесточных соединений зазоры должны быть не более 0,1—0,5 мм (в зависимости от толщины и размеров деталей) и легко устраняться во время приложения небольшого усилия сжатия.
На трудоемкость сборочных работ решающее влияние оказывает качество заготовки и сборочная оснастка. При отсутствии взаимозаменяемости сборка осложняется подгоночными операциями, связанными с доводкой ~
ходима предварительная сборка, так как в процессе подгонки возможно недопустимое загрязнение поверхности деталей. После предварительной сборки узел разбирается для проведения последующих операций подготовки поверхности и окончательной сборки.
При взаимозаменяемости деталей предварительную сборку не производят и очищенные детали поступают непосредственно на окончательную сборку. В процессе окончательной сборки не допускается подгонка и загрязнение поверхности деталей.
Резкое снижение трудоемкости, улучшение качества и облегчение условий труда достигаются путем применения сборочной оснастки или сборки с использованием технологических (сборочных) отверстий. Применение той или иной оснастки зависит от размеров и конфигурации сварных узлов, а также от системы организации производства. Мелкие детали удобно собирать в легких шаблонах и приспособлениях. В качестве примера на фиг. 56 показано приспособление, при помощи которого фикси-95
заготовок, ь этом случае г
Фиг. 56. Легкое переносное приспособление для установки профилей .на плоском днище:
1 — плоское днище; 2 — каркас приспособления; 3 — профиль; 4 — прижим..
руется расположение профилей на плоском днище. В этом случае для прихватки собранный узел вместе с приспособлением подносят к стационарной точечной машине. Каркас такого приспособления обычно изготовляют из дерева или легких сплавов.
Сборку узлов средних и больших размеров производят в специальных стационарных приспособлениях стапельного типа. Вследствие громоздкости токоведущих элементов сварочной машины и резкого возрастания потребляемой электрической мощности при увеличении расстояния от сварочного трансформатора до места сборки в большинстве случаев в этих приспособлениях проводят только сборочные операции с предварительным (однако достаточно надежным) закреплением деталей. В качестве основной базы при сборке используется внешний обвод. Собранные детали предварительно закрепят путем засвер-ливания отверстий для установки монтажных болтов или съемных фиксаторов. После сварки эти отверстия заваривают дуговой сваркой в среде аргона. В некоторых случаях закрепление деталей (прихватку) производят дуговой сваркой. Прихватки
Фиг. 57. Вертикальный стапель для сборки панелей:
1 — каркас стапеля; 2 — упор для горизонтального фиксирования листа; 3 — лист панели; 4 — профиль; 5 — неподвижный рубильник;
6 — съемный рубильник.
удаляют после окончания точечной или роликовой сварки. Закончив сборку и закрепление, изделие вынимают из приспособления и передают, если необходимо, на окончательную прихватку или непосредственно на сварку.
На фиг. 57 показан вертикальный стапель для сборки плоских или изогнутых панелей. В стапеле можно собирать листы, а также листы с профилями. Обжатие деталей осуществляется 96
съемными рубильниками с укрепленными на них резиновыми прокладками. При вертикальном расположении панели достигается экономия производственной площади, а также облегчается работа, связанная со сверловкой отверстий и установкой монтажных болтиков или фиксаторов.
При сборке в стык обечаек удобно использовать приспособ-
ление горизонтального типа с вращаю
щимися планшайбами и с подвижной задней бабкой. Предварительно откалиброванные по диаметру обечайки помещают на резиновые ролики и закрепляют на планшайбах. При этом задняя бабка с укрепленной в планшайбе обечайкой подается в сторону неподвижной обечайки. После сборки обечайки скрепляют одним из ранее рассмотренных способов. Сборка облегчается, если край одной из
РЭС
Фиг. 58. Обработка края продольного шва обечайки на «ус».
обечаек имеет подсечку (фиг. 52, б). Для обеспечения последующей сварки края продольного шва обечаек на ширине 20—30 мм обрабатывают на «ус» (фиг. 58).
Рассмотренная оснастка и способы сборки характерны для серийного производства. При индивидуальном производстве сборка узлов осуществляется главным образом по разметке (обычно простым карандашом) в несложных деревянных приспособлениях или в общесборочных стапелях. Детали можно закреплять так же, как и в ранее рассмотренных случаях (в зависимости от сложности узла), струбцинами, на контрольных болтах или фиксаторах. Мелкие узлы простой конфигурации после предварительной подготовки поверхности и разметки пе
редают непосредственно на прихватку.
После окончательной сборки на деталях размечают расположение сварных точек или роликовых швов. Разметка выпол
няется карандашом при помощи измерительного инструмента или специальных накладных шаблонов с отверстиями. В первом случае отмечается центр расположения сварной точки или ось роликового шва. Во втором случае по отверстию в шаблоне обводится окружность сварной точки.
Если при роликовой сварке узла можно наблюдать кромку нахлестки и по ней ориентировать расположение шва, надобность в разметке отпадает. Разметка не нужна также при наличии оптических разметчиков, при использовании которых сварные точки или роликовый шов располагают в соответствии с проекцией светового луча на кромке свариваемых деталей.
В поцессе предварительной и окончательной сборки проверяют материал свариваемых деталей, общие, главным образом базовые, размеры узла, качество сборки (наличие и величину зазора) и подготовку поверхности кромок под сварку.
7 Зак. 1318 J7
Сборка деталей перед стыковой сваркой производится в электродах машины, конструкция которых должна обеспечить надлежащую соосность деталей и достаточную надежность их закрепления. Стыковая сварка характерна более низкими требованиями к допускам на зазоры между деталями.
Подготовка поверхности деталей перед точечной и роликовой сваркой. Состояние поверхности свариваемых деталей (степень обработки — микро- и макрошероховатость, окислы, случайные загрязнения) значительно влияет на качество сварного шва. В реальных условиях сварки (деталей, полученных прокаткой, прессованием или после механической обработки) во время обжатия электродами выступы на поверхности сминаются и сравнительно мало влияют на величину контактного сопротивления и тепловыделение. Окислы, краска и большинство других случайных загрязнений, попадающих на поверхности деталей, не-электропроводны и в зависимости от толщины и сплошности затрудняют или полностью препятствуют протеканию электрического тока при сварке. Практически эти загрязнения располагаются на поверхности деталей в виде тонкой несплошной пленки и уменьшают фактическую площадь электрического контакта. В результате увеличивается плотность тока и происходит дополнительное выделение тепла в контактах. В контактах электрод— деталь это сопровождается налипанием металла на рабочую поверхность электродов, образованием выплесков, поджогов и других дефектов. При неравномерном распределении стойких пленок искажается форма и размеры зоны расплавления шва.
Общей задачей подготовки поверхности является создание минимального и стабильного электрического сопротивления в контактах электрод — деталь и стабильного невысокого сопротивления в контакте деталь — деталь. Однако в большинстве случаев при существующих способах очистки деталей обе поверхности получают одинаковые электрические свойства со сравнительно низким электрическим сопротивлением.
Удаление краски и других загрязнений с поверхностей деталей не вызывает затруднений. Более сложной задачей является удаление окислов. Способ удаления окисных пленок с поверхности деталей устанавливается в зависимости от рода свариваемого материала, его состояния, размеров деталей и объема производства. В условиях серийного производства при достаточном объеме сварки применяют химические способы подготовки поверхности—травление. В условиях опытного производства, или когда объем сварки незначителен, может применяться механическая зачистка. Подготовка поверхности деталей из алюминиевых сплавов травлением включает выполнение следующих операций: очистку, обезжиривание и травление.
Для удаления маркировочной краски, слоя смазки и других загрязнений поверхности деталей очищают щетками или проти-98
рают обтирочными концами, смоченными в различных растворителях (бензине, ацетоне и т. п.). Чтобы окончательно удалить жировые пленки с поверхности, детали погружают на 3—5 мин в нагретый до 60—75 °C раствор следующего состава:
Тринатрийфосфат (Na3PO4 КН2О) в г/л 40—60
Стекло жидкое (Na2SiO3 в г/л)......... 25—35
Вода.................................. Остальное
(на 1 л раствора)
При обезжиривании деталей раствор необходимо тщательно перемешивать сжатым воздухом.
Можно обезжиривать детали и в других щелочных растворах, а также при помощи различных растворителей жировых веществ (бензина, ацетона и др.). После обезжиривания в щелочных растворах детали тщательно промывают в теплой проточной воде (при температуре не ниже 25 °C), а затем в проточной холодной воде. После обезжиривания деталей в растворителях достаточно протереть их обтирочными концами без промывки.
Травление деталей применяют с целью удалить с поверхности без растравливания металла относительно толстую с высоким и неравномерным электрическим сопротивлением пленку фазы у, образующуюся во время горячей обработки (прокатки, термообработки) сплавов. После этого на поверхности образуется новая пленка (фазы е), обладающая достаточно низким и равномерным электрическим сопротивлением. Однако в обычных (атмосферных) условиях толщина пленки быстро увеличивается и приобретает неблагоприятные свойства пленки фазы у. Поэтому в состав травильного раствора вводят элементы — пассиваторы, тормозящие процесс нарастания и модификации окисной пленки после травления.
После механической зачистки, а также после травления в щелочных и некоторых других растворах, происходит активизация поверхности деталей (за счет разрушения зерен металла — растравливания) и через короткий промежуток времени они вновь покрываются толстой и неоднородной окисной пленкой. Травление с пассивацией может выполняться в растворах ортофосфор-ной кислоты различных составов. На практике наиболее распространен раствор следующего состава:
Кислота ортофосфорная техническая
Н3РО4 (70%) в г/л............ 110-155
Хромпик калиевый технический
К2Сг2О7 или натриевый Na2Cr»O7 в г/л ....................... 1,5—0,8
Вода........................... Остальное
(на 1 л раствора)
При температуре травителя 50° С продолжительность травления (составляет 7 мин, при 40 °C—10 мин и при 30 °C— 20 мин. При использовании раствора ортофосфорной кислоты окисная пленка набухает и «сползает» с поверхности деталей без 7* 99
какого-либо растравливания. Травление при таком составе раствора происходит за счет смешанного электрического и химического процессов. Для протекания электрического процесса обрабатываемые детали должны иметь электрический контакт с металлическими стенками ванны. Подвески для крупных деталей и корзины для мелких изготовляются из нержавеющей стали. Для равномерного травления расстояние между деталями и от стенок ванны должны быть не менее 40 мм. Для небольших деталей (шириной менее 80 мм) эти расстояния могут быть уменьшены.
Прессованные профили, механически обработанные детали и неплакированные листы перед травлением в ортофосфорной кислоте обрабатывают (травят) в растворе азотной кислоты 25—30%-ной концентрации в течение 1—1,5 ч при температуре 15—25 °C с последующей промывкой в холодной проточной воде. Травление в азотной кислоте применяют для получения на поверхности деталей слоя чистого алюминия (не более 3% от толщины детали), при образовании которого улучшаются условия формирования сварного шва (уменьшается образование наружных выплесков и увеличивается промежуток времени до зачистки электродов).
Протравленные детали тщательно промывают в холодной проточной воде и протирают жесткими волосяными щетками или хлопчатобумажными салфетками. Промытые детали сушат в камерах при температуре до 75 °C или на воздухе, а после сушки хранят закрытыми от пыли, влаги и загрязнений.
В некоторых случаях после травления в ортофосфорной кислоте на поверхности деталей образуются темные пятна и разводы; последние не снижают качества сварки. Если, однако, из декоративных соображений требуется получить светлую поверхность, темные пятна легко удалить погружением деталей в раствор азотной кислоты или последовательным погружением в раствор едкого натра и осветлением в азотной кислоте. Независимо от этого детали после осветления снова обрабатывают в растворе ортофосфорной кислоты и хромпика.
При сварке деталей из сплава АМгб толщиной от 3 мм и выше и особенно при сварке деталей разной толщины (3+1, 3+1,5 и т. п.) часто образуются непровары, связанные с неполным расплавлением алюминиевой плакировки в контакте деталь— деталь. На практике применяется способ стравливания плакировки с обеи.х или с одной стороны деталей. В последнем случае внешнюю сторону деталей во время травления защищают щелочестойкой пастой, состоящей из клея 88, окиси хрома СггОз и растворителя Р-4. После травления пасту удаляют, .а детали подвергают обычному процессу подготовки поверхности.
Контроль полноты удаления плакирующего слоя выполняется визуально, методом сравнения с эталонными образцами. Мато-300
во-серый цвет указывает на то, что плакирующий слой не удален; мелкополосчатая поверхность характерна для случая, когда плакирующий слой остался в углублениях проката. При полном удалении плакировки поверхность деталей имеет равномерный светло-серебристый цвет. Плакирующий слой удаляют перед предварительной сборкой деталей.
Механическая зачистка взамен травления выполняется круглой проволочной щеткой или абразивным полотном мелкой зернистости. Диаметр щетки обычно бывает 120—150 мм, диаметр стальной нагартованной проволоки не более 0,2 мм. Длина свободной (незакрепленной) части проволоки должна быть 40— 50 мм. Число оборотов щетки колеблется от 2000 до 2500 в минуту. В зависимости от условий работы щетка может быть укреплена на дрели, полировальном станке или в специальном приспособлении. Скорость движения щетки по поверхности принимают 60—75 мм1сек при усилии не более 1,5—2 кГ. Механическая зачистка поверхности деталей необходима также перед выполнением повторной сварки в случае исправления дефектных точек и швов, а также перед наложением второго роликового шва, перекрывающего первый. После механической зачистки поверхность деталей обдувают сухим сжатым воздухом.
Подготовку поверхности деталей из магниевых сплавов также выполняют химическими и механическими способами. Химическая зачистка включает: обезжиривание, травление и промывку.
Обезжиривание вследствие пористости защитных пленок из солей хромовой кислоты, которыми для предохранения от коррозии покрывают полуфабрикаты, является одной из главных операций подготовки поверхности деталей из магниевых сплавов. Жировые пленки удаляют тщательной протиркой поверхностей деталей различными растворителями или погружением
их в ванну следующего состава:
Едкий натр (NaOH) в г/л............ 10—15
Жидкое стекло (Na2SiO3) в г/л .... 10
Вода............................... Остальное
(на 1 л раствора)
Температура раствора 60—90 °C, продолжительность обработки 5—15 мин.
Для удаления защитной и естественной окисной пленок детали подвергают травлению в течение 10—30 сек при температуре 70—100 °C в растворе следующего состава:
Едкий натр (NaOH) в г /л............... 300—600
Азотнокислый натрий (NaNO3) в г/л . . 40—70
Азотнокислый натрий (NaNO2) в г/л . 150—250
Вода................................ Остальное
(на 1 л раствора)
101
После травления детали промывают в проточной теплой воде (30—50 °C), а затем в холодной. Пассивирование деталей производится в растворе хромового ангидрида (СггО3) — 150— 250 г!л при температуре 20 °C в течение 7—15 мин с последующей промывкой в проточной теплой и холодной воде. После промывки детали подвергают горячей сушке при температуре 50—80 °C.
В результате химической обработки на поверхности деталей образуется тонкая с постоянными электрическими свойствами окисная пленка, которая сохраняется без изменения (при нормальных условиях хранения деталей) в течение 10 суток и более.
Методы и средства механической зачистки поверхности деталей из магниевых сплавов аналогичны зачистке деталей из алюминиевых сплавов. После механической зачистки детали следует сваривать не позднее чем через 12 ч.
Искусственная окисная пленка на поверхности деталей из алюминиевых и магниевых сплавов обладает высокими изоляционными свойствами и полностью исключает возможность применения точечной и роликовой сварки. При необходимости сварки оксидированных деталей производят местное удаление оксидного слоя с обеих сторон деталей проволочной щеткой или абразивным полотном. Удаление окисной пленки чрезвычайно трудоемкая операция и сопряжено с повреждением поверхности деталей. Более эффективным способом является создание местной защиты поверхности деталей (например, клеем ФЛ-4 и др.) во время процесса оксидирования. После окончания оксидирования защитное покрытие удаляют, а открытую поверхность зачищают проволочной щеткой.
Контроль качества поверхности деталей осуществляют путем проведения периодических измерений величины переходного (контактного) электрического сопротивления двух сложенных внахлестку образцов-свидетелей, которые зажимают между электродами специального пресса или между электродами точечной машины. Усилие сжатия и радиус сферы электродов зависят от толщины образцов. С увеличением толщины деталей увеличивают также усилие сжатия в пределах от 250 до 1500 кГ и радиус сферы от 100 до 200 мм. Электроды изготовляют из медных сплавов (МК, Мц5Б и др.).
Величину контактного (переходного) сопротивления измеряют микроомметром типа М246, ПКС-1 или иными приборами, измеряющими малые электрические сопротивления. При правильном режиме подготовки поверхности деталей величина контактного сопротивления не должна превышать 120 мком в течение всего цикла сварки деталей.
Наряду с проверкой переходного сопротивления ведут постоянный контроль технологического процесса (температуру растворов, время травления), а также состава травильных рас-102
творов. Изменение концентрации травильных растворов (в частности, раствора ортофосфорной кислоты и хромпика) проявляется в изменении электрохимического потенциала ванны, который может фиксироваться электрическими самопис
цами.
Все операции, связанные с очисткой поверхности деталей перед сваркой, а также операции оксидации после сварки проводят в отдельных от общего сварочного цеха помещениях. В этих помещениях должна быть общая приточно-вытяжная вен-
тиляция и местные бортовые отсосы у ванн, где производят обезжиривание, травление, осветление и оксидацию деталей. В некоторых случаях подготовку поверхности перед сваркой и оксидирование выполняют в одном общем помещении. То или другое решение зависит от местных условий данного производства. Планировка помещения для проведения процессов подготовки поверхности перед сваркой деталей из алюминиевых сплавов приведена на фиг. 59.
Защита от коррозии. Наличие нахлестки в соединениях при точечной и роликовой сварке усложняет процесс антикоррозионной защиты сварных узлов. При лакокрасочных покрытиях под нахлесткой в
Фиг. 59. Планировка специального помещения для подготовки поверхности деталей перед сваркой:
1 — стеллажи для хранения деталей; 2 — стеллаж для предварительной очистки поверхности деталей; 3 — обезжиривание; 4 — промывка горячей водой; 5 — промывка холодной водой; 6 — травление в азотной кислоте; 7 — травление в растворе едкого натра; 8 — травление и пассивирование; 9 — сушильная камера; 10 — контроль электрического сопротивления; 11 — монорельс для транспортировки деталей.
процессе эксплуатации может
образоваться скопление влаги и других продуктов, вызывающих местную коррозию металла. Коррозию под нахлесткой мо
гут вызывать также остатки щелочных и кислотных растворов после электрохимической обработки сварных узлов анодной оксидацией в растворе серной кислоты.
Для предохранения от 'коррозии узлов, не требующих последующей анодной оксидации, под нахлестку вводят грунт марки АЛГ-12 или АЛГ-1 и сваривают по сырому грунту. При необходимости анодной оксидации узлов из высокопрочных алюминиевых сплавов в растворе серной кислоты, для предохранения от затекания коррозионно-активных растворов, зазор под нахлесткой предварительно заполняют клеевой массой. Кроме роли заполнителя зазора, клей оказывает благоприятное влияние на повышение статической и циклической прочности сварных конструкций (см. гл. VI).
103
Хорошие результаты дает применение клеев горячего тверж-дения: ФЛ-4С (спирто-ацетоновый раствор совмещенной фури-ловофенолоацетальной смолы) и ВК-1, обладающих повышенной теплостойкостью.
Клеи стойки в щелочах и кислотах (в пределах концентраций, применяемых при анодном оксидировании), обладают хорошей адгезией с поверхностью плакированных и неплакиро-ванных алюминиевых сплавов, коррозионно-неактивны к алюминиевым сплавам в жидком и отвержденном состоянии, достаточно эластичны в отвержденном состоянии, теплостойки и не токсичны.
Клееоварные конструкции изготовляют в двух технологических вариантах: нанесением клея под нахлестку до сварки с последующей сваркой по сырому клею и с нанесением клея после сварки. В первом случае клей должен обладать достаточно длительной жизнеспособностью. Так, например, при использовании клея ФЛ-4С разрешается производить сварку в течение не более 8 часов с момента его нанесения. Однако это условие выполнимо лишь при быстром совмещении покрытых клеем деталей и при температуре помещения не более 15—20 °C. При длительном открытом пребывании покрытой клеем поверхности и при повышении температуры помещения этот срок резко сокращается.
Клей должен иметь вязкость в пределах 50 сек (по вискозиметру Форда — Энглера 36, сопло № 217, 50 сек), при загустении его разбавляют этилацетатом или ацетоном. Хранить клей можно только в закрытой стеклянной таре в течение шести суток.
Клей наносят на одну из сопрягаемых деталей кистью тонким и ровным слоем. Режим сварки по сравнению с обычным отличается некоторым увеличением усилия сжатия электродов на 10—20% и снижением сварочного тока на 10—15°/0.
Значительно более рациональна технология, при которой клеи наносят после сварки специальным шприцем. При этом клей располагается в виде небольшого валика у кромки нахлестки. За счет хорошего смачивания поверхности и возникающего капиллярного давления клей быстро проникает в зазор под нахлестку и полностью его заполняет. При точечной сварке клеевой валик достаточно располагать с одной стороны шва, при роликовой — с двух сторон. Для лучшего проникания клея в зазор целесообразно изделие после нанесения клея наклонять на угол 30—40° к горизонту. Глубина проникания клея в зазор нахлестки достигает 50—100 мм.
При большей величине нахлестки или при наличии карманов вариант технологии с нанесением клея после сварки невозможен.
Часто для улучшения адгезии клея с металлом поверхности зачищают вращающейся проволочной щеткой и обезжиривают растворителем (этилацетатом или ацетоном).
104
Спустя не менее 24 ч после нанесения клея узел следует подвергнуть следующему режиму нагрева в электрических печах:
1) заложить узел в п.ечь, нагретую до 40 °C;
2) в течение 2 ч довести температуру печи до 80 °C и выдержать узел при этой температуре 1 ч;
3) в течение 0,5 ч повысить температуру печи до 120 °C и выдержать узел 2,5 ч;
4) в течение 0,5 ч довести температуру печи до 140 °C и выдержать узел при этой температуре 0,5 ч;
5) вынуть узел из печи и охладить на воздухе.
Для предохранения от вытекания клея во время термообработки сварной узел желательно располагать горизонтально или с небольшим уклоном (не более 10—15°). После термообработки сварной узел подвергают обычному процессу электрохимической анодной оксидации в растворе серной кислоты (анодированию).
Перед термообработкой клея, а также перед анодированием проверяется наличие клеевого валика (галтели) вдоль всей кромки нахлестки. Равномерность заполнения клеем зазоров под нахлесткой можно проверить рентгеновским просвечиванием, совмещая эту операцию с определением качества сварных швов (см. гл. VI). Не исключена возможность применения клеев холодного тверждения, например клея КС-609.
Процессы зачистки поверхности и нанесения клея после сварки легко механизировать. В первом случае используется передвигающаяся вдоль шва по шаблону с прорезью ручная каретка с вращающейся проволочной щеткой. При нанесении клея шприц устанавливают на самоходную тележку, а подача клея из шприца осуществляется сжатым воздухом.
Часто вместо сернокислотного анодирования применяют анодирование в растворе хромовой кислоты. В этом случае электролит оказывает пассивирующее действие на поверхность алюминиевых сплавов и предварительное заполнение зазоров под нахлесткой не требуется. Недостатком анодирования в хромовой кислоте является сравнительно малая толщина окисной пленки — 2,5—5 мк (при сернокислотном анодировании толщина пленки может быть доведена до 10 мк).
Кроме электрохимических процессов оксидации сварных узлов из алюминиевых сплавов, применяются также чисто химические процессы. Так, например, известны химические процессы покрытий по методам Алодин (США) и Алокром (Англия). Покрытие, полученное этими методами, может иметь толщину 2,5—10 мк. Покрытие создается при погружении сварных узлов в соответствующие растворы или наносится распылением. При химической оксидации по рассмотренным методам какого-либо предварительного заполнения зазора в нахлестке не требуется. Известно также использование вместо оксидации специальных высокоадгезионных лакокрасочных покрытий. Эти покрытия иногда сочетаются с частичной полировкой поверхности.
105>
Защита от коррозии деталей после стыковой сварки производится по общей технологии, предусмотренной для данной марки материала и типа изделия.
Прихватка. Для придания окончательно собранным деталям перед точечной и роликовой сваркой необходимой жесткости с сохранением основных размеров, а также для уменьшения коробления производится прихватка на стационарных точечных или роликовых машинах. В последнем случае прихватывают при неподвижных роликах одиночными импульсами сварочного тока. Известны случаи прихватки на подвесных машинах. Однако большой вес этих машин (в случае сварки легких сплавов) ограничивает рациональную область их использования.
Для сохранения заданных размеров сварного узла прихватку наиболее рационально выполнять при общем закреплении деталей в сварочных или сборочных приспособлениях. Чем больше толщина и общая жесткость деталей, а также чем меньше зазоры между деталями, тем шаг прихватки может быть больше. Обычно шаг прихватки устанавливается в пределах 70—150 мм. При сварке герметичным роликовым швом при наличии зазоров во избежание «набега» металла шаг прихватки уменьшают до 30—40 мм. Иногда при сборке крупногабаритных деталей зазоры выявляются только после прихватки; в таких случаях для более равномерного распределения зазоров шаг прихватки также уменьшают. Прихватку протяженных прямолинейных деталей производят от середины к краям, равномерно распределяя образующиеся зазоры.
При точечной сварке прихватку ведут по осевой линии шва. а прихваточные точки при этом совмещают с местами расположения сварных точек. При роликовой сварке прихваточные точки располагают по оси или несколько в стороне, если это позволяет ширина нахлестки. В узлах, работающих при вибрационной нагрузке, ставить прихваточные точки в стороне от оси роликового шва не рекомендуется. Прихваточные точки перед роликовой сваркой не должны иметь сильных вмятин и других дефектов.
Режимы прихватки деталей, свариваемых точечной сваркой, совпадают с режимами точечной сварки. Режимы прихватки перед роликовой сваркой обычно отличаются от режимов точечной сварки некоторым снижением сварочного тока (на 10— 15%). Диаметр ядра прихваточной точки должен быть не менее трех толщин наиболее тонкой свариваемой детали. При сопряжении деталей с переменной кривизной в первую очередь при хватывают участки с наименьшим радиусом. Для устранения образующихся после прихватки зазоров и коробления в некоторых случаях применяют правку.
Сварка. Технологический процесс сварки определяет прочность соединения, поэтому для получения хорошего качества сварки необходимо правильно выполнять и поддерживать по-106
Фиг. 60. Макроструктура точек и швов деталей из алюминиевых сплавов:
а — сплав Д16АТ, толщина 6 + 6 мч. X 1,5; б — сплав АМгб, толщина
4 + 4 мм. X 3.
стоянными: параметры режима сварки, подготовку поверхности, сборку, технику сварки (правильное размещение деталей при сварке, отсутствие прогиба электродов и т. п.).
В связи со сложностью и многообразием факторов, влияющих на процесс формирования сварного шва, не разработаны еще инженерные методы расчета, при помощи которых можно было бы с достаточной точностью вычислять необходимые параметры режима сварки. Поэтому последние выбираются экспериментально.
Режим точечной и роликовой сварки обычно выбирают и проверяют на образцах технологической пробы, которые по толщине, марке материала, подготовке поверхности, а иногда и по форме аналогичны свариваемым деталям. Правильность выбранного режима проверяют путем проведения комплекса испытаний образцов (см. гл. V). Режим сварки зависит от ряда физических и механических свойств сплавов, из которых изготовляют свариваемые детали и в первую оче-ред от электросопротивления и
предела текучести при повышенных температурах. В соответствии с этим легкие сплавы можно разделить на три группы:
I группа — сплавы Д16АТ, Д20АТ, В95АТ, АМгб и др. (ст02 = = 164-42 кГ/мм2, р= 0,064-0,07 ом • мм2)м);
II группа — сплавы Д16АМ, Д20АМ, Д19АМ, В95АМ, АМг, АМц и др. (пог = 104-13 кГ/мм2, ?= 0,044-0,05 ом • мм2/м);
III группа — сплавы MAI, МА2, МА8 и др. (о02 = = 114-16 кГ/мм2, р = 0,054-0,12 ом • мм2/м).
Для каждой группы сплавов в зависимости от толщины деталей применяются наиболее рациональные варианты совмещенных графиков сварочного тока, усилий сжатия электродов (табл. 6), а также параметры, регламентирующие режимы сварки (табл. 7—11). Таблицы режимов составлены.на основе обработки экспериментальных данных по сварке на машинах различных типов. Указанные режимы сварки обеспечивают получение соединений без дефектов (фиг. 60) с размерами точек и роликовых швов в пределах норм, приведенных в табл. 5.
Сварка на указанных режимах выполняется с применением электродов со сферической рабочей поверхностью (см. табл. 18).
107
Для однофазных машин переменного тока в таблицах приводится действующее значение сварочного тока; для низкочастотных и конденсаторных машин — амплитудное значение. Индексы параметров, указанные в таблицах режимов сварки, соответствуют обозначениям, принятым в табл. 6. Для сварки сплавов первой группы, обладающих повышенной склонностью к образованию выплесков и трещин, установлены относительно высокие значения усилий сжатия.
Ввиду того что площадь касания ролика с деталью несколько больше, чем при точечной сварке электрода с деталью, и происходит значительное шунтирование тока через ранее сваренные участки шва при роликовой сварке, по сравнению с точечной,, увеличивают на 5—10% величину усилия сжатия и на 15—25% значение сварочного тока.
Приведенные режимы сварки для каждой группы ориентированы на сплавы со средними значениями предела текучести и удельным электросопротивлением. Такими сплавами являются: для I группы — Д16АТ, для II группы — АМцАМ, а для III группы — МА8. При сварке сплавов с некоторыми отличиями в свойствах исходные режимы сварки следует несколько корректировать. Так, например, для I группы при сварке сплава В95АТ (с наиболее высоким пределом текучести) для обеспечения одинаковой со сплавом Д16АТ степени деформации металла в сварочном контакте усилие сжатия должно быть на 15—20% увеличено. Сплав В95АТ имеет несколько пониженное удельное электросопротивление, в связи с этим для выделения необходимого количества тепла в контакте требуется повышение плотности тока, что достигается увеличением (на 5—10%) значения сварочного тока.
При сварке сплавов типа АМгб усилие сжатия несколько повышают, не изменяя значения сварочного тока. Величина ковочного усилия регулируется в зависимости от склонности сплава к трещинообразованию.
При сварке конструкций вследствие возможного дополнительного шунтирования тока, наличия зазоров и т. п. режимы сварки, приведенные в табл. 7—11, могут также подвергаться корректировке. Так, при уменьшении шага между точками сверх допустимых размеров (см. табл. 5) сварочный ток следует увеличивать.
При наложении второго роликового шва с перекрытием первого величина тока также несколько увеличивается.
Приведенные режимы точечной и роликовой сварки являются в основном достаточно жесткими и обеспечивают высокое качество сварных швов. В некоторых случаях при невозможности обеспечения значений сварочного тока и усилий сжатия, указанных в табл. 8—10 (например, при необходимости применять фигурные электроды), могут быть использованы режимы с меньшими значениями этих параметров. При этом увеличивают 108
Таблица 6
Циклограммы режимов точечной сварки легких сплавов
№ режима Характер изменений усилий и тока Тип сварочной машины
1
Однофазная переменного тока
ШМ1ТШ
2
3
*
а
То же
ЯШМ
4
-4- tcn
»
5
fcl.
Трехфазная низкочастотная
109
П родолжение табл. 6
№ режима
Характер изменений усилий и тока
Тип сварочной машины
Трехфазная низкочастотная
То же
Конденсаторная
г
1
Трехфазная низкочастотная
110
Таблица 7
Ориентировочные режимы точечной сварки деталей из алюминиевых сплавов иа машинах с диафрагменным приводом усилия сжатия электродов (МТИП и МТПГ)
Толщина деталей в мм I группа сплавов 1 I группа сплавов Примечание
№ режима (см. табл. 6) Параметры усилия сжатия электродов Параметры тока режима (см. табл. 6) Параметры усилия сжатия электродов Параметры тока
Сварочное начальное рсв. н <Fce> в к Г | Сварочное конечное Fce. к в кГ Увеличение сварочного усилия tcg к в сек Ковочное F в кГ : Включение ковочного усилия tK в сек Основной импульс Дополнительный импульс Сварочное в кГ | Ковсчное F в кГ Включение ковочного усилия t в сек Амплитуда 1св_ м в ка Длительность t в сек
Амплитуда ^св. м в ка 1 Длительность % в сек Начало им- | пульса t 1 в сек Длительпость! ‘доп всек Амплитуда ^доп. м в ка
0,84-0,8 6 350 500 0,06 26 0,04 . 5 200 . 25 0,04
1 , 0+1,0 6 400 —— —- 800 0,06- 29 0,04 __ 5 250 29 0, 04
i, 5-j- i f ь 6 500 — 1 400 0, 08 41 0, 06 — к 35 0 35 0, 06
2, O-j-2, 0 6 700 — — 1 900 0, 12 50 0, 1 0 5 500 45 0,10
2» 54'2, 5 6 900 —— — 2 600 0, 16 59 0,14 5 650 49 0, 14
3,0+3,0 6 1200 —- —-» 3 200 0,20 64 0, 16 __ 6 800 2200 0, 20 57 0,16
з 154~ ь, ь 6 2000 — — 4 400 0, 26 72 0,18 __ 6 900 2400 0 ,• 24 65 0,18
4 , O-j-4,0 6 2800 —- 6 000 0, 28 85 0, 20 6 1000 2600 0, 26 72 0,20
5 , O-j-b , 0 7 1500 4500 0, 10 8 700 0,38 130 0, 26 0, 10 0, 1 6 60 __ __ Жесткие
6,04-6,0 7 2200 6000 0, 12 1 1 500 0,44 155 0,30 0 , 12 0,2 70 __ режимы
7,0+7,0 7 2750 7000 0,14 15 000 0, 52 170 0,36 0 , 14 0,2 75
0,5-j-0,5 10 200 — __ __ . 20 0, 02 __ 0,04 12 __ .
0,84-0,8 10 300 700 0, 06 25 0, 04 —_ 0, 08 15 -
I , 0+ 1,0 10 400 —— __ 800 0,08 29 0,04 0, 08 18
1 , b-j- I , b 10 500 —— 1 100 0, 12 40 0, 06 __ 0, 12 20 .
2, 0+2, 0 10 800 1 800 0, 14 5 5 0, 08 0, 16 25 .
2, b-j-2, Ь 10 1200 — 2 800 0, 18 0, 10 0,20 32
3,0+3, 0 10 1500 — — 3 600 0, 20 73 0, 12 — 0,24 37 — — — — — —
1 ,5+1 ,5 6 400 1 000 0, 16 31 0, 12 . —
2,0+2,0 6 600 —- 1 600 0, 24 34 0, 20
2 , b-j- 2 , Ь 6 . 800 — — 2 200 0, 28 40 0, 24 Мягкие
3,0+3, 0 6 1000 — 3 000 0,3 4 45 0, 28 __ —. режимы
8 , b-j- «3 , ь 6 1600 — — 4 000 0,4 0 52 0, 30 __ —
U,0+4,0 6 2100 — — 5 300 0,46 60 0, 36 — — — — — — — — —
я
to — о о О СП о 00 СП 4- + + + + Ю — —‘ о о О СП О 00 СИ Толщина деталей > мм Таблица 8 Режимы точечной сварки алюмннйевых сплавов на однофазных Машинах переменноготока с модулятором и без модулятора тока, с ковочным и без коночного усилия сжатия эле р д (. , )
ЮЛ^СО.-— ГО 4^ се —‘ СО*— СО —* СО — № режима (см. табл. 6) I группа сплавов
Qi О ~4 00 4> 4> rJ1 Q со 4^ COCO to ГО СЛ СЛ Со СП Си Си СП спел ОСЯ ого оооо оооо оо о о о о Сварочное fee в кГ Параметры усилия сжатия электродов
g|l | §81 III III Ковочное FK в кГ
О О о о ьосо 1 1 го 1 1 II 1 II. 4^ ГО- 00 4^ Начало ковочного усилия tK в сек
со со со ее го го to се го to *— — •— — ГО •— со СП 00 -4 О О СО 4^ Oot0 Qi "4 Действующее значение 1св $ в ка Параметры тока
о о о о о о о 1 о о 1 1 о о 1 о 1 "о 1 о 1 00 00 О О 4^ 4^ Длительность нарастания tH в сек
ОООО оооо оо о о о о ГО to ГО to — «— — *- — W- Н-* ►— оо ОООО QCCC ГОЮ ОО 00 00 Длительность сварки tce в сек
о о о о о о о 1 -- 1 I ~~ 1 - 1 - 1 С| 00 00 ОО 4^ 4^- Ю Длительность спада tcn в сек
1 1 «>- 1 1 1 - 1 - 1 - 1 - № режима (см. табл. 6) 11 группа сплавов
1 1 оо 1 1 1 “ 1 S 1 S 1 « о о оооо Сварочное Fce в Параметры усилия сжатия электродов 1
118! 1 1 1 I II II II Кепочное FK в кГ
1 1 1 Illi II II II ю Включение ковочного усилия iK в сек
16 18 22 27 32 30 Действующее значение 1св^ в ка Параметры тока
О О оооо | 1 1 1 Г- | - 1 - | -о 00 00 4*. Ю О 00 Длительность импульса tce в сек
Таблица 9
Режимы точечной сварки магниевых сплавов (III группа)
Тип сварочной машины Толщина деталей в мм Хе режима (см.^табл. 6) Ток I -св. д (/ ) в ка св. м Длительность импульса t в сек Усилие сжатия электродов в кГ Начало ковочного усилия i в сек к
МА 8 МА1 сварочное F св ковочное’ F к
Однофазные 0,8+0,8 1 18 17 0,08 250 —
переменного 1+1 1 21 19 0,10 300 —
тока (МТП) 1,5+1,5 1 25 23 0,12 350
24-2 1 28 26 0,14 500 —
2,54-2,5 1 31 29 0,18 550 —
Трехфазные 24-2 6 42 40 0,14 500 1000 0,18
низкочастотные 2,54-2,5 6 45 42 0,18 550 1500 0,22
(МТИП, 34-3 6 49 46 0,24 650 2200 0,3
МТПТ) 4+4 6 54 51 0,28 800 2600 0,36
Режимы точечной сварки алюминиевых сплавов на конденсаторных машинах
Таблица 10
1 Группа сплавов Толщина листов в мм № режима (см. табл. 6) [ Радиус сферы электродов в мм Усилие в кГ Начало кевечного усилия t в сек Тск гсв. м в Ка Длительность импульса в се к Настройка машины типа МТК-75 (коэффициент трансформации 40)
1 сварочное ^св ! ковочное FK t Т Напряжение конденсаторов в в Емкость батареи в мкф
о,3+о,3 8 25/25 120 16,0 0,006 0,021 360 8 400
0,5+0,5 8 25/25 200 — — 20,5 0,012 0,027 320 16 800
0,84-0 8 9 50/50 300 500 0,034 27,5 0,014 0,039 360 25 200
I 1+1 9 75/75 400 800 0,041 30,5 0,018 0,046 340 33 600
1,5+1,5 9 100/100 100/100 600 1400 0,065 48,0 0,026 0,068 360 84 000
24-2 9 800 2100 0 084 55,0 0,028 0,074 380 109 200
2,54-2,5 9 150/150 1000 3000 0,127 67,0 0,038 0,104 400 176 400
0,34-0,3 8 25/25 80 15,0 0,006 0,021 340 8400
0,5+0,5 8 25/25 120 — — 20,5 0,012 0,027 320 16 800
0,84-0,8 8 50/50 190 — — 28,0 0,018 0,046 320 33 600
II 1+1 8 50/50 250 — — 32,5 0,019 0,050 340 42 000
1,5+1,5 8 75/75 400 — — 44,0 0,024 0,064 360 • 67 200
2+2 9 75/75 550 1000 0,084 54,0 0,026 0,078 380 100 800
2,5+2,5 9 100/100 700 1400 0,118 65,0 0,032 0,100 400 168 000
8 Зак. 1318
113
Таблица 11
Режим роликовой сварки алюминиевых сплавов
Тип машины Толщина деталей в мм Сварочный ток в ка Длительность импульса в сек Усилие сжатия роликов в кГ Шаг сварки в мм Число включений тока в минуту
I группа сплавов 11 группа сплавов I группа сплавов 11 группа сплавов
14-1 43 42 0,08 500 300 1,5 180—150
МШШИ-400 1,5+1,5 50 47 0,08 550 350 2,5 180—150
2+2 55 53 0,12 750 650 3,8 125—100
2,54-2,5 58 56 0,14 900 750 4,2 105— 95
1 + 1 44 43 0,08 500 300 1,5 180—150
1,5+1,5 51 48 0,08 550 350 2,5 180—150
МШШТ-600 24-2 57 55 0,12 750 650 3,8 125—100
2,5-42,5 60 58 0,14 950 750 4,2 105— 95
з+з 85 80 0,16 1300 950 5,4 95— 75
2+2 57 55 0,12 750 650 3,8 125—100
МШШТ-1000 2 54-2 5 60 58 0,14 950 750 4,2 105— 95
'з+з' 85 80 0,16 1300 950 5,4 95— 75
4-J-4 110 95 0,20 3000 1300 8,0 75— 60
Однофазные 0,5+0,5 0,84-0,8 19 18 0,04 250 200 1,0 200
переменного 21 20 0 04 300 220 1,2 200
тока (с шаговым 1+ 1 26 25 0,06 450 250 1,5 150
механизмом) 1,24-1,2 32 30 0,08 500 300 2,0 150
1,5+1,5 36 34 0,10 700 350 2 5 120
Однофазные 0,5+0,5 — 19 0,04 — — 200 200
переменного 0,8+0,8 — 21 0,04 — — 220 200
тока (без ша- 1 +1 — 26 0,06 — — 240 150
гового меха- 1,2+1,2 — 32 0,08 — — 300 150
низма) 1,5+1,5 — 35 0 10 — — 330 120
длительность протекания сварочного тока («мягкий» режим). Для первой группы сплавов мягкий режим сварки приведен в табл. 7. Однако переход на мягкие режимы сопровождается некоторым снижением качества сварного соединения: расширяется область и увеличивается степень неблагоприятных структурных изменений металла шва; из-за длительного пребывания металла в нагретом состоянии увеличивается степень пластической деформации и зазор между деталями; в связи с активным теплоотводом и перегревом электродов быстрее загрязняются их рабочие поверхности; расширение области нагрева вызывает большее коробление деталей.
Точечную сварку малоответственных узлов (в которых по техническим условиям допускаются внутренние и наружные макродефекты) можно производить как на жестких, так и на мягких режимах без применения ступенчатых графиков усилий 114
сжатия и специального программирования импульсов сварочного тока. Для повышения производительности и эксплуатационной стойкости электродов точечную сварку выполняют на роликовых машинах. В этом случае в основном используются режимы точечной сварки с некоторым (на 5—10%) увеличением сварочного тока и усилия сжатия.
Шаг между точками при непрерывном вращении роликов устанавливается путем соответствующего подбора скорости вращения и паузы между импульсами.
На условия стыковой сварки также существенное влияние оказывает состав сплава, размеры и форма сечения деталей. В табл. 12 приведены ориентировочные режимы сварки оплавлением алюминиевых сплавов. Так, например, скорость осадки при сварке сплава АМгб может быть значительно ниже, чем у сплава АКб. Это, очевидно, связано с различием в величине поверхностного натяжения расплавленного металла. Сплав АМгб имеет меньшее поверхностное натяжение, что способствует более легкому разрушению перемычек и образованию кратеров небольшой глубины, быстро закрываемых при осадке; интенсивное испарение магния, в свою очередь, облегчает процесс разрушения окисной пленки.
Сварка деталей большого сечения затрудняется ввиду повышенного отвода тепла от стыка в глубь деталей, что тормозит процесс расплавления и разрушения перемычек. Для предупреждения этого применяют предварительный подогрев деталей током, который осуществляют при замкнутых торцах; затем их несколько разводят и начинают процесс оплавления.
Размеры и форма сечения двух свариваемых деталей должны быть на некоторой длине одинаковыми для получения равномерного их разогрева. При сварке конструкций замкнутой формы (шпангоуты, кольца и т. д.) режимы сварки по току должны быть несколько повышены с учетом потерь на шунтирование. В отдельных случаях для уменьшения шунтирования повышают индуктивное сопротивление введением на пути шунтирующего тока больших ферромагнитных масс.
Методом оплавления можно удовлетворительно сваривать алюминий с медью. Вследствие разных температур плавления и теплопроводности этих материалов алюминий оплавляется в 4—5 раз быстрее меди. Поэтому установочная длина для деталей из алюминия берется в 8—10 раз больше, чем для медных. При сварке алюминия с медью в стыке возможно образование соединения СиА12, которое в момент осадки необходимо удалить из стыка во избежание охрупчивания.
Из-за специфических особенностей стыковой сварки алюминиевых сплавов к сварочному оборудованию предъявляются следующие требования: достаточно большой ток короткого замыкания, высокие скорости оплавления и осадки, большие усилия сжатия.
8*
1 15
116
Таблица 12
Ориентировочные режимы стыковой сварки оплавлением алюминиевых сплавов
Параметры режима Алюминиевый пруток диаметром в мм Пластины толщиной в мм Трубы из АМгЗМ диаметром 40—45 мм, толщиной стенки 1—2 мм
Алюминий АК6 АМгб Д16
20 25 30 38 4-5 5-8 4 6 4-7 3—5 5-8
Установочная длина в мм 38 43 50 65 25—30 40—45 12 14 13 25—30 40—45 26
Напряжение холостого хода в в . . . — — — — — — 6 7,5 10 • — 8,5 2,85
Припуск на оплавление в мм .... 17 20 22 18 15 22 8 10 14 15 22 12
Длительность оплавления в сек . -. . 1,7 1,9 2,8 5,0 2,3 5,5 1,2 1,5 5,0 3,0 7,0 —
Средняя скорость оплавления в мм/сек 11,3 10,5 7,9 5,6 6,5 4,0 5,8 6,5 2,8 5,0 3,0 12
Максимальная скорость оплавления в мм/сек — — — — 14,5 10,5 15,0 15,0 6,0 и.о 8,0 —
Припуск на осадку в мм 13 13 14 15 5-6 6-8 7,0 8,5 12,0 5-6 6-8 4
Скорость осадки в мм ' 150 150 150 150 200 200 150 150 200 150 150 200
Осадка под током, в мм 6,0 6,0 7,0 7,0 — — 3,0 3,0 6-8 — — —
Удельное давление осадки в кг/ммг . . 16,4 12,7 19,0 12,0 12 14 18—20 20-22 13 10—16 16 28,0
Максимальный ток в а __ 58 000 63 000 63 000 63 000 29 000
При устойчивом оплавлении до 80—90% потребляемой мощности расходуется на оплавление и значительная часть энергии идет на нагрев расплавленного металла. При этом мощность вовремя сварки составляет 18—20% от мощности при коротком замыкании.
Отмечено, что устойчивость процесса оплавления повышается при уменьшении активного и индуктивного сопротивлений сварочного контура. При сварке оплавлением алюминиевых сплавов удельная мощность не сильно отличается от удельной мощности при сварке сталей. Повышенная же мощность стыковых машин определяется большой мощностью, необходимой при осадке. Осадка должна проводиться при удельной мощности, в 5—6 раз превышающей мощность при оплавлении.
Чтобы обеспечить большие скорости оплавления и осадки, машины должны быть оборудованы приводом давления соответствующего типа и иметь по возможности малое трение в направляющих (роликовых опорах). Электроды, зажимы и система привода должны гарантировать строгую соосность свариваемых деталей. В связи с этим, например, при сварке тонкостенных труб допустимая величина смещения не должна превышать 5—8% от толщины стенки.
При сварке труб большого диаметра на характер оплавления может оказать влияние несимметричный относительно оси деталей подвод сварочного тока, вследствие чего плотность тока по сечению деталей неодинакова, что может привести к неравномерному оплавлению. Поэтому для устранения такого явления следует делать симметричный токоподвод.
Коробление, правка и механическая доработка. В процессе сварки наблюдается искажение размеров узла, вызываемое короблением. Основными причинами коробления при контактной сварке являются: зазоры в местах сварки, усадка металла ь сварном шве, пластическая деформация зоны сварки, сдвиг деталей относительно друг друга при формировании шва, неправильное положение узла при сварке, отсутствие предварительного закрепления (прихватки) деталей и неправильный порядок сварки.
Зазоры являются результатом отсутствия взаимозаменяемости деталей, а также дефектом предварительной сборки. Наличие зазоров при сварке вызывает образование вмятин. Так, например, при изготовлении тонкостенных емкостей с приваркой к обечайке жесткого шпангоута зазор вызывает образование кольцевой вмятины в результате общего уменьшения диаметра по линии шва (фиг. 61). Арестное коробление от зазоров может быть уменьшено путем его равномерного распределения по периметру (фиг. 62).
Равномерное распределение зазора особенно существенно при роликовой сварке, когда в силу особенности этого процесса излишний металл скапливается в одном, месте, в конце шва. Для
117
уменьшения коробления в последнем случае рекомендуется уменьшить шаг между прихватками, что также необходимо и при сварке плоских панелей с наличием «жестких» (неустраняемых легким нажатием) зазоров.
Кроме искажения размеров узла, зазоры часто вызывают вырыв точек на участках сопряжения деталей с малым радиусом кривизны, а также выплеск за счет снижения удельного давления в контакте деталь — деталь в жестких конструкциях. Тугая посадка деталей может вызвать непровары из-за шунтирования тока.
5)
Фиг. 62. Роликовая сварка кольцевых швов при нали-
Фиг. 61. Коробление обечаек после озарки со шпангоутом при .наличии зазоров:
1 — обечайка: 2 — свзрной шов; 3 — шпангоут; d — исходный диаметр обечайки.
чии зазоров:
a — неправильно; не было предварительной прихватки; излишний металл собрался в конце шва; б — правильно; благодаря прихватки излишний металл равномерно распределен по всему периметру.
В результате несвободного расширения и сжатия металла в процессе неравномерного нагрева и охлаждения в области сварного шва возникают местные усадочные напряжения и деформации сжатия. Из-за вытеснения части металла в промежуток между деталями вокруг сварной точки образуется местный кольцевой зазор (фиг. 63). Суммарная деформация сжатия от усадки, а также вспучивание деталей при точечной сварке от кольцевого зазора вызывают наибольшее сокращение длины детали по линии шва. Так как при этом соседние участки деталей сохраняют исходные размеры, образуются как бы излишки металла, в связи с чем появляется коробление. Усилие электродов стремится вызвать деформацию местного растяжения в зоне сварки. Эта деформация в значительно?! мере компенсирует деформации сжатия от усадки. В частности, это является одной из причин малого коробления узлов, свариваемых точечной и роликовой сваркой по сравнению с другими видами сварки без приложения давления.
При сварке легких сплавов вследствие их малой теплостойкости деформации растяжения часто превышают деформации сжатия. Особенно это заметно при сварке с ковочным усилием, когда вместо сокращения общей длины вдоль линии шва наблюдается удлинение. При сварке листов с продольным и поперечив
ным набором коробление от неуравновешенных деформаций сжатия и растяжения вызывает образование хлопунов, т. е. участков площади, ограниченных контуром жесткости, в которых лист теряет продольную устойчивость (фиг. 64).
Для уменьшения коробления подбирают режимы сварки, при которых в наибольшей степени удается уравновесить напряжения сжатия н растяжения, не ухудшая при этом качества сварного шва. Это удается получить путем варьирования величины ковочного усилия и режима охлаждения деталей. Правильность установленного режима сварки (с точки зрения возникновения коробления) проверяется путем измерения длины плоских образ-
Фиг. 63. Схема коробления от усадки при точечной сварке:
] — область образования зазоров между деталями; стрелками показано направление усадочных напряжений, вызывающих общее уменьшение длины деталей вдоль линии шва.
Фиг. 64. Образование х.топу-на, стрелками показано направление усадки:
1 - лист; 2 - каркас.
нов (обычно размером 40x500 мм) до и после сварки. Сокращение длины указывает на преобладание деформаций сжатия, а увеличение — на преобладание деформаций растяжения. В соответствии с полученными результатами режим корректируется. В первом случае несколько увеличивается ковочное усилие или уменьшается скорость охлаждения деталей. Усадка считается допустимой, если изменение длины образца составляет не более ±0,1 мм на 1 пог. м шва.
Коробление при точечной сварке возникает также при смещении электродов друг относительно друга в момент приложения усилия сжатия деталей. Под действием этого усилия нижняя и верхняя консоли и передняя стенка машины прогибаются и электроды смещаются; размер смещения зависит от величины прогиба, длины консолей и высоты электрода и электрододержа-телей. При относительном смещении электродов вследствие трения между ними и свариваемой деталью возникают сдвигающие усилия, которые могут привести к значительному взаимному сдвигу деталей. При сварке легких сплавов в результате значительного вдавливания электродов в свариваемый металл смещение деталей может происходить и после выключения сварочного тока, во время приложения ковочного усилия.
119
В зависимости от жесткости деталей и степени относительно-
го перемещения электродов могут быть различные варианты коробления. Так, например, при жесткой нижней детали и перемещении верхнего электрода (в данном случае нижняя консоль более жесткая) происходит выпучивание верхнего листа (фиг. 65); при тех же условиях перемещения электродов и одинаковой жесткости верхней и нижней деталей будет происходить общий изгиб сварного узла (фиг. 66). Направление изгиба при этом будет зависеть от направления пе-
Фиг. 65. Коробление верхней детали при сдвиге верхнего электро-
ремещения узла при сварке относительно сварочной машины. При движении «из машины» детали изгибаются выпук-
ла: лостью вверх, при движении «в маши-
а — сдвиг верхнего электрода; 1 — деформированная верхняя деталь; 2 — жесткая деталь-угольник.
ну» — выпуклостью вниз; при направлении сварки перпендикулярно плоскости рабочего пространства машины будет минимальное коробление.
Для снижения коробления следует добиваться минимального взаимного перемещения электродов. Это можно обеспечить
выравниванием жесткости нижней и верхней электродно-консольной системы сварочной машины, например регулированием
Фиг. 66. Коробление двух нежестких деталей при сдвиге верхнего электрода:
а — коробление при движении «из машины»; б — коробление при движении «в машину».
высоты плоскости сварки (фиг. 67), а также путем общего увеличения жесткости консолей, электрододержателей и электродов.
Коробление, возникающее из-за сдвига электродов, определяется по величине изгиба плоских образцов, свариваемых в каком-либо выбранном направлении: «в машину» или «из машины». При этом должен быть установлен режим сварки, компенсирующий деформации сжатия и растяжения.
Если узел в процессе прихватки или сварки провисает, то вследствие различной жесткости деталей между ними может об-120
Фиг. 67. Устранение взаимного перемещения электродов при аварке: а — неправильное (при различной жесткости электрод одержателей взаимное
перемещение электродов
имеет место); б—правильное (одинаковая жесткость
эл ектродо держа те л е й, вз а -
имное перемещение электродов отсутствует).
разоваться зазор. Последний при первоначальной прихватке или сварке с краев может вызвать в дальнейшем значительное коробление. В таких случаях для снижения коробления необходимо применять различного рода поддерживающие приспособления, а при их отсутствии — прихватку, которую надо вести от середины к краям, не допуская образования местных зазоров. Сварку начинают лишь после окончания прихватки.
Значительное коробление может вызвать отсутствие закрепления — прихватки деталей перед сваркой, а также неправильный порядок сварки. Так, например, профили с симметрично расположенными полками необходимо сваривать с листом после их тщательной прихватки. При этом желательно последующую сварку производить путем поочередной расстановки точек на одной и второй полках профиля.
Если без предварительной прихватки полностью сварить одну полку, то за счет коробления листа между листом и второй полкой профиля образуется большой зазор. В результате при сварке второй полки на поверхности листа образуется складка, которую трудно устранить последующей правкой. Сварка второй полки с листом в этих условиях вызывает также ряд трудностей, связанных с преодолением жесткости деформированного листа.
Следует отметить, что благодаря применению относительно жестких режимов
ния при роликовой и особенно при точечной сварке общее коробление обычно невелико по сравнению с другими видами сварки.
В зависимости от конфигурации изделия и уровня технологии рассмотренные причины коробления могут проявляться в различном сочетании друг с другом. Поэтому рекомендуемые способы борьбы резко снижают, но в большинстве случаев полностью не исключают коробление.
Для устранения коробления узлы после сварки подвергают правке. Правка связана с пластической деформацией узлов и производится ударом, прессованием, местным подогревом. Правка ударом выполняется вручную алюминиевым или текстолитовым молотком на деревянных столах, обшитых резиной, стальных гладких плитах или в специальных приспособлениях, в которых сварные узлы предварительно закрепляют. Правка прессованием связана обычно с деформированием шва и устранением зазора вокруг сварных точек при короблении от усадки.
121
и активного охлажде-
Прессование производится на специальных прессах и прокатных машинах. Для деформации швов прессованием между двумя стальными стержнями или вращающимися роликами создается необходимое удельное давление, которое должно быть выше предела текучести сплава свариваемых деталей и устанавливается в каждом конкретном случае опытным путем. Кольцевые детали после стыковой сварки подвергаются правке с растяжением на специальных растяжных прессах. Правка местным подогревом применяется для устранения главным образом хлопунов. Иногда для этого покоробленный участок листа сварной конструкции достаточно подогреть в нескольких местах пропусканием импульса тока между электродами точечной машины. В отдельных случаях применяется также местный точечный подогрев другими источниками тепла, например газрвой горелкой.
Легко поддаются правке узлы из пластичных сплавов (АМцА, АМг и др.). При правке высокопрочных алюминиевых и магниевых сплавов могут возникать внутренние напряжения и надрывы в области сварных швов. Это обстоятельство следует учитывать и по возможности избегать правки ударом или допускать ее в минимальном объеме.
При необходимости сборки в стык сварных узлов по конструктивным или технологическим разъемам для обеспечения достаточно точных посадочных размеров узлы после сварки подвергают механической доработке. В зависимости от размеров, формы узла и степени организации производства механическая доработка выполняется на универсальном металлорежущем оборудовании с использованием приспособлений, на специальных крупногабаритных станках токарного и карусельного типа или в разделочных стапелях.
Снятие грата после стыковой сварки оплавлением деталей из легких сплавов производится различного рода устройствами общего типа.
3. НЕКОТОРЫЕ ОСОБЫЕ СЛУЧАИ ТОЧЕЧНОЙ И РОЛИКОВОЙ СВАРКИ
При точечной и роликовой сварке деталей неравной толщины область расплавления располагается в общем случае несимметрично относительно плоскости соединения деталей. При этом чем больше разница в толщине, тем больше смещается литое ядро в толстую деталь. В случае значительной разницы в толщине свариваемых элементов (при отношении более 3:1) область расплавления может полностью находиться в толсто:! детали, не захватывая тонкую. Необходимое проплавление деталей неравной толщины может быть достигнуто в первую очередь за счет регулирования интенсивности отвода тепла в электроды и плотности тока в стыке деталей. Снижение интенсивности отвода тепла в электроды достигается различными путями: умень-
122
Фиг. 68. Расположение литого ядра при точечной сварке деталей неравной толщины:
а — сплав АМцАМ. толщина 1.5 -+ 3,0 мм. Х8; б — АМгб, толщина
1 + 4 мм. Х7.
тлением площади контакта электрод — тонкая деталь путем применения электродов и роликов с меньшим радиусом рабочей поверхности и роликов малого диаметра в сочетании с жесткими режимами сварки; установкой со стороны тонкой детали электрода с пониженной теплоэлектропроводностью; введением в контакте между электродом и тонкой деталью прокладки (теплового экрана) из различных сплавов, уменьшающих отвод тепла в электроды; образованием сплошных рельефов на более толстой детали.
Ориентировочные жесткие режимы точечной сварки на конденсаторной машине МТК-75 деталей неравной толщины из Д16АТ, АМцАМ и АМгб даны в табл. 13. Для получения взаимного расплавления на более толстой детали из АМгб рекомендуется стравливать плакировку. Некоторые снимки макроструктуры сварных точек приведены на фиг. €8. Сварку во втором и третьем случаях производят на смягченных режимах.
Обычно тепловые экраны изготовляют из тех же материалов, что и свариваемые детали, однако наиболее эффективным приемом, обеспечивающим взаимное расплавление деталей, является размещение между электродом и тонкой деталью пластинок из материала с высокими электросопротивлением и температурой плавления. Практически для этой цели используется лента из нержавеющей стали толщиной 0,15—0,2 мм. При протекании тока пластинка нагревается и разогревает свариваемые детали. При комбинированном действии двух источников тепла (тока и нагретой стальной пластинки)
происходит образование зоны расплавления в свариваемых деталях. Расплавление начинается в тонкой детали с поверхности и распространяется в толстую деталь. Перемешивание металла от протекания сварочного тока обеспечивает разрушение окисной пленки в контакте деталь — деталь и образование общей ванны жидкого металла. Величину сварочного тока за счет генерирования тепла в стальной пластинке уменьшают на 40— 50% по сравнению с током при сварке без экрана. Для устранения образования раковин и трещин в зоне расплавления 123
Таблица 13
Режимы точечной сварки алюминиевых сплавов неравной толщины на конденсаторных машинах
Марка материала Толщина листов в мм № режима (см. табл. 6) Радиус сферы электродов в мм Усилие в кГ Начало ковочного усилия в сек Ток ^св. м в ка Длительность импульса в сек Настройка машины типа МТК-75, . (коэффициент трансформации 46)
сварочное ?св ковочное’ рк t Т Напряжение конденсаторов в в Емкость батареи в мкф
Д16Т 0,5 |-2,0 8 25/оо 200 25,5 0,012 0,027 370 16 800
1-1-4 9 75/150 400 800 0,049 32,5 0,019 0,050 340 42 000
1,5-|-4,0 9 100/оо 600 1400 0,074 50,0 0,026 0+8 360 92 400
АМцАМ' 0,84-3,0 8 50/100 190 33,0 0,02 0,56 320 51 400
1+3 8 50/100 250 — — 40,0 0,024 0,064 340 67 200
1,54-3,0 8 75/100 400 — — 48,0 ' 0,026 0,066 360 8 400
АМгб 1+2 9 75/с» 500 750 0,054 31,0 0,02 0,056 300 51400
1+4 9 75/оо 500 800j 0,054 36,0 0,02 0,056 340 51 400
Примечав! е. Радиус сферы, равн ЫЙ cot СООТЕ »етствует гы юской рабсл ей поверхнс >сти электро да.
сварку ведут на «мягких» режимах с применением ковочного усилия. Недостатком сварки с таким экраном является выход литой зоны на поверхность деталей и снижение в связи с этим коррозионной стойкости сварного шва, кроме того, при сварке высокопрочных алюминиевых и магниевых сплавов трудно избежать образования трещин и раковин.
Важным преимуществом рельефно?! сварки (кроме увеличения стойкости электродов и одновременной сварки нескольких точек) является возможность сокращения (на'15—20%) ширины нахлестки, а также получение сварных точек малого диаметра (в пределах dx ~ 26) с нормальным проплавлением даже при большом соотношении толщин свариваемых деталей.
Для еще большей локализации тепловыделения между деталями вокруг рельефа иногда располагают жаростойкую изоляцию с отверстиями, которая уменьшает площадь контакта деталь — деталь.
При сварке деталей неравной толщины взаимное расплавление можно получить также за счет активного выделения тепла в промежуточной детали (в прокладке или плакировке), обладающей повышенным электрическим сопротивлением и более высокой температурой плавления.
При сварке деталей из разноименных алюминиевых и магниевых сплавов, имеющих различный химический состав, а также физические и химические свойства, возникают определенные трудности. Эти трудности связаны главным образом с различием в теплоэлектропроводности, в температуре плавления, в теплостойкости и в изменении свойства металла в области плавления.
При сварке деталей одинаковой толщины, но с различными свойствами, зона плавления располагается большей частью в сплаве, который имеет большее электрическое сопротивление, меньшую теплопроводность и более низкую температуру плавления. При сравнительно большой разнице в физических свойствах зона расплавления (если не принимать специальных мер) может находиться полностью в одной из свариваемых деталей. Так, например, при точечной сварке деталей из сплавов АМц + Д16АТ и АМц + АК6 благодаря повышенной электропроводности сплава АМц зона расплавления может целиком располагаться соответственно в деталях из Д16АТ и АК6. При соответствующем подборе электродов, параметров режима свар ки и использовании стальных экранов можно обеспечить взаимное расплавление деталей. В табл. 14—16 приведены режимы точечной и роликовой сварки деталей из разноименных сплавов одинаковой толщины, а на фиг. 69 — макроструктуры некоторых сварных соединений. При сварке сплавов Д16АТ и АЛ9 (фиг. 69, е) наблюдается равномерное расплавление деталей с образованием столбчатой и равноосной зоны. Микроструктуры переходных зон двух сплавов приведены на фиг. 70.
125
Режимы точечной сварки разноименных алюминиевых сплавов на конденсаторных машинах
Таблица 14
Марка материала Толщина листов в мм № режима (см. табл. 6) Радиус сферы электродов в мм Усилие в кГ Начало ковсчнсго усилия + в сек Ток ^св. м в ка Длительность импульса в сек Настройка машины типа МТК-75 (коэффициент трансформации 40)
сварочное Fce ковочное t Т Напряжение конденсаторов в в Емкость батареи в мкф
НТ 8 50/оо 400 35,0 0,02 0,056 330 51 400
АМц/-Д16 1,54-1,5 9 75/оо 400 800 0,065 48,0 0,026 0,068 360 84 000
2+2 9 75/оо 550 1000 0,084 55,0 0,028 0,074 380 109 200
2,5+2,5 9 ЮО/оо 700 1400 0,127 67,0 0,033 ' 0,104 400 176 400
В95 -Д16 2+2 9 100/100 800 2100 0,084 53,5 0,028 0,074 370 109 200
В95-|-АМг6 2 + 2 9 100/100 900 2100 0,084 53,5 0,028 0,074 370 109 200
Д16Д-АМг6 2+2 9 100/100 900 2100 0,084 53,5 0,028 0,074 370 109 200
1 гЗ 8 75/100 400 — — 38,0 0,02 0,056 350 51400
п 164-АМп 1,5+3,0 9 100/100 600 1000 0,065 51,0 0,026 0,07 380 84 000
1+2 8 75/75 400 — — 36,0 0,02 0,056 340 51 400
3+1 9 оо/50 350 700 0,054 39,0 0,022 0,07 360 58 800
3,0+1,5 9 оо/75 500 800 0,065 51,0 0,026 0,068 380 84 000
2+1 9 оо/50 350 600 0,041 35,0 0,018 0,046 400 33 600
AMii ; В95 1-1-2 9 50/оо 350 600 0,049 36,0 0,019 0,050 380 42 000
Таблица 15
Режимы точечной сварки разноименных алкминиевых сплавов на машинах типа МТПТ
Марка материала Толщина листов в мм № режима (см. табл. 6) Радиус сферы электродов в мм Усилие в кГ Начало ковочного усилия tв сек к X g о * Н m Длительность t в сек । со
сварочное 1 '‘се 1 ковочное +
Д16АТ + АМгб 3 + 3 6 150/150 1000 3500 0,26 55 0,2
АМг6 + АК6 з + з 6 150/150 1000 3500 0,26 57 0,2
АМцАП + АК6 з + з 6 150/оо 1000 3500 0,26 59 0,2
АМцАП + Д16АТ з + з 6 150/150 1000 3500 0,26 57 °,2
Д16АТ + АК6 з + з 6 150/150 1000 3500 0,26 53 0,2
Д16АТ + АЛ 9 1 + 1,5 6 75/75 500 1500 0,12 28 0 08
Таблица 16
Ориентировочные режимы роликовой сварки некоторых разноименных сплавов на машине МШШИ-400-2
Марка материала Толщина деталей в мм Радиус поверхности роликов в мм в кГ IbHOCTb са Амплитуда тока в ка Шаг сварки в мм Число включений тока . в минуту Примечание
Усилие сжат ия Длите/! импуль в се к
АМцАП+Д16АТ 1,5+1,5 75/150 400 0,12 55 2,5 100
АМцАП+Д20АТ 1,5+1, .5 75/150 400 0,12 55 2,5 100' .
АМцАП+АМгб 1,5+1,5 75/150 400 0,12 55 2,5 100 —
АМгб+Д1бАТ 1,5+1,5 1,5+1,5 75/150 550 0,12 50 2,5 100 —
АМг6+Д20АТ 75/150 550 0,12 50 2,5 100 —
Д20АТ+Д16АТ 1,54-1,5 75/150 550 0,12 50 2,5 100 —
АМгЗП+АМгб 2,8+2,8 100/150 750 0,16 63 4,2 75 —
АМгАМ+Д1бАТ 2+3 100/ос 500 0,14 60 3,8 95 —
АМцАМ+Д16АТ 1,5+3 75/оо 400 0,12 26 2,5 100 Экран из стали 1Х18Н9Т 0,2 мм
АМгб+Д16АТ 1 + 1,5 75/ос 100/к 350 0,10 45 1,5 120 —
AM г AM 4 Д20АТ 2+3 500 0,14 60 3,8 95 —
АМгб+Д20АТ 1,5+2 75/ос 550 0,12 50 2,5 100 —
АМцАМ+Д20АТ 1,5+3 75/ос 400 0,12 26 2,5 100 Экран из стали 1Х18Н9Т 0,2 мм
АМцАМ+АМгб 1,5+2 75/~ 400 0,12 55 2,5 100 —
AM г AM+АМгб 1,8+3,5 100/ос 450 0,14 58 2,5 95 —
AM г AM+AM гб 1,5+3,5 75/ос. 400 0,12 26 2,5 100 Экран из стали 1Х18Н9Т 0,2 мм
АМц AM 4- АМгАМ 1,5+2 75/сс 400 0,12 55 2,5 100
Д20АТ+АМг6 2+2 100/ОС 700 0,14 55 3,8 95 —
Величины тока и усилия сжатия электродов выбирают, ориентируясь на режим сварки сплава, обладающего лучшей электротеплопроводностью и более высокой температурой плавления.
127
При этом со стороны сплава с меньшей электропроводностью устанавливается электрод с большей контактной поверхностью из материала с наибольшей теплопроводностью. На расположение зоны плавления оказывают влияние i также механические свойства сплава, в частности его теплостойкость. При сварке двух сплавов, из которых один, при прочих равных условиях, имеет более низкую теплостойкость вследствие более интенсивного роста площади контакта электрод — деталь зона расплавления большей частью располагается в детали из сплава с большей теплостойкостью.
Фиг. 69. Формирование литого ядра при точечной сварке разноименных сплавов равной толщины:
а — Д16ДТ + АМгб. Х5; б — АМгб + АК6. Х5; в — АМцАМ + АК6. X 5; г — АМцАМ + Д16АТ. Х8; д — Д16АТ + АКб. Х5; е — Д16АТ + АЛ9. Х7.
При сварке деталей из сплавов с близкими физическими свойствами (например, АМгб + Д16АТ; В95АТ + Д16АТ и др.) применяются режимы, используемые при сварке деталей из однородных сплавов с некоторой корректировкой величин сварочного тока и усилия сжатия.
При условии взаимного расплавления качество сварки зависит также от химического состава сплавов, взаимной растворимости) склонности к образованию хрупких фаз. Охрупчивание металла в зоне расплавления при сварке двух деталей из алюминиевых и магниевых сплавов, имеющих близкие физические и механические свойства, исключает возможность получения достаточно прочного сварного соединения (фиг. 71). В настоящее время освоена точечная и роликовая сварка в различных комбинациях деталей из сплавов АМцА, АМг, АМгЗ, АКб, АМгб, 128
Фиг. 70. Микроструктура переходной зоны точечных сварных соединений. X 300:
а — сплав АЛ9, видны частично оплавленные зерна твердого раствора кремния и алюминия; б — сплав Д16АТ; видны частично оплавленные зерна твердого раствора, а также различные соединения алюминия с кремнием.
Фиг. 71. Расположение литого ядра при точечной сварке сплава МА8 (сверху) .и Д16АТ, произошло сквозное расплавление деталей с образованием трещин. X 10.
Фиг. 72. Расположение литого ядра при точечной сварке разноименных сплавов неравной толщины:
а - Д16АТЛ1 + АМцАМлЗ. X 7; б — АМцАМл! + ДИбАТлЗ. Х8; в — АМцАМл! + В95АТ.12. Х8; г — АМцАМл! + АМг6л2. Х7.
9 Зак. 1318
129
Д16АМ, Д16АТ, Д20АТ, В95АТ, а также литейных сплавов АЛ4, АЛ9 и АЛ 19 с деформированным сплавом Д20АТ и Д16АТ.
Особые трудности возникают при сварке разноименных сплавов различной толщины. Смещение литого ядра в толстую деталь увеличивается, если тонкая деталь имеет более высокую электротеплопроводность и температуру плавления. Для обеспечения взаимного расплавления деталей, в этом случае применяют те же приемы, которые были ранее рассмотрены при сварке
Фиг. 73. Расположение литой зоны при сварке с применением стальных экранов:
а — роликовая сварка; поперечное сечение шва АМцАП + Д16АТ. X 7; у — роликовая сварка; продольное сечение шва АМц 4- В95АТ. X б; в — точечная сварка, Д16АТ 4- АМгб. X 8, г — точечная сварка,
АМцАП + АМгб. X 6,
разнородных деталей и деталей разной толщины. При сварке тонкой детали из пластичного материала с повышенной тепло-электропроводностью (например, АМцАМ) несколько снижают принятую для данной толщины величину усилия сжатия. Режимы точечной и роликовой сварки разноименных материалов неравной толщины даны в табл. 14 и 16, а на фиг. 72 — макроструктура сварных точек, выполненных на конденсаторной точечной машине МТК-75.
На фиг. 73 приведены различные сечения сварных швов, выполненные точечной и роликовой сваркой на мягких режимах с использованием стальных экранов из нержавеющей стали 1Х18Н9Т (0,2 X Ю мм). Если более тонкая деталь имеет по сравнению с более толстой пониженную электропроводность, сварка выполняется без особых затруднений.
130
Улучшить свариваемость спеченного алюминиевого порошка (САП) можно путем предварительного нанесения с одной или двух сторон детали плакирующего слоя из различных алюминиевых сплавов. При сварке расплавляется лишь плакирующий слой (фиг. 74), при этом соединение за счет части растворивших
ся в расплаве окислов охраняет исходную теплостойкость САП.
Режимы и способы сварки трех деталей неравной толщи-
ны зависят от их расположения и соотношения толщин. Если тонкая деталь не более чем в 3 раза тоньше толстой, а также если толщина ее не
Фиг. 75. Формирование литого ядра при точечной свапке трех деталей.
Х7:
а — тонкая деталь в середине; б — две тонкие детали сверху; в — толстая деталь в центре.
Фиг. 74. Зона расплавления при точечной сварке по плакирующему слою САП-1. X 50.
меньше 0,8—1,0 мм, то при трех различных комбинациях размещения деталей (фиг. 75) для обеспечения взаимного расплавления применяется жесткий режим сварки, ориентированный по толстой детали с некоторым снижением сварочного тока. Если же тонкая деталь отличается от толстой более чем в 3 раза и толщина ее меньше 0,8 мм, применяют специальные способы и режимы сварки. Так, например, две тонкие детали, находящиеся вместе, вначале сваривают друг с другом, а потом по сварной точке приваривают к толстой. В последнем случае режим сварки выбирается по толстой детали с некоторым снижением сварочного тока и усилия сжатия. При расположении толстой детали между тонкими вначале сваривают одну тонкую 9* 131
деталь с толстой, а затем по сваренной точке — со второй тонкой деталью. Режим сварки выбирают по тонкой детали с некоторым увеличением сварочного тока и усилия сжатия. Такую комбинацию деталей можно сваривать также за один прием, но при условии применения очень жесткого режима и электродов со строго одинаковой рабочей поверхностью.
4. ЭЛЕКТРОДЫ
Качество сварки находится в прямой зависимости от правильности выбранной формы рабочей поверхности электродов и сохранения постоянства этой формы без загрязнения. Во время сварки под действием нагрева и высоких давлений рабочая поверхность электродов деформируется, имеет место налипание свариваемого металла на рабочую поверхность электродов, а на поверхность свариваемых деталей — меди. Следы меди на детали могут вызвать развитие очагов местной коррозии. При точечной и роликовой сварке легких сплавов загрязнение поверхности наступает много раньше, чем увеличение площади контакта электрод — деталь. В зависимости от комплекса различнььк технологических факторов (в основном качества подготовки поверхности), электроды зачищают от загрязнений после сварки каждых 20—300 точек. Частая зачистка снижает производительность сварки, в ряде случаев служит препятствием для механиза-
Фиг. 76. Влияние добавок кадмия и хрома на твердость сплава меди при 20 и 500 °C.
ции и автоматизации процесса точечной сварки. На эксплуатационную стойкость электродов существенное влияние оказывают свойства электродных материалов, условия охлаждения электродов и их конструкция.
Основными критериями для выбора электродного материала являются: высокая электро- и теплопроводность, жаропрочность, а также технологичность. Чистая медь удовлетворяет первому условию, однако не обладает необходимой жаропрочностью. Для увеличения твердости при повышенных температурах в медь вводят различные добавки.
В частности, значительное повышение твердости меди без суще-
ственного снижения электро- и теплопроводности можно получить за счет введения небольших количеств кадмия и хрома (фиг. 76), а также серебра.
Требованиям электро- и теплопроводности, жаропрочности и технологичности применительно к условиям сварки легких сплавов удовлетворяют освоенные промышленностью три сплава на
132
Состав и основные свойства сплавов для электродов
Таблица 17
1 Наименование сплава Химический состав в % Электродо-провод-нссть в % к меди Температура разупрочнения в °C Интервал температуры ковки в °C Термообработка Твердость НВ после термообработки
Закалка Отпуск
Температура в °C Выдержка в ч Температура в °C Выдержка в ч
Медь холоднодеформи-рованная Ml 99,9 Си 100 150—200 — —- — — — 70—80
Кадмиевая медь МК 0,9—1,2 Cd, остальное Си 80-85 250-300 780—760 760—780 2—3 Нагартовка 50—70% — 100—120
Хромокадмиевын сплав Мц5Б 0,2—0,4 Сг, 0,2—0,35 Cd, остальное Си 80-85 380—500 900—700 940—960 0,5-1 470—490 4 110—125 (нагартовка 20-30%)
Хромовая бронза БрХ07 0,4—1 Сг, остальное Си 70—80 350—450 800—700 980—1000 1—1,5 460—480 5 110-130
основе меди: кадмиевый сплав МК, хромовый сплав БрХ07 и хромокадмиевый сплав Мц5Б; в табл. 17 приведены некоторые свойства этих сплавов. Сплав Мц5Б обладает высокой электропроводностью и кратковременной горячей твердостью, после закалки он представляет собой пересыщенный твердый раствор, стареющий в процессе последующего нагрева — отпуска. Старение сопровождается увеличением твердости и электропроводности. Сплав БрХ07 является также дисперсионно твердеющим сплавом, упрочняемым термообработкой. Кадмиевая медь МК не упрочняется термообработкой. Упрочнение сплава связано с проведением холодной нагартовки, протяжкой, проковкой или обжатием в специальных штампах.
Наиболее благоприятным сочетанием свойств электропроводности и жаропрочности отличается сплав Мц5Б. В связи с этим его можно использовать при точечной и роликовой сварке алюминиевых сплавов толщиной до 5—7 мм на относительно
Таблица 18
Рекомендуемые размеры электродов и роликов в мм
Толщина детали Радиус сферы электрода Минимальный диаметр электрода & CJ О ° Q Р, Ь» о. *О Щ 4.^0 и га ге и Рн С. С Минимальная ширина ролика
0,5 50 12 50 12
0,8 75 16 50 15
1 75 16 75 20
1,5 100 20 75 20
2 100 25 100 20
2,5 150 25 100 25
3 150 30 150 25
4 150 30 150 30
5 200 40 —
6—7 250 50 — —
для изго-электродов ис-дисперсионно
мягких режимах с высокими значениями удельного давления. При точечной и роликовой сварке алюминиевых сплавов толщиной до 1,5—2,0 мм па жестких режимах и при небольшой производительности, а также при сварке магниевых сплавов, где не допускаются следы меди на поверхности деталей, применяют кадмиевую медь, а в некоторых случаях даже чистую нагарго-ванную медь (если усилие сжатия электродов не превышает 300 кг), однако применение чистой меди нежелательно.
Плотность тока и удельное давление электродов при стыковой сварке значительно меньше, чем при точечной, поэтому товления пользуют твердеющие сплавы Мц5Б и БрХ07. Необходимую форму электродов получают отливкой, штамповкой или механической обработкой.
При точечной сварке легких сплавов применяют электроды со сферической рабочей поверхностью (табл. 18).
При сварке сплавов для передачи больших токов и усилий сжатия, а также для обеспечения герметичности и быстрого съема в большинстве случаев используют крепление электродов посредством конусной посадки. При осевой нагрузке и усилиях ниже 1500 кГ рекомендуется конусность 1:10; при больших усилиях для облег
134
чения вынимания электрода из гнезда — конусность 1 : 5; при эксцентричной нагрузке увеличивается длина хвостовика и применяется конусность 1:10.
Применяют два способа вынимания электродов из конусного гнезда электрододержателя: поворотом хвостовика и выталкиванием. При вынимании электрода путем вращения вследствие схватывания металла электрода с электрододержателем образуются поверхностные задиры, при этом нарушается герметичность соединения, ухудшается электрический контакт и быстро разрушается участок поверхности корпуса электрода, используемый для захвата ключом.
Фиг. 77. Способы съема электродов:
электрод со съемной гайкой: 1 — электрод; 2 — гайка; — корпус электрододержателя; б — съемник для электродов: электрод; 2 — втулка; 3 — корпус электрододержателя;
4 — рукоятки.
Значительно более эффективно выталкивание электрода из конусного гнезда электрододержателя, которое может выполняться тремя способами: вращением установленной на электро-додержателях или электроде съемной гайки и специальным резьбовым съемником. Устройство, показанное на фиг. 77, а, позволяет снимать электрод путем вращения гайки гаечным ключом. Верхняя плоскость гайки упирается при этом в специальный выступ и выталкивает электрод из гнезда. Для вынимания съемником, показанным на фиг. 77, б, на корпусе электрода нарезается три-четыре нитки резьбы. Съемник навинчивается на резьбу электрода, упирается втулкой в торец электрододержателя и легко выталкивает электрод. В ряде случаев вместо съемника на резьбу навинчивают гайку, которую для выталкивания электрода поворачивают обычным гаечным ключом. Для унификации хвостовиков и упрощения конструкции электродов последние устанавливаются в переходник, который при замене электрода удаляется вместе с ним из посадочного гнезда при помощи гайки, надетой на корпус электрододержателя. После того как переходник вынут, электрод выбивается ударом молотка.
135
Фиг. 78. Четырехэлектродная поворотная головка для точечной сварки:
1 — корпус головки; 2 — электрод, 3 — стопор.
Электрод заменяют обычно после сварки 50 000—100 000 точек. В электродах для повышения их стойкости и стабильности качества сварки предусматривается внутреннее охлаждение проточной водой. На стойкость электрода влияет расстояние между рабочей поверхностью электрода и концом охлаждающего канала, которое в зависимости от диаметра электродов колеблется в пределах 12—17 мм. Интенсивность охлаждения электродов и деталей можно повысить путем применения сочетания внутреннего и наружного охлаждения.
Головка, показанная на фиг. 78, рассчитана для установки на точечной машине типа МТПТ; при ее применении можно, не удаляя свариваемые детали из рабочего пространства точечной машины, в 4 раза увеличить время работы электродов до очередной зачистки. Для этого после загрязнения каждого электрода корпус 1 головки поворачивается на 90° и закрепляется стопором 3. Многоэлектродную головку целесообразно применять при сварке крупногабаритных изделий.
При роликовой сварке электроды выполняют те же функции, что и при точечной сварке, кроме того, перемещают свариваемую деталь. Вследствие повышенной плотности тока от шунтирования и дополнительного нагрева деталей при сварке предыдущих точек шва нагрев роликов и деталей в контакте при
формировании герметичного роликового шва выше, чем при точечной сварке. Это явление сопровождается еще более быстрым, чем при точечной сварке, загрязнением поверхности ролика от налипания металла и общей потери формы рабочей поверхности.
Для уменьшения загрязнения и повышения стойкости роликов применяют такие же меры, как при точечной сварке для электродов. Форсирование охлаждения достигается за счет подачи водяной струи под давлением из одной или нескольких охлаждающих трубок непосредственно в область контакта ролик — деталь. В ряде случаев наружное охлаждение совмещается с внутренним. Когда материал свариваемых деталей и конструктивные формы изделия не допускают наружный полив водой (детали из магниевых сплавов, наличие карманов в сварных уз-136
лах и т. п.), применяют только внутреннее охлаждение. При сварке деталей из сплавов Д16АТ, Д20АТ, В95АТ и др. с наружным охлаждением, после сварки их следует промывать (пассивировать) в водном растворе хромового ангидрида и просушивать в электрических печах при температуре 80—100 °C до полного удаления следов влаги. Для лучшего охлаждения при роликовой сварке легких сплавов используют массивные широкие ролики с заточкой рабочей поверхности под радиус (см. табл. 18).
При роликовой сварке герметичным и точечным швом применяют ролики диаметром от 200 до 400 мм и выше. С увеличением диаметра общая стойкость роликов увеличивается. Площади контактов деталей с нижним и верхним роликом должны быть в общем случае одинаковыми. В зависимости от конфигурации свариваемых деталей это достигается путем комбинирования диаметров роликов и радиусами заточки их поверхности. При сварке плоских или слегка изогнутых конструкций целесообразно применять одинаковые ролики. При сварке обечаек внутренний ролик должен иметь меньший диаметр и меньший радиус заточки рабочей поверхности, чем внешний.
Важным фактором улучшения качества сварных швов является правильная система эксплуатации электродов. Заточка электродов вручную на рабочем месте не разрешается. Восстанавливают электроды через цеховой инструментальный склад в заточном отделении группы цехового механика. На рабочих местах электроды должны храниться в специальных деревянных футлярах с ячейками, а ролики — в выдвижных ящиках, исключающих возможность повреждения их рабочей поверхности.
Форма рабочей поверхности электродов периодически проверяется специальными шаблонами. При образовании на рабочей поверхности электрода плоской площадки, диаметр которой превышает допустимый (указанный на шаблоне), электрод отправляют на заточку. Изготовление и заточку (восстановление) электродов и роликов производят на обычных токарных станках с применением специальной оснастки: патронов для закрепления электродов, фасонных резцов и т. п. При больших объемах работ по восстановлению рабочей поверхности используют специальные станки, которые имеют устройство для автоматического перемещения суппорта по окружности заданного радиуса. Электроды для точечной и роликовой сварки зачищают наждачным полотном на резиновой подушке, абразивной резиной с механическим приводом вращения, специальной фрезерной головкой, проволочной щеткой или кардолентой.
Наиболее распространен способ зачистки поверхности наждачным полотном (фиг. 79). Для обеспечения небольшого усилия расстояние между электродами устанавливается на 4—5 мм меньше толщины резиновой пластины. Устройство для зачистки электродов с механическим приводом вращения абразива со
137
стоит из специальной вращающейся головки и пневматической турбинки (фиг. 80}. При зачистке между электродами создается небольшое усилие сжатия.
Зачистку с одновременным восстановлением рабочей поверх-
Фиг. 79. Зачистка электродов при помощи ре-зиноиой подушки: / — резиновая подушка: 2 — наждачное полотно.
Фиг. 80. Зачистка электродов при помощи приспособления с пневматическим приводом.
ности электрода можно производить с использованием специальной фрезерной головки (фиг. 81). Специальной формы фреза (по
Фиг. 82. Приспособление для механизированной зачистки роликов:
1 — круглая проволочная щетка; 2 — ролики.
Фиг. 81. Фрезерная головка для зачистки и заправки электродов:
/ — фреза; 2 — электрод; 5 — вращающаяся втулка: 4 — мотор: 5 — шкивы; 6 — неподвижный корпус; 7 — зубчатое колесо; 8 — зубчатое колесо с внутренним зацеплением;
9 — вращающийся диск.
форме рабочей поверхности электрода) приводится во вращение от мотора и совершает два движения: вокруг своей оси и вокруг оси электрода. Этим обеспечивается равенство относительной скорости фрезерования по всей поверхности электрода. Фрезерная головка может быть установлена на специальной 138
штанге, непосредственно на сварочной машине, и автоматически подводиться к электродам.
Зачищать ролики можно стальными вращающимися щетками (диаметр стальной проволоки не более 0,2 мм, скорость вращения 1500—3000 об/мин), укрепленными на консолях сварочной машины (фиг. 82). Зачистка производится при сварке с отсосом пыли или при вращении вхолостую без отсоса.
Зачистку роликов иногда объединяют с формовкой их поверхности специальными стальными закаленными роликами; прижимающимися пружиной к поверхности вращающихся сварочных
Фиг. 83. Приспособления для формовки рабочей поверхности роликов:
а — стальными роликами; б — специальным приспособлением; в — стальным кольцом; 1 — сварочный ролик; 2 — формующий стальной ролик; 3 — обойма; 4 — кольцо.
роликов (фиг. 83, а). Периодическая формовка может выполняться также путем установки между вращающимися сварочными роликами стального кольца, форма сечения которого соответствует форме рабочей поверхности роликов (фиг. 83,6), или специального приспособления с двумя парами формующих роликов (фиг. 83, в).
5. МЕХАНИЗАЦИЯ И АВТОМАТИЗАЦИЯ ПРИ СВАРКЕ
Процесс контактной сварки состоит из следующих операций: собственно сварки, вспомогательных операций, связанных со сваркой, и вспомогательных операций, не связанных непосредственно со сваркой (транспортировка деталей, узлов).
Операции собственно сварки (формирование сварного шва) в настоящее время автоматизированы. На современном уровне автоматизация процесса контактной сварки сводится к заданию жесткой программы режима без обратной связи, поэтому реальный ход процесса не учитывается.
139
Ближайшей задачей автоматизации процесса сварки является создание систем саморегулирования. Для решения этой задачи необходимо выбрать некоторый обобщающий параметр, от которого зависит качество сварки, и отработать способ стабилизации качества при отклонении выбранного параметра от номинального значения путем воздействия на режим сварки. Делались попытки использовать в качестве таких параметров величину перемещения электродов от расширения металла при расплавлении, температуру нагрева электрода в контакте электрод— деталь и перепад напряжения между электродами, как показатель изменения электрического сопротивления свариваемых деталей.
Сравнительно малая величина перемещения электродов при расширении, зависимость измеряемого перемещения от жесткости рабочих элементов машины и сил трения в механизмах системы привода давления, резкое уменьшение перемещения при внутреннем выплеске, а также отсутствие надежных средств регулирования величины расширения затрудняют использование этого параметра в системах автоматического регулирования процесса контактной сварки.
Способ измерения температуры электродов основан на допущении постоянства температурного поля в сварочном контакте с образованием при этом области взаимного расплавления. Однако, как показывает опыт, при сварке плакированных алюминиевых сплавов и при соблюдении этих условий взаимного расплавления может не произойти (см. гл. I). Температурное поле может также существенно изменяться при шунтировании тока и загрязнении поверхности электродов.
При использовании в качестве обобщающего параметра вторичного напряжения приходится сталкиваться с трудностями усиления сравнительно слабого сигнала, наводками от сварочного контура машины, а также с погрешностями, вводимыми вследствие перераспределения напряжений между контактами деталь — деталь и деталь — электрод, связанного, например, с загрязнением поверхности электродов и деталей.
Вспомогательные операции, связанные со сваркой, механизированы и автоматизированы еще недостаточно. К этим операциям относятся: установка режима сварки, пуск и выключение машины, установка и перемещение, выравнивание и съем деталей, зачистка электродов и роликов, а также удаление грата при стыковой электросварке.
При точечной и стыковой сварке в зависимости от размера, веса и формы деталей, а также протяженности сварного шва трудоемкость вспомогательных операций, связанных со сваркой, может значительно превышать трудоемкость сварки. При роликовой сварке трудоемкость вспомогательных операций несколько ниже за счет перемещения деталей роликами сварочной машины, отсутствия необходимости подъема и опускания ролика после 140
каждой сварки, а также за счет сокращения времени на зачистку роликов.
Задача механизации и автоматизации вспомогательных операций при сварке решается путем создания приспособлений или с помощью специализированных машин и автоматических линий. Специализированные машины, механизированные и автоматические линии при сварке алюминиево-магниевых сплавов до настоящего времени не получили большого развития. Последнее связано в основном с трудностью применения односторонней сварки (сильного шунтирования
тока), ограниченным использованием многоточечных машин (требуются большие электрические мощности), необходимостью частой зачистки электродов, сложностью получения соединений высокого качества и т. п.
К приспособлениям, которыми комплектуются сва
рочные машины, предъявля-
ются следующие общие тре- Фиг. 84. Поддерживающее шриапособле-бования- ние для точечной сварки обечаек.
1) повышенная точность
изготовления узлов для обеспечения минимальных отклонений
в расположении швов;
2) устранение трения деталей при их перемещении о поверхность электродов;
3) применение мягких ложементов и упоров для предохранения деталей от повреждения;
4) изготовление основных узлов приспособлений из неферромагнитных материалов при расположении их вне рабочего пространства сварочной машины.
Ниже рассматриваются примеры использования приспособлений для поддержания, перемещения и выравнивания деталей при сварке.
Точечная сварка кольцевых швов может производиться с использованием различных приспособлений, одно из которых показано на фиг. 84. Приспособление шарнирно укреплено на стене в направляющих, позволяющих легко перемещать его вместе с обечайкой в горизонтальном направлении. В конструкции приспособления предусмотрена возможность регулирования высоты опорного ролика.
На фиг. 85 представлено приспособление в виде упорного ролика, с помощью которого можно точно выдерживать направление сварного шва. Такого типа приспособление укрепляется на нижней консоли сварочной машины и может быть использовано
141
для сварки поперечных швов деталей различной конфигурации.
Приспособление для точечной сварки крупных обечаек показано на фиг. 86. Сварочная машина устанавливается выше уровня пола. Приспособление имеет механизм поворота деталей на шаг сварки, а также может перемещаться горизонтально и вертикально. Обечайка крепится к планшайбе с помощью винтовых зажимов. При сварке обечаек большой длины на приспособлении или на нижней консоли машины могут быть установлены опорные ролики с регулируемой высотой установки.
При точечной сварке продольных швов обечаек широко применяются приспособлено высоте, роликом. Продольные
Фиг. 85. Упорный ролик для точечной сварки:
1 — ннжняя консоль; 2 — упорный ролнк;
3 — обечайка.
ния с опорным, регулируемым
швы на обечайках большого диаметра можно также сваривать с использованием приспособлений, показанных на фиг. 84 и 86.
Фиг. 86. Приспособление для точечной сварки обечаек с механизированным поворотом изделия на шаг сварки;
1 — тележка; 2 — механизм поворота; 3 — планшайба; 4 — обечайка; 5 — опорный ролик.
Точечная сварка плоских панелей часто осуществляется с использованием приспособлений, состоящих из двух или более стоек с широкими опорными роликами типа рольганга. Стойки могут быть связаны между собой. Ролики легко устанавливаются на заданную высоту и свободно вращаются при перемещении на шаг сварки. Для этой же цели применяется приспособление, состоящее из стола и передвижной каретки, двигающейся в направляющих. Каретка с уложенной на ней панелью перемещается вручную на шаг сварки. При этом за счет упругости па-142
нели устраняется скольжение свариваемых элементов по торцу нижнего электрода и компенсируется его износ.
При сварке больших панелей более удобно располагать их s вертикальном положении на подвесках (фиг. 87). В этом случае используется машина с горизонтальным расположением электродов. При таком расположении приспособления сокращается используемая производственная площадь и появляется возможность наблюдать место сварки.
На фиг. 88 показан общий вид полуавтоматического манипулятора для точечной сварки крупногабаритных панелей одинарной или двойной кривизны. На этой установке можно автоматически выравнивать поверхность свариваемой панели нормально относительно оси электродов. Приспособление выполнено в двух вариантах: с механическим перемещением панели на шаг сварки (команда подается оператором) и автоматическим. Для удобства наблюдения за местом сварки манипулятор имеет телевизионную аппаратуру, позволяющую видеть зону сварки на экране электронно-лучевой трубки.
При точечной сварке деталей сложной конфигурации применение различных приспособлений затруднено, так как необходимо периодическое выравнивание поверхности деталей в месте сварки в положение, нормальное относительно оси электродов. Наиболее распространены поэтому приспособления подвесного типа, позволяющие поддерживать крупногабаритные детали сложной конфигурации. Выравнивание поверхности и перемещение деталей выполняются вручную.
При роликовой сварке перемещение деталей осуществляется сварочной машиной. В связи с этим в приспособлениях для роликовой сварки не предусматривается механизм принудительного перемещения и они, как правило, более просты по конструкции, чем приспособления для точечной сварки.
При роликовой сварке кольцевых швов чаще всего используются приспособления в виде различных стоек с опорным роликом (фиг. 89). Стойка выполнена таким образом, что позволяет быстро устанавливать определенную высоту ролика. Приспособления такого рода отличаются универсальностью и простотой. В некоторых случаях роликовая опора может быть заменена подвижной тележкой с опорными роликами. При этом передняя пара роликов устанавливается несколько ниже задней пары. При сварке узел опирается на сварочный ролик и заднюю пару поддерживающих роликов тележки.
В случае сварки больших обечаек (диаметром более 1,5— 2 м) для размещения изделий часто приходится поднимать сварочную машину на специальный постамент или делать углубление ниже уровня пола. Вместо этого иногда оказывается более удобным обечайку при сварке помещать выше точки касания сварочных роликов, тогда верхняя консоль машины входит в обечайку и используется перемещающееся в продольном направ-
143
Фиг. 87. Установка для точечной сварки крупногабаритных панелей в вертикальном положении.
Фиг. 88. Установка для точечной сварки панелей одинарной и двойной кривизны.
144
лении приспособление — тележка. Обечайка опирается и вращается на специальных опорных роликах.
Роликовая сварка продольных швов обечаек обычно осуществляется с помощью поддерживающих стоек. Приспособление такого типа приведено на фиг. 89. При роликовой сварке деталей происходит самопроизвольное отклонение роликового шва от заданного направления. Выравнивание шва производится, как
Фиг. 89. Поддерживающая стойка с роликовой опорой для сварки поперечных швов.
правило, вручную. На фиг. 90 показано приспособление, с помощью которого можно выравнивать шов автоматически. Приспособление имеет шарнирно укрепленную на машине поддерживающую консоль с опорными роликами. На ролики устанавливается прихваченная обечайка. Направление движения обечайки автоматически регулируется с помощью следящего привода, датчиком которого является фотокопир, ориентируемый, например, на кромку нахлестки. При отклонении шва от заданного направления фотокопир подает команду через усилитель на реверсивный двигатель постоянного тока. Последний получает правое или левое вращение и через редуктор поворачивает консоль в ту или другую сторону до тех пор, пока не восстановится заданное направление сварного шва.
При сварке продольных швов обечаек небольшого диаметра (меньше диаметра нижней консоли и ролика машины) можно применять приспособление в виде внутренней оправки. Разрезная токоведущая оправка вставляется в обечайку, предварительно прихваченную точечной сваркой, и вместе с ней прокатывает-
10 Зак. 1318 J45
ся между роликами машины. Роликовая сварка точечным швом плоских крупногабаритных панелей может осуществляться с использованием подвижной каретки, двигающейся в направляющих. Приспособление по конструкции выполянется аналогично
Фиг. 90. Приспособление для роликовой сварки продольных швов:
1 — рукоятка; 2 — поддерживающая консоль; 3 — обечайка; 4 — опорный ролик; 5 — ось вращения;
6 — машина.
с подобными приспособлениями для точечной сварки. Шаг между точками устанавливается соответствующей регулировкой роликовой машины.
При стыковой сварке оплавлением механизация направлена на облегчение и ускорение процесса установки и закрепления деталей в электродах машины, а также на операции, связанные с гратосниманием.
ГЛАВА V
КОНТРОЛЬ ПРИ СВАРКЕ ЛЕГКИХ СПЛАВОВ
1. КОНТРОЛЬ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
Высокое качество соединений из легких сплавов, выполненных контактной сваркой, обеспечивается лишь при строгом соблюдении всего технологического процесса сварки, а также ряда операций, предшествующих сварке (сборки, подготовки поверхности и т. п.). Поэтому необходимо осуществлять контроль всех операций по изготовлению сварных узлов. На фиг. 91 показаны основные этапы контроля.
В случаях произвольных отклонений значений параметров режима сварки, нерациональной конструкции свариваемых деталей и других нарушений технологии в сварных соединениях могут возникать дефекты. Дефекты точечных и роликовых сварных соединений разделяются на наружные и внутренние. В табл. 19 приведены наиболее характерные дефекты, причины их образования и способы устранения.
При сварке ответственных узлов исправлению подлежат только те узлы, у которых количество дефектных точек не превышает 15% общего количества точек или длина дефектных швов не превышает 10% общей длины роликового шва. Без исправления допускаются сварные узлы, у которых количество дефектных точек не превышает 10% общего числа точек и длина дефектных швов — 5% общей протяженности роликового шва при условии сохранения герметичности соединений. Характер допустимого расположения дефектов определяется для каждого изделия в отдельности.
В процессе сварки узлов наружные дефекты выявляют при контроле внешним осмотром. Сварные точки и роликовые швы осматривают невооруженным глазом или через лупу 4— 10-кратного увеличения. Отпечатки сварных точек должны иметь форму окружности, отпечатки роликовых швов — поверхность с равномерной чешуйчатостью. При внешнем осмотре индикатором часового типа с ценой делений 0,01 мм измеряется глубина вмятины от электродов и роликов. Вмятина измеряется отдельно для каждого из листов и может быть определена так же по ма-10* 147
!
Контроль сварных узлов
4
Контроль внешним осмотром
j ; Рентгеноконтроль •
• Контроль на герметичность ;_____________
(если требуется)
4 4........................................
/ Механические испытания (по специальным • j ТУ на сварной узел (если требуется)
ф ................................................. + +
Приемка готового узла
Технологическая проба, м ei а л л ограф ич е с -кий контроль и механические испытания £ образцов, контроль параметров режима
4
Фиг. 91. Схема контроля процесса точечной и роликовой сварки легких сплавов.
ИЗ
149
Дефекты точечной и роликовой сварки, способы их устранения
Т абмща 19
Наименование дефекта Наиболее вероятные причины образования дефектов Применяемые способы для обнаруживания дефектов Допускаемое количество дефектных точек без исправления Предельное допускаемое количество дефектных точек, прн котором допускается их исправление Способы устранения
Непровар полный или частичный (недостаточные размеры литой зоны) Наружные трещины (сквозные или скрытые под плакировкой) Сварочный ток мал, усилие сжатия электродов велико Ковочное усилие прикладывается значительно раньше выключения сварочного тока. Рабочая поверхность электродов изношена Точка поставлена слишком близко от соседней, ранее сваренной точки. Электрод (ролик) при сварке коснулся вертикальной стенки профиля. Большие зазоры между деталями. Сильный внутренний выплеск. Велика толщина плакирующего слоя Сварочный ток велик или мала длительность импульса. Мало усилие сжатия. Мало ковочное усилие. Грязная поверхность деталей или электродов. Велико контактное сопротивление деталей По образцам технологической пробы, внешний осмотр: а) контроль щупом; б) местное при -поднимание кромки детали пробником; в) измерение диаметра отпечатка электрода. Рентгеновское просвечивание, по приборам, контролирующим параметры процесса сварки Внешний осмотр невооруженным глазом илн через лупу Рентгеновское просве швание Не допускается Не допускается Не более 5% от общего числа точек на узел. Не более 10% от общей длины роликового шва Не более 5% от общего числа точек или от общей длины шва на узел Постановка двух дополнительных точек рядом с дефектной. Постановка второго шва по всей длине с перекрытием первого на 20— 50%. Должен быть подобран специальный режим сварки с учетом шунтирования тока Повторная сварка по дефектной точке. Должен быть подобран специальный режим, повышенный по току или длительности (на 20— 30%) Высверловка дефектной точки и постановка заклепки Дефектная точка высверливается и ставится заклепка. При роликовой сварке разделка нахлестки и подварка аргоно-дуговой сваркой
Продолжение табл. 19
Наименование дефекта Наиболее вероятные причины образования дефектов Применяемые способы для обнаруживания дефектов Допускаемое количество дефектных точек без исправления Предельное допускаемое количество дефектных точек, при котором допускается их исправление Способы устранения
Темная поверхность точки, шва (выход зоны термического влияния или ЛИТОН зоны на поверхность) Разрыв и наружные трещины металла у кромок нахлестки Прожог Велик сварочный ток или длительность импульса. Мало усилие сжатия. Грязная поверхность детали или электрода Точки (шов) выполнены слишком близко от края шва. Мала нахлестка Мало или отсутствует усилие сжатия электродов во время прохождения тока Засох грунт или клей. Оксидирована или сильно загрязнена поверхность деталей. Большие зазоры при сборке Внешний осмотр невооруженным глазом < Внешний осмотр невооруженным глазом или через лупу Внешний осмотр невооруженным глазом Для сплавов Д16АТ и В95 не более 5% от общего числа сварных точек на узел. На сплавах АМцАМ, АМгб не более 10% точек или длины шва Не допускается Не допускается Не более 10% от общего числа точек на узел Не более 2% от общего числа точек на узел. Не более одного дефекта на 1 м роликового шва Нс более двух прожогов диаметром не более 20 мм на крупный узел. Не более одного прожога на 1 м роликового шва Механическая зачистка поверхности точки с последующим нанесением лакокрасочного покрытия Край нахлестки подваривается газовой или аргоно-дуговой сваркой. Сварная точка считается непроваренной (метод устранения непровара см. выше) Разделка нахлестки и подварка аргоно-дуговой сваркой
Продолжение табл 19
Наименование дефекта Наиболее вероятные причины образования дефектов Применяемые способы для обнаруживания дефектов Допускаемое количество дефектных течек без исправления Предельно допускаемое количество дефектных точек, при кот ором допускается их исправление Способы устранения
Вырыв точек Чрезмерные вмятины от электрода Наружный или внутренний выплеск Большие натяги деталей при сварке в результате плохой сборки или в процессе правки Мал радиус контактной поверхности электродов (роликов) Велики размеры литой зоны (слишком завышен режим сварки) Сильный внутренний выплеск. Велико ковочное усилие Мало усилие сжатия Велик ток или длительность импульса Грязная поверхность детали или электродов. Неправильно установлены электроды Внешний осмотр невооруженны м глазом Внешний осмотр и измерение глубины вмятины индикатором Внешний осмотр невооруженным глазом. Рентгеновское просвечивание Не допускается Допускается не более 5% от общего числа точек или общей длины роликового шва на узел Со стороны прессованного профиля не более 5% от общего числа точек. Со стороны плакированного листа не более 2% от общего числа точек. Не более 2% общей длины роликового шва Нс более пяти вырывов на крупный узел Не более 10% от общего числа точек или общей длины роликового шва на узел Со стороны прессованного профиля не более 10% от общего числа точек и со стороны плакированного листа нс более 5% от общего числа точек. Не более 5% общей длины роликового шва Высверловка точки и постановка заклепки. Разделка края отверстия и заварка его аргоно-дуговой сваркой Механическая обработка нахлестки и подварка аргоно-дуговой сваркой При чрезмерных выплесках, вызывающих образование глубоких вмятин, производить разделку нахлестки и подварку аргопо-дуговой сваркой. При точечной сварке высверливать точки и ставить заклепки
Продолжение табл. 19
Наименование дефекта Наиболее вероятные причины образования дефектов Применяемые способы для обнаруживания дефектов Допускаемое количество дефектных точек без исправления Предельное допускаемое количество дефектных точек, при котором допускается их исправление Способы устранения
Внутренние трещины н раковины Мало усилие сжатия или ковочное усилие. Запаздывает включение ковочного усилия Грязная поверхность детален или электродов. Велик ток или длительность импульса. Велико контактное сопротивление Рентгеновское просвечивание. Внешний осмотр соединения после разрушения
Смещение расположения точек (шва) от намеченной линии Небрежная работа сварщика Внешний осмотр с применением мерительного инструмента
Для сварных Не более 5% от Дефектные сварные
точек без ограничений, если зона дефекта не общего числа точек на узел, у которых зона дефекта выхо- точки высверливаются н ставятся заклепки. В случае роликового
выходит за пре- дит за пределы >/з шва повторная сварка
делы 1/3 диа- диаметра ядра. Не на роликовой машине
метра ядра н на более 10% от об- нлн разделка нахлестки
поверхность. Для щей длины ролнко- и подваркэ аргоно-дуго-
роликовых швов отдельные трещины и раковины, не превышающие в наибольшем направлении 25% литой зоны, но не более 5% общей длины шва вого шва вой сваркой
Допускается, По ТУ на свар- По ТУ на сварной
если отклонение от установленного допуска выше 1 мм, не более 10% >от общего количества точек или длины шва на узел ной узел узел
крошлифу соединения (см. фиг. 94), как В\ = — 100%; В2 = °i
= —100%: При сварке деталей равной толщины глубина вмя-83
тины не должна превышать 15% толщины одного листа; в случае соотношения свариваемых толщин более 2: 1—вмятина не более 25% толщины тонкого листа.
Размеры отпечатков не связаны однозначно с размерами литой зоны соединений. В связи с этим на основании данных контроля отпечатков нельзя сделать определенный вывод о качестве соединений. Однако изменение размеров отпечатков при постановке ряда точек с неизменной настройкой машины свидетельствует о нарушении условий сварки и возможном ухудшении качества соединений.
Расстояния между сварными точками и расположение точек и швов по отношению к нахлестке контролируются ири помощи линейки, штангенциркуля или специальных шаблонов. Отклонения величины шага сварных точек от указанной в чертеже не должны превышать ±2 мм; смещение сварных точек или роликового шва относительно оси допускается 1не более ± 1 мм. При выполнении точек и швов близко к краю нахлестки могут возникать разрывы кромки нахлестки, что недопустимо.
Трещины наружные и находящиеся под плакирующим слоем, следы меди на поверхности точек и швов также легко обнаружить при внешнем осмотре соединения.
Для выявления дефектов сварных соединений и для определения размеров литой зоны в процессе изготовления узлов свариваются образцы технологической пробы и проводятся металлографические исследования структуры металла сварных соединений.
Образцы технологической пробы должны изготовляться из материалов, марка и толщина которых, а также подготовка поверхности под сварку (в том числе и нанесение грунтов, клеев, если они предусмотрены) строго соответствуют свариваемым деталям. Если условия идентичности образцов технологической пробы свариваемым деталям не могут быть по каким-либо причинам соблюдены, технологическую пробу выполняют непосредственно на подготовленных к сварке деталях или их отдельных элементах, например, когда детали изготовляют путем механической обработки.
Расположение сварных точек и швов относительно нахлестки, а также шаг должны быть такими же, как на свариваемых деталях. При роликовой сварке кольцевых швов образцы технологической пробы должны быть изогнуты по радиусу кривизны деталей.
Сварка образцов технологической пробы производится при определении новых режимов сварки, перед началом партии де-
153.
талей, а также после перерывов в работе (обеденного перерыва, временного отключения электрической сети и т. п.), смены электродов, роликов и после каждого, даже самого незначительного, изменения установленного режима сварки. Если протяженность швов, выполняемых на одном режиме, достаточно велика, то необходимо периодически сваривать образцы технологической пробы. После окончания сварки узла на данном режиме следует изготовить образец-свидетель технологической пробы и вместе со сварным узлом предъявить для контроля.
Образцы технологической пробы обычно разрушаются в тисках с помощью зубила, специального воротка или путем скручивания (в случае точечной сварки). При разрушении сварных точек скручиванием по излому можно судить о качестве сварки и легко обнаруживать такие дефекты, как внутренние трещины, выплески и раковины (фиг. 92). После скручивания точки с до-
статочной точностью можно определить диаметр литого ядра. Следует различать литую зону и пластический поясок металла, окружающего ядро точки.
При скручивании устанавливается форма литой зоны в плоскости соединяемых листов. В отдельных случаях, например при выполнении сварных точек на роликовой машине, может быть допущена эллипсность литого ядра при отношении малой оси 154
эллипса к большой как 2 . о и условии соблюдения минимальных размеров литой зоны (см. табл. 24).
При испытании образцов технологической пробы (разрушение обычно происходит со сквозным вырывом ЛИСТОВ ПО ОКОЛОШОВНОЙ зоне соединения (фиг. 93). Однако при точечной и роликовой
Фиг. 93. Разрушенные образцы технологической пробы: а — точечная сварка, сплав Д16Т, 1,5 + 1.5 леи; б — роликовая сварка, сплав АМгб, 3,0 + 3,0 мм.
сварке листов толщиной свыше 2 мм при разрушении может наблюдаться и несквозной вырыв; в этом случае глубина лунки от вырыва должна составлять не менее 30% от толщины листа, в котором произошел вырыв. Сварка считается удовлетворительной, если диаметр вырыва при точечной сварке или его ширина при роликовой не меньше минимальных размеров литой зоны (см. табл. 5).
Ширина образцов технологической пробы в зависимости от толщины материала берется такой же, как в случае одноточечных образцов для механических испытаний на срез (размер Ъ, табл. 20).
Длина образцов при точечной сварке должна быть такой, чтобы на них можно было выполнить 3—5 сварных точек, при роликовой — в пределах 200—300 мм.
Постоянство размеров вырыва технологической пробы (диаметр при точечной сварке и ширина шва при роликовой) свидетельствуют о стабильности режима сварки.
Металлографические исследования структуры сварных соединений проводятся с целью определения (величины 155
проплавления листов, размеров литой зоны, величины перекрытия точек в роликовом шве, глубины вмятины от электродов и роликов, а также для выявления внутренних дефектов.
Шлифы изготавливают, разрезая сварные образцы технологической пробы по центру сварных точек, либо по середине роликового шва в плоскости, перпендикулярной к поверхности Таблица 20
Размеры сварвых точечных образцов для механических испытаний
на срез и отрыв
Толщина образцов в мм Срез (см. фиг. 107, а) Отрыв* (см. фиг. 107, б)
ъ 1 Ь 1 11 d
0,3 15 75 — — —
0,5 15 75 — — —
0,8 20 100 — — —
1,0 20 100 — — —
1,2 25 100 25 100 65 8
1,5 25 100 25 100 65 8
2,0 25 100 25 100 65 8
2,5 30 125 30 125 75 10
3,0 30 125 30 125 75 10
4,0 40 150 40 125 75 10
5,0 50 150 50 150 110 12
6,0 50 150 50 150 110 12
7.0 60 200 60 150 110 12
1 При то П-образных о лщине мат< бразцах (см ‘риала до 1 мм . фиг. 107, в). испытание т очек иа от эыв провод ится иа |
листов, и в случае стыковой сварки в плоскости, перпендикулярной сварному шву. Для выявления макроструктуры в цеховых условиях шлифы обрабатывают напильником и зачищают шлифовальной микронной шкуркой (№ 20 или 14). На поверхность шлифов наносят раствор травителя.
Для алюминиевых сплавов можно применять травитель следующего состава: 45 г соляной кислоты, 15 г азотной кислоты, 15 г фтористоводородной кислоты и 25 г воды.
Для выявления литой зоны сварных соединений могут быть применены и другие травители, используемые при металлографических исследованиях алюминиевых сплавов. При работе с травителями необходимо соблюдать правила безопасности, обязательные при работе с кислотами. После выявления литой зоны шлифы промывают проточной водой.
156
Величина проплавления и размеры литой зоны точек или швов определяют в заводской лаборатории на микроскопе при 10—20-кратном увеличении, в цеховых условиях — путем сравнения изготовленного шлифа с эталонным невооруженным глазом или через лупу 4—10-кратного увеличения с мерными делениями. Величина проплавления на шлифах определяется отношением расстояния от стыка листов до границы литой зоны к тол-
Фиг. 94. Схемы определения размеров литой зоны деталей • на макрошлифах:
а — равные толщины; б — неравные толщины; в — разноименные сплавы; г — случай, когда на периферии литой зоны находится нерасплавившнйся плакированный слой.
щине листа, а именно А = — 100% (фиг. 94). Проплавление 6
определяется отдельно для каждого листа и должно находиться в пределах 30—80%.
Для обеспечения большей стабильности качества соединений рекомендуется сварку выполнять на режимах, обеспечиващих проплавление в пределах 40—70%. Диаметр или ширину литой зоны измеряют в плоскости стыка листов; эти размеры не должны быть менее допустимых (см. табл. 5 и 23). В случае сварки листов неравной толщины размеры литой зоны устанавливают для тонкой детали соединения. Увеличение размеров литой зоны сверх указанных в таблицах не является браком сварных соединений при условии отсутствия внутренних выплесков и раздавливания кромки нахлестки.
При точечной и роликовой сварке плакированных сплавов толщиной свыше 3 мм на периферии литой зоны в плоскости соединения обычно находится часть нерасплавившегося плакирующего слоя (фиг. 94, г). В этом случае за истинный (расчетный) диаметр литой зоны (см. табл. 24 и 29) следует принимать величину d, которая при правильно установленном режиме сварки не должна быть менее 0,75 общего размера литой зоны d' (фиг. 94, г). По макрошлифу может быть определена величина зазора между деталями h (фиг. 94, а), которая обычно составляет 0,15—0,20 от наименьшей толщины листа в соединении. Величина-зазора на готовых сварных узлах и образцах технологической пробы контролируется щупом.
157
На шлифах хорошо выявляются внутренние трещины и раковины (фиг. 95), их наличие на шлифах, вырезанных из образцов технологической пробы, свидетельствует о неправильно подобранном режиме сварки.
Фиг. 95. Трещины и раковины в сварных соединениях:
а — при точечной сварке деталей из сплава Д18АТ толщиной 1,5 4* 1,5 мм; б — при роликовой сварке деталей из сплава АМгб толщиной 2,8 +2,8 мм.
Величина перекрытия литых зон герметичного роликового шва определяется
С= (1 — -М 100%, \ е )
где g— величина пеперекрытой части литой зоны на продольном шлифе в любом месте шва (фиг. 96);
е—размер литой зоны последней точки шва.
Фиг. 96. Схема определения величины перекрытия литых зон роликового шва, стрелкой указано направление движения листов при сварке.
На макрошлифах продольного разреза шва литые зоны должны иметь одинаковые размеры и величину перекрытия не менее 25% (для герметичности швов).
При металлографических исследованиях шлифов обнаруживаются внутренние дефекты сварных соединений, выполиенных по слою клея или герметика, которые связаны с высыханием 158
или большой вязкостью последних до начала сварки. В этих случаях в литой зоне соединения могут быть остатки клея или грунта, большая пористость и внутренние выплески.
Без разрушения соединения внутренние дефекты обнаруживаются при помощи рентгеновского просвечивания. Наиболее опасным и трудно .выявляемым дефектом является полный непровар в виде так называемой склейки соединяемых листов (фиг. 97). Соединения с непроваром могут выдерживать значительные статические нагрузки на срез, однако легко разрушаются при статических отрывающих и динамических нагрузках. Благодаря особенности некоторых сплавов (Д16, В95, М.А2 и др.), при сварке которых литая зона имеет резко выраженную неоднородность по химическому составу, удается рентгеновским просвечиванием определять размеры литой зоны сварных соединений. Расшифровка рентгенограмм представляет значительные трудности и требует высокой квалификации. На фиг. 98 представлена макроструктура сварной точки сплава Д16АТ и рентгенограмма этой точки. Из рассмотрения рентгенограммы видно, что сварная точка выявляется на снимке в виде концентрически расположенных зон различной контрастности. Наружная серая корона d\ возникает вследствие утолщения металла из-за образования пластического пояска вокруг литого ядра.
Светлое кольцо d2, постепенно темнеющее по направлению к центру точки, выявляет зону термического влияния металла, затронутого нагревом. В этой зоне имеются значительные неоднородности в виде так называемых «усов», которые представляют собой эвтектические образования, обогащенные медью (фиг. 99). На периферии зоны термического влияния концентрация меди наиболее значительна, о чем свидетельствует светлое кольцо. Наличие зон с повышенной концентрацией меди подтверждается микрорентгенограммой этого участка сварного соединения, показанной на фиг. 100. Эвтектика СиАЬ выявляется в виде прослоек-«усов» по границам зерен. Следует отметить, что «усы» при металлографических исследованиях часто принимают за трещины ввиду повышенной травимости этих зон реактивами. «Усы» не снижают прочности соединений и их не следует считать дефектом, если они не выходят на поверхность листов и не достигают плакирующего слоя. В опорных случаях для решения вопроса о наличии трещин или «усов» целесообразно применять метод микрорентгенографии.
Темное кольцо d (фиг. 98) образуется от наружной зоны литого ядра точки, обогащенной алюминием, которая поглощает рентгеновские лучи меньше, чем основной металл, и поэтому выявляется в виде темного кольца. Обогащение алюминием происходит в основном за счет расплавления плакирующего слоя чистого алюминия. При сварке же плакированного листа с не-плакированным темное кольцо на рентгеноснимке менее контра-159
Фиг. 100. Микро рент гемограмм а сварной точки оплава Д16АТ; в околошовной воне видны светлые прослойки.
Фиг. 99. Скопления легкоплавкой эвтектики («усы») в околошовной зоне сварной точки сплава Д16АТ.
Фиг. 101. Рентгенограмма сварной точки магниевого сплава МА2.
Фиг. 98. Макроструктура сварной точки сплава Д16АТ (а) и ее рентгенограмма (б).
стно. При сварке неплакированного сплава Д16 и В95 темное кольцо может быть обнаружено только три очень высокой технике просвечивания и рентгеновской пленке хорошего качества.
Некоторые исследователи считают, что можно в определенных пределах связывать наличие и размеры литой золы не с темным кольцом d, а со светлым кольцом d2, определяющим границы зоны термического влияния. Размеры этой зоны определяются количеством тепла, выделяющегося при сварке, а следовательно, и размерами литой зоны.
Современная техника рентгеновского просвечивания позволяет определять наличие литого ядра сварной точки на плакированном листе из Д16 толщиной 1 + 1 мм и более.
Фиг. 102. Макроструктура сварной точки деталей из сплава Д16АТ толщиной 3 + 3 мм с плакированным слоем «а периферии литой зоны. X 3.
При точечной сварке некоторых магниевых сплавов (МА2) на периферии литого ядра образуются зоны, обогащенные марганцем, которые выявляются на рентгеноснимках в виде светлых колец из-за большего поглощения марганцем рентгеновских лучей (фиг. 101). При рентгеновском просвечивании сварных соединений плакированных листов толщиной свыше 3 мм, у которых на периферии литой зоны имеются значительные участки нерасплавившегося плакирующего слоя (фиг. 102), нельзя определить истинные размеры зоны взаимного проплавления листов, хотя на рентгеновском снимке имеется характерная картина нормальной точки или роликового шва. В этом случае диаметр темного кольца на рентгеновском снимке будет соответствовать диаметру литой зоны d' (фиг. 94, г), а не диаметру зоны взаимного соединения листов d.
Рентгеновское просвечивание точечных и роликовых сварных соединений сплавов типа АМгб, АМг и АМц не выявляет размеров литой зоны; рентгеновские снимки характеризуют лишь размеры вмятин от электродов и чешуйки шва.
Рентгеновским просвечиванием обнаруживаются внутренние дефекты точек и швов в виде трещин, пор, раковин и выплесков. На фиг. 103 представлены рентгенограммы сварной точки спла-11 Зак. 1318 161
ва Д16АТ и роликового шва сплава АМгб с внутренними трещинами. На фиг. 104 приведена рентгенограмма сварной точки сплава В95 с вну ipeiiniiM выплеском.
Фиг. 103. Рентгенограммы сварных швов соединений деталей из алюминиевых сплавов:
а — сплав Д16АТ, толщина 2+2 мм, точечная сварка, внутренние трещины. X 4; б — сплав АМгб, толщина 2+ +2 мм, роликовая сварка, внутренние трещины; в — сплав АМгб, толщина 2+2 мм, роликовая сварка, дефектов нет.
При сопоставлении расположения дефектов на рентгенограммах с размерами литой зоны последние в случае сплавов АМгб, АМг, АМц определяются по макрошлифам или на образцах те?шической пробы.
Фиг. 104. Рентгенограмма сварной точки деталей из сплава В95 толщиной 7 + 7 мм с внутренним
Фиг. 105. Рентгеновская установка для просвечивания сварных соединений.
выплеском.
Для рентгеновского проавечива-ния могут быть применены как стационарные, так и передвижные рентгеновские аппараты, например РУП-60-20-1 (РУМ-7) с трубками 1БПВ1-60 или 0,8БСВ-2Мо. Аппаратура должна иметь плавную регулировку высокого напряжения в пределах 10—60 кв, ток 10—30 ма, фокусное расстояние 500—700 мм. Для просвечивания применяют пленки типа X, XX, РТ-1, РТ-5 при экспозиции 3—5 мин. Режимы просвечивания выбираются в каждом отдельном случае 162
в зависимости от типа трубки, типа пленки, марки и толщины материала просвечиваемых сварных соединений.
Рентгеновский контроль может осуществляться как на готовых сварных узлах, так и на образцах технологической пробы, в последнем случае они должны строго соответствовать деталям узла по марке материала, толщине и режиму сварки.
На фиг. 105 показана рентгеновская установка для просвечивания сварных панелей.
По данным зарубежных фирм, установлено, что сварка одной точки дешевле постановки одной заклепки при контроле рентге-нопросвечиванием не более 25% сварных точек на изделии.
Фиг. 106. Ультразвуковой контроль сварных соединений: а — с нормальным проплавлением (качественная сварка); б — с непроваром в виде воздушного зазора; в — с непроваром в виде склейки; / — излучатель; 2 — приемник; 3 — экран;
4 — образец.
Для определения полного непровара в виде зазора между деталями может быть применен ультразвуковой контроль дефектоскопом УЗД7Н ЦНИИТМАШа с совмещенным призматическим щупом системы МВТУ им. Баумана. Для лучшего акустического контакта на поверхность соединения со стороны щупа наносят слой масла.
Принцип ультразвукового контроля точки или роликового шва заключается в следующем. Ультразвуковые волны от излучателя 1 (фиг. 106, а) под некоторым углом проходят через литую зону и за счет внутреннего отражения в нижнем листе не попадают в приемник 2; при этом на экране катодной трубки дефектоскопа отсутствует импульс напряжения.
В случае непровара в виде зазора (фиг. 106, б) ультразвуковые колебания, отражаясь от поверхности верхнего листа, попадают в (приемник 2 и дают сигнал на экране трубки. Таким образом, передвигая призматический щуп по поверхности сварной точки и отмечая положения, при которых на экране дефектоскопа возникают импульсы, можно определить размеры зоны соединения листов.
Если непровар в виде плотной склейки, зона соединения прозрачна для ультразвуковых колебаний, хотя взаимное проплавление отсутствует (фиг. 106, в). Следует отметить, что не-П* 163
которая часть ультразвуковых колебаний отражается от зоны соединения листов и дает на экране дефектоскопа небольшой импульс напряжения. Таким образом, но величине такого импульса принципиально можно отличить непровар-склейку от нормальной литой зоны. Однако при этом имеется много субъективных причин, зависящих от оператора, из-за которых нельзя рекомендовать метод ультразвукового контроля для надежного обнаружения непровара в виде склейки соединяемых листов.
Фиг. 107. Образцы для механических испытаний точечных соединений (ом. табл. 20):
а — на срез; б — на отрыв, крестообразный образец; в — на отрыв, П-образный образец.
Экспериментально установлено, что при наличии литой зоны точность этого метода составляет ±20%, при совпадении данных контроля с истинными размерами литой зоны соединений — 80—85 %.
Для определения разрушающих усилий сварных точек на срез и роликовых и стыковых швов на, разрыв проводятся м е-хан'ические испытания контрольных образцов. Если в конструкциях сварные точки работают на отрыв, необходимо проводить такие же механические испытания и сварных образцов. При подборе нового режима роликовой сварки рекомендуется испытывать контрольные образцы для определения разупрочнения материала. Форма контрольных образцов для механических испытаний представлена на фиг. 107, 108. Величина нахлестки образцов роликовых соединений берется по табл. 5. Размеры сварных точечных соединений из листового материала на срез и отрыв приведены в табл. 20.
Образцы для механических испытаний точек на срез могут выполняться как одноточечными, так и многоточечными с последующей разрезкой панели на одноточечные образцы. Мно-164
готочечные панели должны выполняться с тем же шагом точек, что и сварной узел; при этом будет учитываться эффект шунтирования сварочного тока через ранее выполненные точки, что имеет особенно большое значение при сварке точек с шагом, меньшим, чем указано в табл, 5.
Для выявления влияния шунтирования тока на прочность точек может быть рекомендовано испытание на срез трехточечного образца. Для этого сваривают две точки по краям образца и третью между ними, затем крайние две точки высверливают и образец испытывают на срез.
Фиг. 108. Образцы для механических испытаний роликовых соединений:
а — на разрыв (размер I, см. табл. 20); б — на разупрочнение материала.
Контрольные образцы для механических испытаний должны быть идентичны свариваемым деталям по марке материала, толщине, подготовке поверхности, форме и размеру соединений. Если эти условия не могут быть выполнены при изготовлении образцов, то последние вырезают непосредственно из сварного узла. При вырезке контрольных образцов из панелей или узлов необходимо строго следить за тем, чтобы линия разреза была перпендикулярна линии шва (кроме нахлестки).
При испытании сварных точек на срез необходимо избегать их скручивания от эксцентричного приложения нагрузки вследствие неравномерного закрепления образца в зажимах разрывной машины. Это легко установить наличием отпечатков от насечки зажимов только у одного края образцов. Для того чтобы линия действия нагрузки при срезе проходила через центр сварной точки, оекомендуется испытания проводить в зажимах со
165
штырями, а в образцах просверливать отверстия на одной оси со сварными точками. В случаях скручивания сварных точек или перекоса образцов роликового шва во время механических испытаний на срез или разрыв прочность таких образцов получается значительно ниже, чем при нормальных условиях испытаний. Механические испытания сварных точек на срез и роликовых швов на разрыв производят при подборе нового режима сварки (не мнее 20 образцов) в начале и конце сварки партии узлов и для периодического контроля установленного режима сварки (5—ГО образцов). Механические испытания образцов выполняют в заводской лаборатории и результаты
Фиг. 109 Настольная разрывная машина пя испытаний свар-нык образцов на срез (разрыв).
испытаний оформляют протоколом1. При этом прочность сварных точек и роликовых швов не должна быть меньше допустимых значений для данной марки и толщины материала (см. табл. 24 и 29).
Одноточечные образцы при испытаниях на срез могут разрушаться как со срезом литого ядра, так и со сквозным и несквозным вырывом. Роликовые образцы при испытании на разрыв должны разрушаться обязательно с разрывом листа. Разрушение роликовых швов от среза свидетельствует о непроваре или недостаточных размерах литой зоны соединения. Разрушение образцов стыковой сварки обычно происходит по шву или околошовной зоне. Разброс результатов механических испытаний контрольных образцов обычно не превышает ±20% от среднего значения. Больший разброс свидетельствует о плохой подготовке поверхности, неправильно выбранном режиме сварки или нестабильности работы оборудования.
Для контроля установленного режима сварки целесообраз но испытания одноточечных образцов на срез проводить непосредственно у рабочего места сварщика. Для этой цели можно применять настольные разрывные машины (фиг. 109).
При роликовой сварке узлов, если это требуется, проводят испытания сварных соединений и контрольных 166
образцов на герметичность. Контрольные образцы выполняют в виде подушки и испытывают сжатым воздухом в водяной ванне. Роликовые швы открытых конструкций проверяют на герметичность керосино-меловой пробой. Для этого испытуемый шов покрывают с одной из сторон водным раствором мела. После просушки на соединении с противоположной стороны наносится кистью керосин. Керосин, проникая через негерметичные участки шва, дает темные пятна на слое мела. При повторной проверке соединений керосино-меловой пробой, чтобы не было ошибок вследствие наличия пятен от предыдущих испытаний, в керосин добавляют красители, применяемые при цветной дефектоскопии (краситель Судан-IV и др.).
Швы закрытых резервуаров проходят гидравлические или пневматические испытания. При наполнении сварных резервуаров сжатым воздухом необходимо принять меры, обеспечивающие безопасность обслуживающего персонала.
Контроль герметичности сварных узлов желательно проводить после выполнения каждого сварного шва, так как при наличии негерметичности в готовом узле устранить ее невозможно или трудно.
Для контроля роликовых швов закрытых баков и емкостей можно применять гелиевый (типа ПТИ-4А) и фреоновый тече-искатели, основанные на фиксации проникновения указанных газов через негерметичные участки шва. В случае применения гелиевого течеискателя к изделию подключается вакуумный насос и течеискатель. После получения вакуума сварные швы изделия снаружи обдувают гелием, который, проникая внутрь, фиксируется течеискателем, что свидетельствует о нарушениях герметичности шва. При применении фреонового течеискателя изделие наполняют фреоном. После этого головку течеискателя перемещают вдоль сварных швов. При нарушениях герметичности фреон, проникая через шов, фиксируется течеискателем.
Основными причинами негерметичности роликовых швов являются малое перекрытие литых зон шва (менее 25%), недостаточные размеры литой зоны и внутренние выплески. Негерметичность устраняют повторной роликовой или точечной (с перекрытием точек) сваркой или разделкой нахлестки и последующей подваркой аргоно-дуговой сваркой.
2. КОНТРОЛЬ РАБОТЫ СВАРОЧНЫХ МАШИН
При работе сварочных машин по различным причинам возможно рассогласование между настройкой машины (положением ручек) и режимом сварки. Поэтому для получения сварных соединений высокого качества необходимо периодически измерять параметры режима. Контроль параметров проводят при определении новых режимов сварки, непосредственно в процессе свар
167
ки узлов, а также при периодической проверке работы сварочного оборудования. Вследствие 'специфических особенностей процесса контактной сварки для измерения параметров режима, в большинстве случаев не могут быть применены стандартные измерительные приборы. Для указанных целей разработана и выпускается специальная аппаратура.
Величина вторичного тока может быть определена путем измерения первичного тока и последующим расчетом по формуле
где /2 — вторичный ток;
11 — первичный ток;
/о — ток холостого хода;
а>1 и — число витков соответственно первичной и вторичной обмоток трансформатора.
Для трехфазных низкочастотных машин ток холостого хода весьма мал и им при расчетах можно пренебречь.
В связи с тем, что однофазные машины для сварки легких сплавов потребляют из сети большую мощность, а трехфазные машины имеют ограниченное время включения, их нельзя включать в сеть на время, достаточное для измерения тока ii обычными амперметрами. Поэтому ток А определяют путем записи на магнитоэлектрическом осциллографе типа МПО-2, причем определяется не только величина, но и форма импульса тока.
Для этого в первичную цепь машины включается калиброванный шунт, а падение напряжения на нем подается на вибратор осциллографа. Для подсчета тока Л по осциллограмме шунт совместно с вибратором должен быть откалиброван. В случае трехфазных машин определяется максимальное амплитудное значение тока I м, для однофазных машин — действующее значение Id-
Для тока синусоидальной формы действующее значение может быть легко определено (1ц = —М» а для тока машин с ре-\ 2 >
гулируемым углом поджигания игнитронов действующее значение тока можно с достаточной точностью определить по осциллограмме подсчетом по формуле
у 2 у /i-р 1-2
где 1а — амплитуда тока в а;
li, h —линейные размеры в мм (см. фиг. 110).
Для регистрации и измерения тока, непосредственно протекающего во вторичном контуре, могут применяться специальные шунты, которые устанавливают между электродами машины 168
Фиг. НО. Осциллограмма сварочного тока при регулировании угла поджигания игнитронов прерывателя.
(фиг. Ill, а). Шунт представляет собой полый цилиндр из манганина, меди или латуни, охлаждаемый водой (во избежание его нагрева проходящим током). Сопротивление шунта подбирается так, чтобы падение напряжения на нем обеспечивало необходимое отклонение вибратора осциллографа. Для этой цели, а также для устранения индуктивного сопротивления и поверхностного эффекта внутри шунта делается кольцевая выточка, увеличивающая его сопротивление в месте присоединения проводов. Отвод напряжения с шунта должен выполняться двумя тонкими проводами, плотно свитыми между собой, что устраняет наводки магнитного по
ля на провода, идущие к осциллографу. В случае необходимости -измерения вторичного тока при сварке деталей роль шунта выполняет электрододержатель с выточкой (фиг. 111,6).
Фиг. 111. Регистрация вторичного тока:
а — с помощью шунта, устанавливаемого между электродами; б — при использовании электрододержателя с внутренней выточкой.
У машин переменного тока вследствие значительной величины полного и индуктивного сопротивлений вторичного контура установка такого шунта или электрододержателя не снижает величины тока короткого замыкания. При применении шунта на трехфазных машинах измеренная величина вторичного тока будет меньше тока короткого замыкания. При использовании шунтов с большим сопротивлением (несколько микроом) это обстоятельство необходимо учитывать.
169
Указанный недостаток может быть устранен, если для регистрации и измерения вторичного тока применить датчик, работающий на основе эффекта Холла в полупроводниках. Эффект Холла заключается в возникновении поперечной электродвижущей силы на пластинке полупроводника, через которую протекает ток при наличии магнитного поля, перпендикулярного к поверхности пластинки. Э. д. с. эффекта Холла Е пропорциональна составляющей напряженности магнитного поля Н, нормальной к поверхности пластинки, и току i, протекающему через пластинку, т. е.
Е = 10~8 • /?— = \0~8RjHb,
. d
где R— константа Холла в см*1к;
j — плотность тока через пластинку в а!см2-,
b—ширина пластинки в см;
d — толщина пластинки в см.
Пропорциональность между Е и Н позволяет использовать э. д. с. эффекта Холла для регистрации сварочного тока, так как известно, что напряженность Н в данной точке магнитного поля пропорциональна сварочному току /. Эффект Холла практически безынерционен, что позволяет использовать его для регистрации очень быстрых изменений сварочного тока.
Пластинку датчика размером 8 X 4 X 0,4 мм изготовляют выпиливанием из монокристалла низкоомного электронного германия, легированного сурьмой.
На фиг. 112 представлена регистрации сварочного тока
к осциллографу
дат-
^Icff
Фиг. 112. Электрическая схема чика Халла:
/ _ токоподвод сварочной машины: германиевая пластинка; 3 силовые линии.
2 — магнитные
электрическая схема датчика для с использованием эффекта Холла.
Питание датчика производится от сухого элемента СЭ. Величина тока питания регулируется переменным сопротивлением R1 и устанавливается в пределах 10—25 мд по миллиамперметру МА. Питание включается тумблером ВК. Переменное сопротивление R2 служит для так называемой балансировки датчика, которая заключается в следующем. Регулировкой движка сопротивления R2 добиваются такого положения, чтобы при напряжение на выходных клем-
включении тока тумблером ВК
мах отсутствовало (контролируется осциллографом). .Величина тока питания устанавливается в зависимости от требуемого масштаба записи, чувствительности осциллографа и величины вторичного тока машины.
170
При помещении пластинки датчика в магнитное поле сварочного контура машины на выходных клеммах возникает э. д. с., пропорциональная сварочному току. Эта э. д. с. подается на вход магнитоэлектрического или электронного осциллографа для регистрации кривой тока.
Конструктивно датчик состоит из двух частей: собственно датчика — пластины германия и блока питания. Германиевая пластинка помещена в немагнитный (медный) корпус и посредством гибкого экранированного привода через разъем соединяется с блоком питания. Блок питания размещен в металлическом корпусе, который имеет отделение для помещения армированной германиевой пластинки. Монтаж элементов схемы выполнен на верхней панели, на которой расположены миллиамперметр, выходные клеммы, тумблер и ручка регулировки.
Для определения величины тока необходимо знать масштаб осциллограммы, записанной с датчика Холла. Это выполняется путем одновременной записи осциллограмм тока с датчика Холла и с калиброванного шунта (см. фиг. 111). При дальнейших измерениях расстояние пластинки датчика от электрододержа-теля машины, ток питания и вибратор осциллографа должны быть неизменными.
Визуально величина вторичного тока может быть измерена лишь с помощью специальных приборов. Датчиком тока этих приборов служит трансформатор тока с немагнитным сердечником (тороидом), который помещается на токоведущем элементе вторичного контура сварочной машины.
Измерение тока точечных и роликовых однофазных машин в пределах 3,5—35,0 ка может быть произведено прибором АСТ-2, работающим по схеме замещения, принцип которой заключается в следующем. В моменты пауз (при отсутствии тока) на гальванометр подается питание от стабильного источника постоянного тока —сухого элемента; в момент измерения (при протекании тока во- вторичном контуре) ток сухого элемента замещается равным по величине током с тороида (трансформатора с (немагнитным сердечником).
На фиг. 113 приведена электрическая схема амперметра сварочного тока АСТ-2. Тороид помещается на консоли машины, по которой во время сварки протекает ток ice. Напряжение тороида, пропорциональное величине — -, через сопротивления dt
Rl, R2, R3 поступает на первичную обмотку повышающего трансформатора Тр. Напряжение обмотки II через выпрямитель ВС питает обмотку реле Р, которое возбуждается в моменты импульсов сварочного тока. К обмотке III трансформатора подключены конденсатор С, купроконый выпрямитель ВК и гальванометр Г. Величина емкости конденсатора выбрана таким образом, что последний совместно с обмоткой III трансформатора образует интегрирующий контур.
171
В этом случае напряжение на конденсаторе будет пропорционально сварочному току
i
Uc = К = Kica.
с I dt о
К гальванометру подключен также сухой элемент СЭ. В цепи сухого элемента имеются нормально закрытые контакты реле Р и сопротивления R8, R9, служащие для установки необходимой величины тока в цепи гальванометра. Для снижения чувствительности гальванометра и лучшего успокоения колебаний стрел-‘ки гальванометр зашунтирован сопротивлением R7.
Фиг. 113. Электрическая схема прибора типа АСТ-2 для измерения сварочного тока однофазных машин.
Таким образом, гальванометр имеет два источника питания: ток выпрямителя ВК, существующий в моменты импульсов тока, и ток сухого элемента, подключаемый к гальванометру в моменты пауз контактами реле Р. Величина тока выпрямителя ВК устанавливается регулировкой сопротивления R1 так, чтобы среднее значение этого тока 1ср было равно току сухого элемента 1сэ- Положение движка сопротивления R1 (в момент измерения), при котором достигается это равенство, и определяет измеренную величину сварочного тока по градуированной шкале.
Все сказанное справедливо, если между действующим значением измеряемого сварочного тока Iс,,.г) и выпрямленным током 1ср существует постоянное соотношение. Однако его соотношение постоянно лишь при синусоидальной форме тока. Для устранения погрешностей, связанных с несинусоидальной формой сварочного тока, питание гальванометра от (выпрямителя ВК производится через добавочное сопротивление R6 (фиг. 113). Величина сопротивления -выбрана так, что выпрямитель работает на квадратичном' участке своей вольт-амперной характеристики. В этом случае между средним током выпрямителя и действующим значением сварочного тока существует постоянное соотношение.
172
Напишем выражения для I св,д и I ср : /~ * св.д J icedt ;
t
\ iedt, о
но (при квадратичном выпрямлении, имеем
4 = к^1
Выше было показано, что Uc = Kica, следовательно,
— Kjc
Подставляя значение ia в выражение для /ср, получим t
Jcp=~- Yi lcedt' О
При сравнении выражений для /ce.d и Iср .видно, что между ними существует постоянное соотношение, а извлечение корня может быть учтено при тарировке прибора. Поэтому средний выпрямленный ток, измеряемый гальванометром, будет пропорционален действующему значению сварочного тока 1ср = Кз^ся.й и шкала прибора может быть проградуирована в единицах действующего тока.
Прибор имеет два диапазона измеряемых токов; требуемый диапазон устанавливается выключателем В2. Сопротивления R4 и R5 в цепи выпрямителя ВК служат для устранения температурной погрешности измерений. Прибор АСТ-2 смонтирован в металлическом корпусе, который имеет отделение для помещения тороида.
Для измерения действующего значения тока однофазных сварочных машин может быть также применен электронный прибор АСД-1. В отличие от прибора АСТ-2 им могут быть измерены одиночные импульсы сварочного тока величиной 2,0—40,0 ка и длительностью от 0,01 сек и более.
Прибор АСД-1 представляет собой электронную моделирующую установку (фиг. 114, а), вычисляющую действующее значение тока в каждом лолупериоде в соответствии с формулой, определяющей 1св.д'
Модель «запоминает» величину тока в наибольшем полупериоде, которой и соответствуют показания прибора. В качестве датчика в приборе используется тороидальная катушка, надеваемая на токоведущую часть сварочного контура машины. Э. д. с. датчика интегрируется с помощью интегрирующего уси-173
лителя /. Сигнал усилителя поступает на вход диодного квадратора. Выходной ток квадратора, пропорциональный квадрату мгновенного значения сварочного тока, поступает на вход интегрирующего усилителя //. Амплитуда выходного напряжения усилителя // пропорциональна квадрату действующего значения сварочного тока.
«Запоминание» максимального значения тока осуществляется емкостью, заряжаемой через диод. Для измерения потенциала заряженной емкости также используется усилитель /. Подключение емкости к усилителю осуществляется с помощью реле Р. Отсчет показаний амперметра производится непосредственно в килоамперах по шкале магнитоэлектрического прибора, включенного на выход усилителя /. Шкала прибора выполнена по квадратичному закону. Прибором можно измерять ток как по «положительным», так и по «отрицательным» полупериодам сварочного тока. Прибор АСД-1 переносный и смонтирован в металлическом корпусе (фиг. 114, б).
Наибольшие трудности возникают при измерении сварочного тока в трехфазных низкочастотных и конденсаторных машинах. Приборы, предназначенные, для измерения тока однофазных машин, для этой цели не пригодны, так как интегрирующие устройства их схем не рассчитаны на интегрирование импульсов напряжения одной полярности длительностью более 0,01 сек, как это имеет место в трехфазных сварочных машинах. Следует также отметить, что для низкочастотных и конденсаторных машин принято измерять не действующее значение тока, а его амплитуду.
Для измерения амплитудного значения тока указанных машин может быть применен прибор АСА-1, электрическая схема которого представлена на фиг. 115. Импульс напряжения с датчика-тороида передается на переключатель полярности П1, так как полярность импульсов сварочного тока машин с преобразователями частоты (МТИП, МТПТ, МШШИ и МШШТ) чередуется по направлению.
С переключателя полярности входной сигнал поступает на делитель напряжения, который позволяет выбирать необходимый диапазон измеряемых токов (переключатель П2). Прибор имеет четыре диапазона и измеряет токи от 10 до 200 ка. С делителя импульс напряжения подается на вход интегрирующего усилителя, который преобразует напряжение с тороида, пропорцио-di
нальное —, в напряжение, пропорциональное измеряемому то-
ку. Усилитель постоянного тока выполнен по балансной схеме на трех двойных триодах Л1, Л2 ц ЛЗ. Для того чтобы усилитель был интегрирующим Uebix = Д J Uexd,t, в него введена обратная связь с емкостным сопротивлением СЗ в цепи. Баланс усилителя осуществляется регулировкой потенциометра R8.
174
Фиг. 114. Прибор для измерения сварочного тока однофазных машин АСД-1:
а - блок-схема; б — внешний вид.
Фиг. 15. Электрическая схема прибора АСА-1 для измерения сварочного тока низкочастотных и кон-
денсаторных машин.
Фиг. 116. Прибор АСА-1.
С выхода усилителя (сопротивления R19, R20) импульс напряжения, пропорциональный измеряемому току, подается через диод Л4 на запоминающую емкость С2, которая заряжается до амплитудного значения напряжения. Диод Л4 включен таким образом, чтобы запоминающая емкость С2 не могла разряжаться на выходные цепи усилителя. Параллельно запоминающей емкости С2 включено через кнопку К1 сопротивление R23, предназначенное для разряда емкости при сбросе показаний прибора. Напряжение на запоминающей емкости измеряется ламповым вольтметром на лампе Л5. Измерительный прибор ИП при помощи переключателя ПЗ может подключаться к вольтметру либо к выходу усилителя для его балансирования.
Во избежание некоторого заряда запоминающей емкости С2 в промежутках времени между измерениями интегрирующая емкость СЗ за-шунтирована сопротивлением R22. Перед прохождением импульса измеряемого тока нажимается кнопка К2 и ем
кость расшунтируется. После окончания импульса кнопка отпускается и сопротивление R22 вновь подключается параллельно емкости СЗ. Блок питания прибора состоит из трансформатора Тр1 и выпрямителей В1 и В2 со сглаживающими фильтрами. Прибор АСА-1 смонтирован на горизонтальном шасси и заключен в металлический ящик (фиг. 116). Он комплектуется двумя трансформаторами тока — тороидами; один из которых предназначен для измерения тока на точечных машинах и помещается на электрододержателе, другой — для измерения тока на роликовых машинах и устанавливается в плоскости, перпендикулярной к линии, соединяющей оси роликов.
Прибором АСА-1 можно измерять импульсы длительностью от 0,004 до 0,5 сек. После включения прибора в сеть для его стабильной работы необходим прогрев ламп и других элементов схемы в течение 10 мин. Измеряя отдельно величину импульсов тока положительной и отрицательной полярности, прибор АСА-1 позволяет контролировать идентичность импульсов тока, что особенно важно для роликовых машин, имеющих два выпрямителя (МШШТ-1000).
Длительность импульса сварочного тока и пауз при роликовой сварке измеряются магнитоэлектрическими и электронными осциллографами и специальными приборами. При использова-176
нии осциллографов применяется какой-либо датчик тока (шунт, датчик Холла и т. п.), подключаемый к вибратору магнитоэлектрического или к входу электронного осциллографа. В связи с тем, что импульсы тока имеют малую длительность, их трудно наблюдать на экране обычного электронного осциллографа. Поэтому для наблюдения импульсов тока применяются электронные осциллографы с трубками, имеющими длительное послесвечение, что позволяет фиксировать даже одиночные импульсы тока при точечной сварке. Наиболее удобным для этой цели является электронный низкочастотный осциллограф ЭНО-1 (CI-4).
Осциллограф ЭНО-1 имеет как непрерывную, так и ждущую развертку, что позволяет использовать его как при точечной, так и при роликовой сварке. При точечной сварке развертка осциллографа должна включаться несколько раньше или в момент включения исследуемого импульса тока.
Для измерения длительности импульса тока осциллографами необходимо иметь масштаб времени. В случае применения магнитоэлектрического осциллографа это выполняется путем одновременной записи двух кривых: импульса тока и напряжения переменного тока известной частоты. В осциллографе МПО-2 для этой цели служит специальный отметчик времени — вибратор, на который подается напряжение с частотой 500 гц. Подсчитывая количество периодов этого напряжения на протяжении импульса сварочного тока, после проявления осциллограмм определяют его длительность (один период соответствует длительности 0,002 сек). Для измерения длительности импульсов машин переменного тока отметчик времени не обязателен, так как по числу периодов тока (один период равен 0,02 сек) может быть подсчитана длительность импульса. Для измерения длительности импульсов и пауз при роликовой сварке масштаб времени необходим во всех случаях.
При наблюдении импульсов тока на осциллографе ЭНО-1 также включается отметчик времени, благодаря которому наблюдаемая кривая фиксируется на экране в виде чередующихся черточек и пауз (см. фиг. 124). По числу черточек, зная установленный масштаб отметчика времени, определяется длительность импульса тока либо паузы между импульсами.
Длительность импульса сварочного тока можно измерять де-катронным счетчиком СИД, в котором применены специальные счетные лампы — декатроны, коэффициент пересчета которых равен десяти.
Декатрон — это газоразрядная лампа с одним анодом, десятью индикаторными катодами К, десятью первыми подкатодами К1 и десятью вторыми подкатодами К2 (фиг. 117). Все катоды каждой группы соединены между собой внутри баллона лампы и имеют отдельный вывод на цоколе (кроме нулевого индикаторного катода, который имеет свой отдельный вывод).
12 Зак- 1318 1’7'7
ся сам катод. Для перевода
Фиг. 117. Схема счетной ламлььде-катрона.
К2
Декатрон работает следующим образом. Между анодом и индикаторными катодами устанавливается напряжение постоянного тока около 400 в. На подкатоды подается положительный по отношению к катодам потенциал около 60 в. При этом между анодом и одним из индикаторных катодов возникает разряд. Так как свечение возникает вблизи катода, кажется что светит-зряда на нулевой катод КО достаточно снять напряжение с индикаторных катодов, для чего необходимо разомкнуть и снова замкнуть кнопку «Сброс» (фиг. 117).'
Каждый импульс, поступающий в схему управления, преобразуется этой схемой в два следующих друг за другом импульса. Первый импульс подается на первый подкатод, а следующий — на второй. Это вызывает увеличение разности потенциалов между анодом и подкатодами, и разряд переходит с нулевого индикаторного катода на расположенный рядом первый подкатод, а затем на соседний штырек второго. После окончания импульса восстанавли
вается прежнее соотношение потенциалов и разряд переходит на первый индикаторный катод, имеющий больший потенциал. Следующий импульс вызывает переход разряда на второй индикаторный катод и т. д.
На фиг. 118 приведена электрическая схема декатронного счетчика СИ-2. С катушки L1, помещенной в магнитном поле сварочной машины (в случае машины переменного тока), электрические импульсы поступают на интегрирующий контур, состоящий из сопротивления R1 и конденсатора С1. Проинтегрированные импульсы выпрямляются выпрямителем В1 и усиливаются левым по схеме тороидом лампы Л1. Далее импульсы ограничиваются правым триодом лампы Л1 и подаются на сетку лампы Л2, управляющей работой декатрона единиц (ЛЗ). Элементы схемы (С6, С7, Rll, R12) подобраны таким образом, что импульсы на вторые подкатоды поступают с некоторым запаздыванием относительно импульсов, поступающих на первые подкатоды, что обеспечивает четкую работу декатрона.
При поступлении на вход счетчика десятого импульса разряд переходит снова на нулевой катод лампы ЛЗ и с сопротивления R15, включенного в цепь нулевого катода, подается импульс 178
напряжения на сетку лампы Л4, управляющей декатроно.м десятков Л5. Схема управления декатроном десятков аналогична схеме управления де-катро'ном единиц.
Переключатель П2 (фиг. 118) служит для переключения рода работы счетчика. В положении 1 на выпрямитель В1 подается переменное напряжение с обмотки V трансформатора Тр1 и осуществляется проверка счетчика. В положении 2, как было описано выше, счетчик измеряет длительность импульсов однофазных машин переменного тока. В положении 3 (переключателя П2) счетчик измеряет длительность импульсов тока низкочастотных машин.
Катушка датчика L1 подключается к обмотке поляризованного реле РП. При отсутствии сварочного тока контакты реле РП разомкнуты. При включении импульса тока на обмотку реле РП с катушки L1 поступает импульс напряжения, пропорциональный —. Пои dt 1 этом контакты реле РП замыкаются и подают на выпрямитель В1 напряжение с 12*
179
обмотки V Tpl. Счетчик начинает отсчитывать длительность импульса сварочного тока. В момент выключения сварочного тока полярность импульса напряжения датчика L1 изменится, контакты реле РП разомкнутся и отсчет прекратится. Таким •образом, время, в течение которого контакты реле РП замкнуты, и определяет длительность импульса тока.
Полярность импульсов сварочного тока низкочастотных машин чередуется и для того, чтобы на обмотку реле РП импульс напряжения приходил всегда одной и той же полярности, в схеме предусмотрен переключатель полярности П1, который необходимо переключать после каждого импульса тока.
Для измерения длительности замыкания контактов какого-либо реле (например, для проверки регуляторов времени РВЭ) предусмотрено положение 4 переключателя П2. В этом случае датчик Lt от прибора отключается, при замыкании клемм 1, 2 на выпрямитель В1 подается напряжение с обмотки V Tpl насчитывается время, в течение которого клеммы 1, 2 замкнуты.
Питание прибора осуществляется от сети переменного тока через трансформатор Тр, выпрямитель В2, конденсатор фильтра С12. Выпрямитель ВЗ, конденсатор фильтра С13 и делитель R31— R34 служат для подачи положительного напряжения на
Фиг. 119. Декатронный счетчик для измерения длительности импульса тока СИ-2.
подкатоды декатронов и отрицательного — на сетки ламп Л2 и Л4.
Конструктивно декатронный счетчик оформлен в переносном металлическом корпусе (фиг. 119), на лицевую панель выведены передние части декатронов. Сброс показаний выполняется нажатием кнопки «Сброс».
Измерить длительность импульсов тока при сварке на однофазных машинах можно также регистратором времени сварки 180
РВС-1 конструкции ВНИИЭСО (фиг. 120). Длительность импульсов тока отсчитывается в периодах с частотой 50 гц. Вход прибора подключается к зажимам вторичной обмотки сварочного трансформатора машины. После включения тока отсчет производится визуально по горящим лампочкам единиц и десятков периодов. В приборе предусмотрен как ручной, так и автоматический сброс показаний. Прибор типа РВС может также работать в качестве точного регулятора времени. После
Фиг. 120. Регистратор времени сварки типа РВС-1.
выполнения набранного переключателем времени прибор выдает команду на включение или выключение исполнительных устройств. В приборе применена пересчетная схема на безнакаль-ных тиратронах МТХ-90, благодаря чему не требуется времени на разогрев и он может работать сразу после подачи питающего напряжения. Диапазон измерения и регулирования времени прибора 0,02—2,0 сек.
Для измерения усилия сжатия электродов и роликов сварочных машин применяют динамометры различных конструкций и помещают их между электродами машины. Широко распространены гидравлические динамометры. Максимальное усилие, которое может быть измерено гидравлическим динамометром, определяется его размером и предельным давлением манометра. При измерении больших усилий внутри гидродинамометра возникают очень большие давления жидкости (масла), в связи с чем могут иметь место нарушения герметичности и утечка масла. Кроме того, гидродинамометры имеют значительную температурную погрешность измерений при изменении окружающей температуры. От этих недостатков свободны пружинные динамометры-скобы (фиг. 121), в которых упругим элементом служит плоская пружина. Величина усилия сжатия электродов
181
определяется деформацией пружины, которая измеряется индикатором часового типа. При измерениях величины ковочного усилия во избежание порчи индикатора рекомендуется в момент приложения усилия отводить вверх ножку индикатора и опускать ее после нарастания ковочного усилия. Вставки, на которые давят электроды, могут перестанавливаться ближе и дальше от оси индикатора, при этом изменяется пазон измеряемых лий.
диа-уси-
к осциллографу
6)
Фиг. >121. Измерение усл лия сжатия (пружинным динамометром ДПС.
Фиг. 122. Регистрация усилия сжатия электродов:
а — схема датчика усилия; б — осциллограммы сварочного тока и усилия, сжатия точечной машины типа МТИПЧ
Во многих случаях при наладке и периодическом контроле сварочных машин необходимо знать не только величину, но и характер изменения усилия сжатия электродов в течение всего сварочного цикла. Регистрация или наблюдение кривой усилия сжатия производится на магнитоэлектрическом (МПО-2) и электронном (Э.НО-1) осциллографах при применении специальных датчиков усилия сжатия. В большинстве случаев такие датчики измеряют прогиб консолей (обычно, нижних) сварочной машины. Деформация нижней консоли машины при неизменном вылете определяется величиной усилия сжатия электродов; поэтому, регистрируя прогиб, получают приблизительно в,некотором масштабе кривую изменения усилия электродов.
Принципиальная схема одного из датчиков усилия сжатия приведена на фиг. 122, а. Нижняя консоль сварочной машины, 182
прогибаясь, давит на стойку 1, которая через рычаг 2 и тягу 3 приводит во вращение зубчатый сектор 4 и зубчатое колесо 5. Зубчатое колесо 5 сидит на оси потенциометра R и при вращении перемещает его подвижной контакт. Благодаря рычажнозубчатой передаче незначительные перемещения стойки 1 под действием прогиба консоли машины вызывают большие угловые перемещения движка потенциометра. При замыкании выключателя В на потенциометр R подается питание от батареи Б. Напряжение, снимаемое с потенциометра и поступающее на осциллограф, будет пропорционально углу поворота подвижного контакта или перемещению стойки 1. Таким образом, напряжение на выходе датчика пропорционально прогибу консоли машины, а следовательно, и усилию сжатия электродов. Такой датчик усилия сжатия устанавливают под нижней консолью сварочной машины.
В качестве датчиков, регистрирующих усилие сжатия электродов по величине прогиба консолей, могут применяться любые датчики деформаций, например проволочные тензометры. Последние при параллельном соединении могут обеспечивать достаточное отклонение вибратора магнитоэлектрического осциллографа даже без применения усилителя.
Усилие сжатия электродов можно также измерить при помощи проволочных датчиков сопротивления (тензометров), наклеиваемых на электрододержатель машины. Для устранения влияния температуры на электрододержатель наклеивают также компенсационные датчики, которые вместе с рабочими датчиками включаются по мостовой схеме. Для питания моста и усиления сигнала используется переносный электронный тензометр ПЭТ-ЗВ конструкции ЦНИИТМАШа. Внешние магнитные поля сварочной машины практически не вносят никаких искажений при регистрациях усилия электродов проволочными датчиками сопротивления.
Кроме регистрации усилия, датчиками можно измерять величины усилия, для чего датчик усилия должен быть протари-рован совместно с осциллографом, например с помощью динамометра, помещаемого между электродами машины.
Наибольший интерес представляет регистрация или наблюдение одновременно двух кривых—сварочного тока и усилия сжатия. Для этого на магнитоэлектрическом осциллографе производят запись напряжений с датчиков тока и усилия сжатия. На фиг. 122, б приведены типичные осциллограммы тока и усилия сжатия электродов точечной машины типа МТИП.
В производственных условиях запись на магнитоэлектрическом осциллографе требует много времени из-за необходимости фотографической обработки осциллограмм. В таких случаях наблюдение кривых тока и усилия сжатия на экране электронного осциллографа имеет значительные преимущества. Для этой цели сигналы датчика усилия и датчика тока подаются на вход
183
осциллографа ЭНО-1 через специальный коммутатор. Принцип работы коммутатора К59 (фиг. 123) заключается в поочередном подключении к входу осциллографа двух ис-
следуемых электрических процессов при помощи контактов поляризованного реле. Так, на вход I подается напряжение, пропорциональное сварочному току (от датчика тока); напряжение, пропорциональное усилию электродов (от датчика усилия), подается на вход II. Якорь реле ком-
Фиг. 123. Блок-схема коммутатора К-59
В коммутаторе К-59
мутатора подключает электронный осциллограф поочередно то к входу I, то к входу II. При этом электронный луч на экране осциллографа последовательно воспроизводит кривые обоих процессов. Так как скорость переброса луча от одной кривой до другой достаточно высока, то линии переброса на экране осциллографа не видны. Таким образом, наблюдаемые на экране кривые состоят из отдельных черточек. Однако при частоте переброса 200—300 гц разрывы в кривых незаметны и кривые наблюдаются в виде сплошных линий.
Вместе с коммутирующим устройством смонтировано электронное реле времени для получения необходимой задержки запуска ждущей развертки электронного осциллографа при исследовании непериодических процессов, как это имеет место при точечной сварке.
обмотка поляризованного реле пи
тается от генератора переменного тока повышенной частоты, собранного на германиевых транзисторах. Клеммы «Вход I» и
«Вход II» подключаются к соответствующим датчикам. Клеммы «Выход» подключаются к вертикальному входу осциллографа ЭНО-1.
На фиг. 124 приведена осциллограмма сварочного тока и усилия сжатия электродов, сфотографированная с экрана осциллографа ЭНО-1 при работе с коммутатором К-59. Включая отметчик времени осциллографа, можно определить момент приложения конечного усилия по отношению к импульсу тока. По осциллограмме видно, «что ковочное усилие включается через 0,12 сек после выключения тока.
При роликовой сварке с прерывистым перемещением свариваемых деталей (на машинах типа МШШИ и МШШТ) для получения соединений высокого качества необходимо, чтобы сварочный ток включался в момент полной остановки деталей (ро
184
ликов;. Для проверки соответствия включения тока и остановки роликов необходимо записать осциллограмму тока и перемещения роликов. Регистрация перемещения роликов производится путем применения устройства, показанного на фиг. 125.
Фиг. 124. Осциллограмма сварочного тока и усилия сжатия электродов на экране осциллографа ЭНО-1; включен отметчик времени; каждая черточка соответствует 0,02 сек.
Конструктивно это устройство оформлено в следующем виде. К одному из роликов прижимается резиновый фрикционный шкив 1, который надет на ось потенциометра 2. При перемще-
нии ролика вращается шкив 1, а следовательно, и движок потенциометра. На потенциометр подается питание от сухого элемента 3. При вращении движка напряжение, снимаемое с потенциометра, будет пропорционально величине перемещения шкива 1 и ролика сварочной машины. В моменты остановки ролика напряжение, поступающее на осциллограф, не изменяется (фиг. 125), а при перемещении ролика оно линейно возрастает. Сопоставляя кривые тока и перемещения роликов, можно судить о (правильности настройки сварочной машины.
185
Для обеспечения стабильного качества стыковых соединений должен проводиться периодический контроль основных параметров процесса стыковой сварки: перемещения плиты, давления осадки и тока. Такой контроль осуществляется путем регистрации указанных параметров с помощью специальных датчиков на магнитоэлектрическом осциллографе или на быстродействующем самописце с бумажной лентой.
На каждую новую или прошедшую капитальный ремонт сварочную машину должен быть составлен паспорт по следующей форме.
Паспортизация заключается в определении технологических параметров машины (величины тока короткого замыкания, усилий электродов, длительности импульса и т. п.). Измерение параметров производится с помощью вышеуказанной аппаратуры. Снятие паспортных характеристик должно выполняться в режиме короткого замыкания при номинальном напряжении питающей сети и неизменных размерах вторичного контура машин.
На низкочастотных машинах при измерении токов короткого замыкания устанавливается наибольшая продолжительность импульса, допускаемая для данной ступени трансформатора. На однофазных машинах определение токов короткого замыкания выполняется для каждой ступени трансформатора при минимальном и максимальном делениях регулятора «Нагрев» прерывателя. Для конденсаторных машин токи короткого замыкания определяют при максимальном коэффициенте трансформации, максимальном напряжении для каждой группы батареи конденсаторов и для всех коэффициентов трансформации (ступеней) при включении одной из групп конденсаторов при максимальном зарядном напряжении.
В процессе эксплуатации паспортные характеристики рекомендуется проверять не реже одного раза в 6 месяцев. При отклонении измеренных параметров от записанных в паспорте устанавливаются причины и принимаются меры для устранения замеченных отклонений.
Кроме паспорта, каждая машина для сварки легких сплавов должна иметь свидетельство о пригодности к эксплуатации. Для заполнения этого свидетельства на машине сваривают контрольные образцы (см. фиг. 107, 108), которые затем испытывают на срез (разрыв). Для этого рекомендуется сваривать образцы минимальной и максимальной толщины, которую может выполнить данная машина. Часто для заполнения свидетельства сваривают образцы из материала марки и толщиной, наиболее часто применяемых на данном предприятии. Основной целью такой проверки машины является определение стабильности работы машины по качеству сварных соединений (прочности и отсутствию дефектов, размерам ядра и т. п.). Образцы сваривают после подготовки поверхности электродами (роликами) 186
Паспорт сварочной машины
Тип машины Тип прерывателя или СПУ Напряжение сети в в
Марка и толщина свариваемого материала максимальная
В мм минимальная
Коэффициент трансформации (ступень)
Напряжение холостого хода в в
Емкость конденсаторов в мкф
Зарядное напряжение в в
Ток короткого замыкаиит «Нагрев 1»
«Нагрев 14» (17)
Ро Показания манометра в кГ/см?
Усилие в кГ
Усилия сжатия электродов (роликов) Р1 Показания манометра в кГ/см2
Усилие в кГ
Рг Показания манометра в кГ/смг
Усилие в кГ
Длительность основного импуль- по шкале
са в сек
Длительность дополнительного по шкале
* импульса в сек
Начало дополнительного свароч- по шкале
вого усилия в сек
Начало ковочного усилия по шкале
в сек
Длительность паузы (величина по шкале
шага) в сек (мм)
Скорость сварки по шкале
в м/мин
Диаметр ведущего ролика, рость, в мм при котором измерялись шаг и ско-
Размеры вторичного контура в мм Вылет
Раствор
Сопротивление вторичного контура постоянному току мкэм
Представитель ОГЭ Представитель ОГМет (ОГТ)
187
на режимах, рекомендованных соответствующими инструкциями по сварке легких сплавов.
Для определения размеров литой зоны изготовляют макрошлифы; образцы перед изготовлением шлифов проходят рент-геноконтроль. Механическим испытаниям на срез (разрыв) должно быть подвергнуто не менее двадцати образцов. Прочность образцов должна быть не ниже указанной в табл. 23 минимальной прочности для соответствующего сочетания свариваемых толщин.
Основным показателем стабильности работы машины является разброс результатов механических испытаний, который не должен превышать ±20% от среднего значения прочности сварных точек или роликовых швов. Больший разброс прочности при качественных подготовке поверхности и электродах свидетельствует о нестабильности работы сварочной машины. В таком случае следует проверить отдельные параметры машины приборами. При сварке легких сплавов допускаемые отклонения одного из параметров не должны превышать следующих значений: величина сварочного тока ±5%; длительность импульса ±5%; сварочное усилие ±10%; ковочное усилие ±15%; длительность паузы ±10%.
При положительных результатах механических испытаний образцов на срез, металлографических исследований и рентге-нопросвечивания машина считается пригодной к эксплуатации, о чем делается заключение в свидетельстве.
ГЛАВА VI
ПРОЧНОСТЬ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
£
Фиг. 126. Тилы сварных соединений по отношению к действующим нагрузкам;
а — рабочее соединение; б — связующее соединение; в — соединение, испытывающее сложные нагрузки.
Прочность точечных и роликовых соединений определяется их геометрическими размерами и механическими свойствами литого металла шва и металла околошовной зоны. Под геометрическими размерами соединений следует понимать: диаметр литого ядра точки или ширину литой зоны роликового шва, величину проплавления деталей, величину нахлестки, шаг точек, расстояние между рядами (в случае многорядного шва) и форму свариваемых элементов.
Механические свойства литого металла и металла околошовной зоны зависят от физических свойств свариваемого металла, от выбранного технологического режима сварки и определяются структурными изменениями металла под действием нагрева в процессе сварки.
Точечные и роликовые соединения в конструкциях по условиям их работы под действием нагрузок можно разделить на рабочие и связующие.
В рабочих соединениях (фиг. 126, а) литой металл точки или роликового шва передает нагрузку от одной детали к другой. В таких соединениях на точки или швы действуют напряжения среза.
В связующих соединениях (фиг. 126, б) литой металл непосредственной нагрузки не не
сет, а испытывает некоторое напряжение от растяжения, ослабляя в месте соединения основной металл, так как прочность литого металла ниже.
Наконец, в сварных узлах могут встретиться соединения, испытывающие сложное напряженное состояние шод действием внешних нагрузок (фиг. 126,в). Здесь сварные точки по отно
189
шению к действию нагрузки Р являются связующими, а по отношению к нагрузке F — рабочими и испытывают напряжения отрыва.
Ниже будет показано, что даже в рабочих соединениях на сварные точки действуют не только напряжения среза, но и отрыва.
Прочность точечных и роликовых соединений определяется испытанием образцов на срез посредством растяжения и реже (для точечных соединений) испытанием на отрыв (см. фиг. 107, 108).
1. ПРОЧНОСТЬ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ ПРИ СТАТИЧЕСКИХ НАГРУЗКАХ
Рассмотрим схемы нагружения одноточечного образца растягивающей силой Р при испытании на срез (фиг. 127). В нахлесточном соединении вследствие эксцентричного приложения нагрузки происходит изгиб образца и на сварную точку, кроме срезающего усилия Рер, будет действовать отрывающее усилие Ротр. Величина изгиба, а следовательно, и усилие отрыва зависят от жесткости образца в месте соединения; так, с увеличением толщины или ширины образца при постоянных размерах литой
зоны усилие отрыва будет уменьшаться и может иметь место практически чистый срез точки. На фиг. 127 показан внешний вид одноточечного образца из сплава АМг толщиной 1 + 1 мм после испытаний на ,jpc=pt:osa срез (виден характерный изгиб образца).
•Pstn а
Фиг. Г27. Нагружение сварной точки при испытании на срез: схема действующих сил; б — внешний вид, одноточечного образца из сплава АМг толщиной 1 + 1 мм при испытаниях на срез.
При испытаниях на растяжение сварные точки могут разрушаться как со срезом литого металла, так и с вырывом ядра из основного металла. С вырывом обычно разрушаются сварные точки на более пластичных сплавах (АМц, АМг), со срезом — точки высокопрочных сплавов (Д16АТ, АМгб). Однако четкого 190
разграничения по характеру разрушения нет и в зависимости от размеров литой зоны точки, величины нахлестки и ширины испытываемого образца могут иметь место как срез, так и вы
рыв точек.
На фиг. 128, а показана макроструктура соединения сплава АМгб толщиной 6 + 6 мм после разрушения при испытаниях на срез. При таком же сочетании свариваемых толщин сплава АМгб разрушение может происходить от вырыва точки (фиг.
128, б). В этом случае литая зона точки имеет несколько большие размеры.
Важным является вопрос о влиянии режима сварки на прочность соединений алюминиевых сплавов. По этому вопросу имеются противоречивые мнения, особенно в отношении влияния длительности 'импульса тока (жесткость режима).'
Исследования по влиянию режима на прочность соединений были проведены на высокопрочных алюминиевых сплавах Д16АТ и АМгб. Для этой цели сваривали точечные образцы на режимах с различной длительностью протекания тока. Во всех случаях размеры ядра были одинаковыми.
Фиг. 128. Макроструктура разрушенных точек при испытаниях на срез образцов из сплава АМгб толщиной 6+6 мм:
а — срез точки; б — вырыз точки.
Образцы испытывали на статический срез и отрыв, а также на усталость при асимметричном растяжении. Результаты испытаний образцов сплава Д16АТ толщиной 1,5 + 1,5 мм приведены в
Таблица 21
Результаты механических испытаний точечных образцов из сплава Д16АТ толщиной 1,5+1,5 мм
Тип машины Длительность импульса в сек Среднее разрушающее усилие на точку в кГ Предельное число нагружений при +ах=б *Г/мм2, (статическая ВЫНОСЛИВОСТЬ) Усталостная прочность соединений в кГ/ммг
Срез £0 3 О рабочего связующего
Конденсаторная 0,015 587 120 5760 1,3 11,5
Низкочастотная 0,1 555 135 4790 1,25 12,0
°,з 560 145 5215 1,25 10,5
Переменного тока с модулятором 0,4 540 140 4900 1,2 6,5
191
табл. 21. Образцы сваривали на трех машинах разного типа: конденсаторной, переменного тока и низкочастотной.
Из рассмотрения результатов испытаний видно, что длительность импульса тока оказывает незначительное влияние на прочность соединений. Так,статическая прочность на срез практически одинакова, при отрыве наблюдается некоторое повышение прочности у образцов, выполненных с большей длительностью тока. Прочность рабочих соединений образцов, выполненных на всех режимах, при динамических нагрузках практически одинакова; у связующих соединений наблюдается снижение усталостной прочности при чрезмерно мягком режиме (0,4 сек). Такие результаты можно объяснить следующим. Точечная сварка даже при мягких режимах характеризуется весьма кратковременным тепловым воздействием на металл. В связи с этим наиболее резкое изменение механических свойств металла наблюдается лишь в литом ядре и значительно меньшее в околошовной зоне. Кристаллизация литого ядра происходит под действием усилия сжатия электродов как в случае жесткого, так и мягкого режимов, следовательно, имеем дело с металлом, имеющим практически одни и те же механические свойства. Этим можно объяснить одинаковые результаты при испытаниях на срез точек.
При испытаниях на отрыв соединения разрушались с выры-вом ядра точки по околошовной зоне. Однако в связи с тем, что при испытаниях образцов крестообразной формы (см. фиг. 107) имеет место изгиб образцов (см. фиг. 132), а не чистый отрыв точек, то наибольшая прочность была у образцов, имеющих более пластичную переходную зону, а именно у образцов, выполненных на мягком режиме.
Равная прочность образцов при испытаниях на усталость объясняется тем, что при этом виде испытаний концентрация напряжений вследствие нахлестки и изгиба образца при испытаниях оказывает подавляющее действие. Снижение усталостной прочности связующих соединений, выполненных на чрезмерно мягком для этого сочетания толщин режиме, можно объяснить сильным разупрочнением материала.
Кроме образца из сплава Д16АТ, испытаниям на статический срез и отрыв были подвергнуты соединения из сплава АМгб толщиной от 1 до 4 мм, выполненных на жестком и мяпком режимах [длительность импульса варьировалась в пределах (0,05—0,15)6, где 6 — толщина материала]. Не было отмечено какой-либо существенной разницы в прочности образцов, выполненных с различной длительностью импульсов тока.
Из сказанного выше можно сделать вывод, что длительность импульса тока (продолжительность нагрева) в пределах, необходимых для формирования соединения при точечной сварке высокопрочных алюминиевых сплавов, не оказывает существенного влияния на показатели прочности соединений.
192
Таким образом, статическая прочность точечных соединений
определяется практически величиной диаметра литого ядра точки. Так, при увеличении диаметра ядра прочность растет при-
мерно пропорционально площади сечения точки в плоскости соединяемых листов (фиг. 129).
Однако на практике нет необходимости увеличивать диаметр
ядра сварных точек сверх величин, соответствующих толщин. Увеличение прочности сварного шва может быть выполнено путем уменьшения шага точек в ряду и увеличением числа рядов. Необходимо отметить также, что увеличение диаметра ядра влечет за собой увеличение величины нахлестки против значений, приведенных в табл. 5. Увеличение нахлестки в ряде узлов, особенно авиационных, нерационально, так как это увеличивает вес сварных конструкций.
В табл. 22 приведены средние значения прочности сварных точек
приведенных в табл. 5 для
Фиг. 129. Прочность на срез сварных точек образцов из сплава АМгб толщиной 2 + +2 мм при различных диамет-
на срез, которые получены при ис- рах литого ядра,
пытаниях одноточечных образцов с
размерами, указанными в табл. 20. Из табл. 22 видно, что меньшую прочность имеют сплавы АМц и МА2; сплавы АМгб и Д16АТ имеют практически одинаковую прочность, а сплав В95АТ имеет среднюю прочность на срез на 8—10% большую, чем сплавы АМгб и Д16АТ.
Таблица 22
Средняя разрушающая нагрузка сварных точек на срез в кГ
Толщина свариваемых листов в мм Средний диаметр ядра в мм АМц АМгб Д16АТ В95АТ МА2-1
0,5 3,5 60 90 92 98 70
0,8 4,0 130 180 175 195 115
1,0 4,5 170 275 255 295 160
1,5 6,5 270 465 460 515 320
2,0 7,5 425 700 690 790 415
з,о 9,5 680 1190 1200 1310 770
4,0 13,0 910 2210 2250 2380 1310
5,0 15,0 1530 3625 3580 3795 1790
6,0 17,0 — 4700 4850 5225 —,
7,0 18,0 — 5775 5630 5950 —
Прочность клеесварных соединений на срез зависит от площади склеиваемой нахлестки и равна прочности точечного соединения и прочности клея из расчета около 25—30 кГ/см.2 пло-13 Зак. 1318 193
щади нахлестки (для клея ФЛ-4С). Прочность клеесварных соединений снижается с увеличением толщины соединяемых листов, что связано с появлением значительных отрывающих усилий, действующих на клеевую прослойку между листами. В случае малых толщин усилия, возникающие под действием изгиба образца при испытании, незначительны и не превышают
прочности клеевого соединения на обдир (отрыв).
При постановке точек в два ряда прочность соединения их при шахматном расположении несколько выше, чем при рядном, так как в первом случае нагрузка более равно-
Фиг. 130. Типовые точечные образцы с жесткой накладкой для испытаний на срез.
Фиг. 131. Разрушение точечных образцов при испытаниях на отрыв: а — внешний вид образцов сплава В95 толщиной 7 + 7 мм после разрушения сварной точки; б — микроструктура точки при отрыве образца из сплава В95 толщиной 6 + 6 мм; в — макроструктура точки при отрыве, образец из сплава МА2 толщиной 1,5 + 1,5 мм.
А
мерно распределяется между всеми точками соединения. При расчете многоточечных соединений можно считать, что их прочность равна прочности одной точки, умноженной на число точек. Однако расчетная прочность одной точки должна быть снижена на 10—15% по сравнению с прочностью одноточечного соединения, так как из-за большой жесткости многоточечного соединения усилия между точками распределяются неравномерно.
Прочность точечных соединений при испытаниях на статический срез зависит также от формы соединяемых элементов. Так. 194
прочность соединений в стык с накладкой в виде профиля различного сечения (фиг. 130) обычно на 10—12% выше прочности соединений в виде плоских листов. Поэтому рекомендуется для определения прочности соединений, применяемых в сварных узлах, испытывать не плоские образцы, а образцы типовых соединений, которые имеются в реальной конструкции.
При испытаниях контрольных образцов на срез (см. гл. V), а также при расчетах следует пользоваться минимальной допускаемой прочностью сварных точек на срез, приведенной в табл. 23. Эта прочность точек установлена из расчета минимального размера диаметра ядра и с учетом возможного разброса прочности сварных точек. Минимальная допускаемая прочность устанавливается на 20—25% меньше средней прочности точек при минимальных размерах диаметра литого ядра. При сварке деталей неравной толщины, а также разноименных сплавов допускаемая прочность берется из табл. 23 для материала с меньшей прочностью или меньшей толщиной.
Таблица 23
Минимальные допускаемые усилия сварных точек на срез в кГ
Толщина тонкой детали в соединении в мм Минимальный диаметр ядра точки в мм Предел прочности алюминиевых сплавов в кГ/мм2 Предел прочности магниевых сплавов в кГ/мм2
а < 1 3 в 13<з6<20 2О<а0<32 *в>32 24—30
0,3 2,5 10 15 30 35 —
0,5 з,о 35 45 55 70 50
0,8 3,5 75 95 105 135 100
1,0 4,0 100 130 140 160 140
1,2 5,0 130 170 180 220 190
1,5 6,0 165 230 250 330 270
2,0 7,0 235 345 385 480 350
2,5 8,0 315 430 540 670 400
3,0 9.0 360 470 650 830 550
4,0 12,0 650 850 1100 1500 850
5,0 14,0 1100 1350 1875 2600 —
6,0 16,0 — 1825 2550 3450 —
7,0 17.0 — 2200 3050 4150
При испытаниях сварных точек на отрыв обычно применяют крестообразные образцы. Разрушение при отрыве происходит в большинстве случаев со сквозным вырывом литого металла по околошовной зоне; встречаются также и несквозные вырывы литого металла. На фиг. 131 показаны внешний вид и макроструктура сварных точек сплавов В95 и МА2, разрушенных при испытаниях на отрыв. В табл. 24 приведена средняя прочность 13* Зак. 1318 195
Таблица 24
Средняя разрушающая нагрузка сварных точек при испытаниях на отрыв в кГ'
Толщина свариваемых листов в мм Средний диаметр ядра в мм АМгЗ АМгб Д16АТ В95АТ МА2
0,5 3,5 — 23 20
0,8 4,0 35 40 45 25
1,0 4,5 48 65 65 60 40
1,2 5,5 80 115 105 100 75
1,5 6,5 100 170 145 140 100
2,0 7,5 170 255 240 230 200
3,0 9,5 450 535 520 485 355
4,0 13,0 — 990 890 770 —
5,0 15,0 — 1310 1270 1140 —
6,0 17,0 —. 1940 1860 1770 —
7,0 18,0 — — — I960 —
сварных точек на отрыв при испытаниях образцов, приведенных, в табл. 20.
При испытаниях крестообразных образцов имеет место изгиб-пластин в зоне сварного соединения (фиг. 132, а), который уменьшается с увеличением жесткости образцов, например с
Фиг. 132. Испытания крестообразных образцов на отрыв: а — схема нагружения; б — напряжения, действующие в точке 4; араст ~ напряжение растяжения; °иэг ~~ напряжение нагиба.
ростом толщины. Таким образом, при такой форме образцов разрушение сварной точки происходит не только от напряжений отрыва (фиг. 132, б), а также и от напряжений изгиба при деформации образца. В связи с этим интересно сравнить данные, полученные при испытаниях крестообразных образцов, и образцов, у которых изгиб при испытаниях на отрыв практически отсутствует. Последние представляют собой выточенные из прутка цилиндры с донышком, на котором и выполняется сварка одной точки. Из-за большой жесткости такого образца сварная точка работает на чистый отрыв и результаты испытаний на 20—25% выше, чем в случае крестообразных образцов. Так, например, при испытаниях крестообразных образцов из сплава АМгб толщиной 1,5 + 1,5 прочность на отрыв составля-196
.ла 180 кГ. У образцов в виде цилиндров при тех же размерах литого ядра прочность на отрыв была 220 кГ. При испытаниях на отрыв точечных соединений пластичных алюминиевых сплавов (АМц, АМг) разница в результатах испытаний крестообразных и цилиндрических образцов не наблюдается.
Многие конструкции, в которых имеются сварные соединения, работают в условиях повышенных температур. Повышенные температуры снижают прочность как самого металла, так и сварных соединений (фиг. 133). Характер разрушения свар-
Фиг. 133. Прочность точечных образцов из алюминиевых сплавов на срез при повышенных температурах;
/ — образец из сплава Д16АТ толщиной 1,5 + 1.5 мм; 2 — образец из сплава АМгб толщиной 2 + 2 мм.
пых соединений алюминиевых сплавов при повышенной температуре остается таким же, как и при нормальной; при испытаниях на срез разрушение происходит как со срезом, так и выры-вом точек, а многоточечные соединения в большинстве случаев разрушаются по основному металлу около сварных точек.
Интересное явление наблюдается при испытаниях сварных точек на отрыв при повышенных температурах (табл. 25). С повышением температуры прочность точек на отрыв в большинстве случаев не уменьшается, как при испытаниях на срез, а увеличивается, что особенно заметно в интервале температур 200—250 °C. Это может быть объяснено повышением пластичности металла с повышением температуры, о чем говорит различный характер разрушения сварных точек. Так, в диапазоне температур 20—100 °C разрушение наступает от «хрупкого» вырыва ядра точки по околошовной зоне около границы литого металла. При более высоких температурах имеет место сильная пластическая деформация ядра металла вокруг сварной точки, что снижает влияние изгиба образцов (см. фиг. 132), повышая прочность точки на отрыв.
В реальных конструкциях на сварные соединения обычно действуют сложные нагрузки, поэтому для определения прочности соединений недостаточно испытывать элементарные образ-
197
Таблица 25
Разрушающие нагрузки сварных одноточечных соединений при статическом отрыве в зависимости от температуры
Материал соединения Толщина в мм Диаметр ядра точки в мм Средняя разрушающая нагрузка на температуре испытания точку в к Г при в °C
20 50 100 150 200 250 300 | 350
0,84-0,8 4,5 60 60 55 63 54 73 55 45
Д16АТВ 1 + 1 5,0 80 78 86 83 92 85 95 97
24-2 7,5 273 256 252 278 260 285 263 223
2+2 7,5 230 247 265 280 298 342 250 210
В95АТВ з+з 9,5 400 410 417 470 497 587 542 364
4+4 12,0 617 670 703 717 832 960 833 660
24-2 7,5 310 340 322 325 340 301 274 222
АМгб з+з 9,0 570 535 560 550 653 580 470 360
4+4 12,0 910 837 837 908 1026 1092 778 600
4,5+4,5 12,5 943 880 927 1030 992 980 770 540
1,8+1,8 8,0 115 140 140 160 160 155 176 180
з+з 10,0 260 250 230 295 270 315 260 240
Фиг. 134. Испытание типовой сварной панели на сжатие.
Фиг. 135. Схема испытаний роликовых швов на срез (разрыв).
а — изгиб образца при обычном испытании; б — испытание образца со скобой, изгиб отсутствует.
цы на срез и отрыв, а следует проводить испытания типовых элементов конструкций.
Одним из часто встречающихся элементов конструкций является тонкостенная обшивка и профили жесткости, соединенные сварными точками. Такие соединения в конструкциях чаще всего работают на сжатие. Для определения прочности таких соединений на сжатие испытывают типовые сварные панели (фиг. 134). В табл. 26 приведены результаты испытаний на сжатие одного из типов сварных панелей. При испытаниях панелей на сжатие разрушение
происходит во всех случаях от потери устойчивости, т. е. при достижении усилием сжа-
тия критического значения.
Для определения прочности роликовые соединения испыты-
198
вают на срез (разрыв). Разрушение образцов всегда происходит с разрывам листа по околошовной зоне или основному материалу.
Таблица 26
Разрушающая нагрузка при сжатии сварных панелей из Д16АТ при повышенных температурах
1 Эскиз панели (сечение) Температура испытания в °C Толщина обшивки в мм Шаг сварных точек в мм Длина панели в мм Средняя разрушающая нагрузка в кГ
- * '_ у " 20 1,5 25 300 6360
50 1,5 25 300 6373
100 1,5 25 300 6147
— J- 150 1,5 25 300 5875
175 1,5 25 300 5950
sr 200 1,5 25 300 6327
250 1,5 25 300 4373
1 L 300 1,5 25 300 3170
Ч 350 1,5 25 300 1562
При испытаниях роликовых образцов так же, как и точечных, имеет место изгиб пластин вследствие эксцентричного приложения растягивающих сил (фиг. 135, а). Причем изгиб образца в большей степени, чем в точечных соединениях, снижает истинную прочность соединений. С повышением толщины свариваемых листов из-за увеличения эксцентрицитета нагрузки прочность швов резко понижается. Так, при испытании роликовых соединений листов из сплава Д16АТ удельная прочность на разрыв для сочетания толщин 3 + 3 мм составляет всего 60% от удельной прочности соединения листов из того же сплава толщиной 1 + 1 мм.
В реальных конструкциях роликовые швы, как правило, работают без изгиба, практически на чистый разрыв, таким образом прочность соединений в конструкциях всегда будет больше, чем на плоских образцах. Однако при испытании плоских образцов можно в значительной мере устранить влияние изгиба. Для этой цели испытания образцов производят со скобой (фиг. 135), которая увеличивает жесткость образца. Характер разрушения швов при таких испытаниях от этого не изменяется и, как видно из фиг. 135, скоба не увеличивает прочность и не препятствует разрушению образца, а устраняет лишь его изгиб.
Аналогичное повышение прочности имеет место при любом увеличении жесткости образцов в месте роликового шва. Так, например, прочность соединений увеличивается при наложении двух швов как с перекрытием, так и на некотором расстоянии друг от друга.
199
В табл. 27 приведены сравнительные данные о прочности роликовых соединений сплава АМгбН при обычных испытаниях плоских образцов на разрыв, образцов со скобой и соединений с двумя роликовыми швами. Из табл. 27 видно, что при устранении изгиба образцов прочность роликовых соединений практически равна прочности связующих соединений с накладкой. В табл. 28 приведена прочность герметичных роликовых швов некоторых алюминиевых сплавов. Видно заметное снижение прочности соединений с увеличением толщины свариваемых листов.
Таблица 27
Предел прочности роликовых соединений листов из сплава АМгбН (<тв = 38 кГ/мм1) толщиной 3,8+3,8 мм на срез (разрыв)
Роликовый шов в соединениях высокопрочных алюминиевых сплавов несколько разупрочняет основной металл. Для определения степени разупрочнения металла под действием сварки испытывают образцы связующих соединений с накладкой. 200
Таблица 28
Предел прочности роликовых герметичных швов алюминиевых сплавов иа статический срез (разрыв) в кГ/мм'1-
Марка материала Толщина свариваемых листов в мм
Щ-1 1,5+1,5 2+2 3+3 | 4+4
АМцАМ 12 12 12 12 12
АМцАП 16 16 16 16 16
АМгАМ 20 20 20 20 20
АМгб 30 28 27 25 20
Д20АТ 30 :8 22 16 14
Д16АТ 30 28 24 19 17
П р и м ч а н и е. Испытания проводили на плоских образцах (фиг. 108, а).
В таких соединениях шов нагрузку не несет, а лишь ослабляет металл (за счет образования литой структуры, прочность которой ниже прочности деформированного металла проката). Степень разупрочнения металла в зоне сварки практически зависит не от режима сварки, а от величины проплавления свариваемых листов. В табл. 29 приведены значения минимальной прочности связующих роликовых соединений на статическое растяжение. С увеличением толщины листов наблюдается некоторое повышение прочности соединений. Это можно объяснить тем, что при увеличении толщины листов несколько уменьшается.
Таблица 29
Минимальный допускаемый предел прочности роликовых соединений с накладкой при испытании на статическое растяжение
Марка материала Толщина свариваемых листов в мм Предел прочности в кГ/мм*
Д16АТН, 1 + 1 25
св — 43,5 кГ /мм- 1,5+1,5 27 |
2+2 28 1
Д16АТН,
<те = 46,5 кГ/мм* о-ф-о 30
Д16АТВ, з+з i 25 i
— 43,5 кГ/мм1 4+4 27 !
5 + 5 28
АМгбН, з+з 25
св = 38 кГ/мм’- 4+4 26
5-+5 28
Примечание. Роликовые швы сплавов АМдАМ, АМцАП, АМгАМ, АМгб при
испытании на статическое растяжение равнопрочны основному материалу.
201
отношение высоты литого металла к толщине свариваемых листов, а следовательно, и степень разупрочнения металла сваркой.
Прочность соединений алюминиевых сплавов, выполненных стыковой сваркой, обычно несколько ниже лрочности основного материала. Исходное состояние сплава существенно влияет на прочностные характеристики соединений. При сварке высокопрочных алюминиевых сплавов (Д16АТ, В95) соединения имеют низкую прочность и малую пластичность. Термическая обработка мало влияет на механические свойства сварных соединений. Так, сварное соединение сплава АКб непосредственно после сварки имело предел прочности 37 кГ/мм2, а после термической обработки (закалка и старение) —42,0 кГ/мм2.
2. ПРОЧНОСТЬ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ ПРИ ДИНАМИЧЕСКИХ НАГРУЗКАХ
Концентрация напри испытаниях
•Фиг. 136. пряжений сварных соединений на растяжение:
а — схема нагружения; б — эпюры напряжений в сечении /—/; Vpacm ~ напРяжение от растяжения; аизг — напряжение от изгиба; аеум ~ сум* мариое напряжение.
Точечные и роликовые сварные соединения во многих конструкциях, например автомобилях, судах, самолетах и т. п., кроме статических нагрузок, испытывают значительные динамические (переменные) нагрузки. При р | динамических нагрузках на прочность
оказывают большое влияние факторы, которые при статических нагрузках проявляются незначительно.
Основным фактором, который оказывает весьма большое влияние на величину динамической прочности сварных соединений, является концентрация напряжений на границе переходной зоны и литого металла шва в результате резкого изменения формы передающих нагрузки сечений.
На фиг. 136 представлены эпюры напряжений от действия растягивающей силы Р при динамическом нагружении сварного соединения. В сечении I—I прежде всего будет действовать напряжение от действия растягивающей силы °Раст У внутренней стороны свариваемых листов вследствие изменения формы имеет место некоторая концентрация напряжений. Наибольшая концентрация а изг возникает под действием изгиба образца.
Так, по экспериментальным данным величина напряжений изгиба у внутреннего края нахлестки роликовых соединений пре-:вышает напряжение от растяжения в 2,5—2,8 раза. Таким обра-202
зом, на границе литой зоны у внутренней части нахлестки действуют наибольшие и резко неравномерные по сечению образца напряжения, которые и вызывают разрушение соединения.
Разрушение соединений от действия динамических нагрузок в большинстве случаев происходит без внешних признаков пластической деформации. Величина возникающих средних напряжений в соединении часто находится даже за пределами упругости при статическом нагружении. Однако величина суммарной концентрации напряжений может быть очень большой и вызывать местную пластическую деформацию.
Динамическая прочность точечных и роликовых сварных соединений определяется путем соответствующих испытаний сварных образцов или конструктивных элементов на усталость и статическую выносливость (повторную статику).
Усталостная прочность характеризуется прочностью при повторных нагрузках с частотой нагружений 2000—2500 циклов в минуту.
Статическая выносливость характеризуется прочностью при повторных статических нагрузках с частотой нагружений 10— 15 циклов в минуту.
Динамическая прочность определяется верхним пределом нагружения, соответствующим заданному числу циклов.
Точечные и роликовые сварные соединения обычно испытывают при асимметричном осевом растяжении с коэффициентом, асимметрии цикла
Г = = 0,1,
°max
где Отт—минимальное напряжение цикла;
Отах — максимальное напряжение цикла.
Динамические испытания сварных образцов обычно проводятся для определения статической выносливости на базе 2 - 104 циклов, для определения усталостной прочности на базе 107 циклов и характеризуются кривыми выносливости и усталости в координатах: максимальное напряжение — число циклов.
Часто при определении статической выносливости по оси ординат откладывают отношение максимального напряжения к статической растягивающей нагрузке, обозначаемое коэффициентом нагрузки К.
При динамических испытаниях разрушение обычно происходит в результате накопления остаточных деформаций в зоне наибольшей концентрации напряжений при многократном нагружении сварных соединений сверх предела упругости материала. Разрушение при испытаниях точечных соединений на статическую выносливость чаще всего происходит от вырыва точек по околошовной зоне, а в многорядных соединениях—от разрыва листа по границе сварных точек. На фиг. 137 представлены кривые статической выносливости точечных соединений
203
сплавов АМ-6 и Д16АТ. В связи с большей чувствительностью к концентрации напряжений, статическая выносливость сварных содицений сплава Д16АТ ниже, чем соединений из более пластичного сплава АМгб.
Фиг. 137. Кривые статической выносливости точечных соединений сплавов АМгб и Д16АТ:
1 — с плоской накладкой; 2 — с накладкой нз профиля.
При испытаниях на статическую выносливость существенное влияние оказывает форма испытываемых образцов. Так, с увеличением жесткости накладки, в случае точечных сварных соединений в стык, статическая выносливость возрастает, так как
Фиг. 138. Кривая статической выносливости связующего точечного соединения сплава АМгб.
изгиб образцов в этом случае меньше, чем при плоской накладке (фиг. 137). При испытании на статическую выносливость связующих точечных соединений их прочность мало отличается от прочности основного материала (фиг. 138).
Наибольшее влияние концентрация напряжений в точечных и роликовых соединениях оказывает на величину усталостной прочности. Разрушение рабочих соединений при испытаниях на усталость всегда происходит по границе литого ядра. Началом усталостных разрушений являются трещины, возникающие на границе стыка свариваемых деталей в переходной зоне. Обра-204
зовавшиеся усталостные трещины развиваются в направлении внешней поверхности образца. На фиг. 139 приведена макроструктура рабочего точечного соединения сплава Д16АТ с усталостной трещиной.
Как указывалось выше, основным фактором, определяющим усталостную прочность сварных соединений, является концентрация напряжений. В связи
с этим интересно отметить тот факт, что усталостная прочность точечных соединений практически не зависит от диаметра литого ядра точки, несмотря на резко различную статическую прочность на срез. На фиг. 140 приведены кривые усталости точечных соединений листов из сплава АМгб тол-
Фиг. 139. Образование трещины в точечном соединении сплава Д16АТ при испытании на усталость.
Шиной 2 + 2 мм с диаметра-
ми ядра 5 и 10 мм. Несмотря на различие диаметров ядра точек,
усталостная прочность соединений одинакова.
Преобладающее влияние концентрации напряжений по срав-
Фиг. 14-0. Кривые усталости сварных соединений сплава АМгб толщиной 2 + 2 мм с разными диаметрами ядра точек:
1 — диаметр ядра 10 мм- 2 — диаметр ядра 5 мм.
нению с другими факторами объясняется и тем, что усталостная прочность точечных рабочих соединений практически не зависит от внутренних макродефектов в литом ядре точки (трещин, раковин и т. п.). Усталостная прочность соединений без’ дефектов и соединений с внутренними трещинами в пределах
половины диаметра ядра одинакова, так как и в случае соединений с внутренними дефектами раз-
рушение при испытаниях на усталость происходит по околошовной зоне.
Усталостная прочность многоточечных соединений по напря-
жению в листе практически равна прочности одноточечного соединения или, так же как нагрузка при пределе усталости в многоточечных соединениях, пропорциональна числу точек при условии равного шага (фиг. 141). Однако при испытаниях одноточечных образцов различной ширины (шага) нагрузка, соответствующая пределу усталостной прочности, практически оди-14 Зак. 1318 205
накова, несмотря на то, что разрушение соединения происходит .не от среза точки, а по листу.
Фиг. 141. Кривые усталости сварных соединений сплава АМгб толщиной 1,5+1,5 мм с различным числом точек, шаг точек 25 мм:
1 — одноточечный образец; 2 — пятиточечиый образец.
Прочность сварных точечных соединений при испытаниях на усталость зависит от формы свариваемых элементов (жесткости соединения). Так, усталостная прочность точечных соединений
Фиг. 142. Кривые усталости точечных соединений сплава АМгб в стык с накладкой.
в стык с накладкой в виде профиля значительно выше, чем соединений с плоской накладкой (фиг. 142). При наличии накладки в виде профиля повышается жесткость соединения и резко уменьшается изгиб элементов соединения под действием 206
Нагрузки. Причем наибольшие напряжения возникают в накладке, поэтому такие соединения при испытаниях на усталость в большинстве случаев разрушаются по накладке, даже и тогда,
когда последняя имеет значительно большее сечение и жесткость, чем соединяемые в стык пластины (фиг. 143).
Как известно, связующие соединения во многих случаях не передают заметных усилий между соединяемыми элемен-
Фиг. 143. Характер усталостного разрушения точечного соединения в стык с накладкой из профиля, сплав АМгб, толщина листов 1,5 мм, толщина лрофиля в месте сварки 2,5 мм.
Фиг. 144. Кривые усталости связующих точечных соединений алюминиевых сплавов:
1 — сварное соединение, сплава АМгб, толщина 2 + 2 мм; 2 — основной металл АМгб; 3 — сварное соединение сплава Д20. толщина 2+2 .мм.
тами. Усталостная прочность связующих соединений определяет
ся усталостной прочностью основного висит от свойств материала сварных соединений. На фиг. 144 приведены кривые усталости связующих соединений сплавов АМгб и Д20, также приведена прочность основного материала АМгб. Прочность связующих соединений сплава АМгб выше прочности таких же соединений сплава Д20, что можно объяснить более высокой пластичностью сплава АМгб, а следовательно, и более равномерным распределе-
металла и в основнрм за-
Фиг. 145. Характер разрушения связующего соединения сплава АМгб при испытаниях на усталость.
нием напряжении между двумя листами в связующем соединении. Разрушение при испытании связующих соединений может происходить как по границе литой зоны, так и по сварному шву (фиг. 145). В связи с этим в связующих соединениях внутренние дефекты в литом ядре могут снижать предел усталости соеди-14* 207
нений. В табл. 30, 31 приведены пределы усталости некоторых типов точечных сварных соединений высокопрочного алюминиевого сплава Д16АТ и магниевого сплава МА8 при асимметричном растяжении (г = 0,1; N = 107).
Таблица 30
Усталостная прочность точечных соединений алюминиевого сплава Д16АТ при асимметричном растяжении (г = 0,1; W=107)
Вид соединения
Эскиз
Усталостная прочность в к Г [мм*
Одноточечное соединение внахлестку
2,1
Однорядное соединение в стык с накладкой из уголков
4,0
Двухрядное соединение в’стык с накладкой из^уголков
4,5
Одноточечное связующее соединение листа с накладкой
9,0
Многоточечное связующее соединение двух листов в накладку
В последнее время рядом исследователей изучался вопрос о возможности повышения прочности точечных сварных соединений при динамических и, в.частности, усталостных нагрузках.
Н. X. Андреев установил, что усталостная прочность точечных соединений магниевых сплавов может быть существенно повышена при обжатии периферийной зоны поверхности сварных точек сферическими стальными пуансонами. При давлении 50—60 кГ/мм2 радиус сферической поверхности пуансонов был на 10—15% больше сферы рабочей поверхности электродов, при-208
Таблица 31
Усталостная прочность точечных соединений магниевого сплава МА8-при асимметричном растяжении (г =0,1, N = Ю7)
Вид соединения Эскиз Усталостная прочность
по напряжению в листе в кГ/мм* по нагрузке на одну точку в кГ
Одноточечное соединение листов внахлестку ~Г 1 —1 ! х 1 । 0,55 66
Одноточечное соединение листов в стык с накладкой из швеллера D § ДЖ । 1,25 150
Многоточечное соединение листов внахлестку г— ; i 1 'ТЛ 1 1 75
меняемых при сварке. После такой обработки усталостная прочность одноточечных сварных рабочих соединений из сплава МА8 увеличилась вдвое. Повышение прочности может быть объяснено изменением механических свойств металла в зоне сварных точек, особенно в местах соединения деталей на границе литого ядра, где создаются остаточные напряжения сжатия.
Кроме повышения прочности сварных точек путем обжатия стальными пуансонами, Б. Б. Золотаревым было установлено благоприятное действие ковочного усилия при сварке алюминиевых сплавов на усталостную прочность точечных соединений. Так, при испытаниях точечных образцов из сплава Д16АТ толщиной 0,8 + 0,8 мм усталостная прочность составила: для образцов, выполненных без ковочного усилия,— 1,0 кГ/мм2; для образцов с ковочным усилием—1,7 кГ/мм2.
Роликовые сварные соединения в конструкциях герметичных отсеков, емкостей и т. п. могут испытывать действие не только статических, но и динамических нагрузок. Выше отмечалось, что из-за эксцентрицитета растягивающей силы статическая прочность роликовых соединений при испытаниях плоских образцов снижается с ростом толщины материала. При испытаниях на усталость это явление проявляется еще в большей степени. На фиг. 146 приведены кривые усталости роликовых соединений разной толщины. Увеличение концентрации напряжений вследствие изгиба снижает усталостную прочность образцов толщи
20»
ной 3 + 3 мм на 30% по сравнению с прочностью соединения листов толщиной 1 + 1 мм.
В случае роликовых соединений (как и точечных) увеличе-
Фиг. 146. Кривые усталости роликовых соединений сплава АМгб.
Фиг. 447. Кривые усталости роликовых соединений деталей из сплава Д16АТ толщиной 2 мм, выполненных одним и двумя швами.
Фиг. 148. Кривые усталости роликового связующего соединения сплава Д16АТ и основного материала Д16АТ (толщина 2 мм).
ние жесткости соединений повышает усталостную прочность. Этим объясняется большая усталостная прочность роликового соединения сплава
Д16АТ, выполненного двумя швами, по сравнению с прочностью соединения с одним швом (фиг. 147).
Разрушение рабочих роликовых соединений, как и связующих, при испытаниях на усталость происходит по околошовной зоне как следствие развития внутренних трещин в результате местных пластических деформаций. Концентрация напряжений за счет литого металла, а также влияние
накладки вдвое снижает усталостную прочность связующих соединений сплава Д16АТ по сравнению с основным материалом (фиг. 148).
210
3. СРАВНИТЕЛЬНАЯ ПРОЧНОСТЬ И ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ СВАРНЫХ, КЛЕЕСВАРНЫХ И КЛЕПАНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
Точечные сварные соединения в конструкциях все с большим успехом заменяют клепаные соединения. В связи с этим интерес представляет сравнительная прочность сварных, клеесварных и клепаных соединений.
При сравнении прочности точечных и клепаных соединений следует исходить из принятых для соответствующих сочетаний толщин размеров сварных точек и заклепок. Во-первых, необходимо отметить, что степень разупрочнения металла (в связующем соединении) в случае заклепки всегда больше, чем при постановке сварной точки. На фиг. 149 приведены зависимости прочности точечных и клепаных связующих соединений сплава Д16АТ, в которых больше всего сказывается разупрочнение металла по отношению к действию растягивающей нагрузки, от шага заклепок или точек. Так, при шаге 15 мм разупрочнение основного металла п*ри постановке сварной точки составляет около 5%, в случае же заклепки, когда в основном металле образуется отверстие, разупрочнение при том же шаге составляет 30—45% соответственно для заклепок с полукруглой и потайной головкой. Если при увеличении диаметра заклепки и повышается ее прочность на срез, то одновременно резко возрастает разупрочнение основного материала и тем самым снижается несущая способность соединения.
В случае точечной сварки в широких пределах можно было бы увеличивать диаметр ядра точек для повышения прочности на срез, не боясь сильно ослабить основной материал. Однако увеличение диаметра точек против рекомендуемых для соответ ствующих толщин связано с увеличением нахлестки и веса кон струкции, а самое главное, совершенно не оправдано, так как прочность на срез точечных соединений выше, чем прочность клепаных соединений даже при принятых диаметрах точек и заклепок (см. табл. 32).
Таблица 32
Разрушающие нагрузки точечных и клепаных соединений ________________ сплава Д16АТ на срез
Толщина соединяемых листов в мм Средний диаметр ядра течки в мм Нагрузка на точку в кГ Средний диаметр заклепки в мм Нагрузка в кГ
заклепки из сплава Д18, 'ср ~ = 18 кГ/мм2 заклепки из сплава В65, хср = 25 кГ/мм2
0,8 4,0 175 3,0 127 177
1,0 4,5 255 3,5 174 242
1,5 6,5 460 4,0 226 314
2,0 7,5 690 5,0 353 490
з,о 9,5 1200 7,0 693 962
4,0 13,0 2250 9,5 1271 1760
211
При испытаниях рабочих сварных и клепаных соединении на статическую выносливость имеет место в обоих случаяхпрак-
Фиг. 451. Кривые усталости сварных (1) и клепаных (2) соединений деталей из сплава
Д16АТ толщиной 2 + 2 мм: а — рабочие соединения; б — связующие соединения.
Фиг. 449. Изменение прочности связующих сварных и клепаных соединений деталей из сплава Д1.6АТ толщиной 1,2 + il,2 .н.п в зависимости от шага точек t и заклепок:
1 — точечная электросварка; 2 — заклепка с полукруглой головкой; 3 — заклепка с потайной головкой.
Фиг. 450. Кривые статической выносливости сварных (/) клеесварочных (2) и клепаных (3) соединений деталей из сплава Д16АТ толщиной 1,5+1,5 .«.и
единений выше, чем у сварных и
тичски одна и та же проч-ность соединений (фиг. 150). Статическая выносливость клеесварных со-клепаных соединений. Это
можно объяснить тем, что при динамических нагрузках приме-
212
нение клея несколько снижает концентрацию напряжений, так как клеевая прослойка воспринимает некоторую часть нагрузки и, кроме того, наличие клеевого соединения повышает общую жесткость, снижая тем самым изгиб образцов.
Усталостная прочность клепаных и сварных рабочих и связующих соединений практически одинакова, о чем свидетельствуют кривые усталости, приведенные на фиг. 151. Сравнивая
Число циклов
Фиг. 152. Кривые усталости рабочих клепаных (/), сварных (2) и клеесварных (3) соединений.
усталостную прочность соединений, необходимо отметить высокую прочность клеесварных соединений (фиг. 152 и 163). Из рас
смотрения кривых усталости видно, что если сварные и клепаные
соединения имеют одинаковую сварные соединения как рабочие, так и связующие имеют более высокую усталостную и прочность.
Подводя итог сказанному выше, можно считать, что прочности точечных сварных и клепаных соединений практически равны, что позволяет рекомендовать точечные соединения взамен клепаным. Клеесварные соединения имеют более высокую прочность как при статических, так и при динамических нагрузках и могут быть применены в самых ответственных силовых соединениях.
Имеется ряд значительных
усталостную прочность, то клее-
клеесварных (3) соединений с накладкой.
технико-экономических преиму-
ществ применения точечных и роликовых соединений перед кле-
паными, из которых основными являются:
1) снижение трудоемкости изготовления сварных соединений, особенно герметичных;
213-
2) снижение веса соединений за счет исключения веса головки заклепок (0,078 г для заклепки диаметром 4,5 мм);
3) высокое качество поверхности точечных соединений, обеспечивающее хорошие аэродинамические характеристики внешних обводов конструкций;
4) значительно большая прочность связующих сварных соединений, так как нет ослабления сечения металла из-за отверстий под заклепки;
5) в случае сварных соединений коробления узлов устраняются значительно легче, так как они вызваны усадкой металла, а не растяжением, как при клепке;
6) возможность избежать применения герметиков, которые увеличивают вес герметичных заклепочных соединений.
Точечная сварка экономически выгоднее клепки. Так, затраты времени на постановку 100 заклепок и 100 сварных точек при изготовлении узлов из легких сплавов по отдельным операциям составили:
Клепка
Сварка
Разметка.....................3 мин
Сверление..................10 »
Зенкование.................20 »
Установка заклепок .... 10 »
Пневмоклепка...............10 »
Разметка..................3 мин
Сверление 10 отверстий под контрольные заклепки . . 1 »
Установка заклепок .... 1 »
Клепка....................3 »
Точечная сварка при 20 точках в минуту............4,5 »
Итого . . .53 мин
Итого . . . 12,5мин
По зарубежным операциям процесса
данным, затраты времени по отдельным точечной сварки составляют в %:
Подготовка поверхности............. 10
Контроль........................ 10—12
Обслуживание оборудования ... 10
Сварка........................... 62—70
Итого . . 100%
Так, при изготовлении ряда узлов (около 170 000 точек) экономия времени от применения точечной сварки по сравнению с клеткой составила более 1000 ч.
Наибольшее снижение трудоемкости изготовления имеет ме сто в случае замены герметичных клепаных соединений клеесварными.
В табл. 33 приведены сравнительные данные по трудоемкости выполнения сварных,, клеесварных и клепаных соединений. Трудоемкость изготовления сварных соединений в среднем в 2 раза ниже, чем клепаных.
214
Таблица 33
Технико-экономическая эффективность клепки и точечной сварки листов из Д16АТ толщиной 1,5+ 1,5 мм при шаге 30 мм
(по данным В. Н Шавырина)
Вид соединений Себестоимость изготовления 1 пог. м шва в руб. Относительные показатели изготовления 1 пог. м шва в %
Трудоемкость Себестоимость
Точечная сварка Механизированное сверление и труп- 0,0693 100 100
повая клепка (без герметизации) . . Механизированное сверление и групповая клепка с поверхностной гер- 0,0845 175 123
метизацией шва Точечная сварка с последующим вве- 0,1167 385 242
дением клея внахлестку 0,0815 151 119
Примечания: 1. При расчетах не учитывались затраты на подготовку поверхности, анодирование и разметку. 2. Стоимость заклепок учтена.
Значительные преимущества точечных и роликовых соединений перед другими видами неразъемных соединений позволяют считать, что объем применения контактной сварки в ответственных силовых соединениях будет непрерывно возрастать.
ЛИТЕРАТУРА
1. Алов А. А. Вопросы теории сварочных процессов. Машгиз, 1959.
2. Алексеев А. А. Трехфазные системы питания электросварочных контактных машин. Сборник работ по вопросам электромеханики. Вып. 3, М., Изд-во АН СССР, 1960.
3. А н д р е е в Н. X., Л а ш к о Н. Ф. О повышении прочности сварных точечных соединений из сплава МА8. «Металловедение и термическая обработка металлов», 1957, № 3.
4. А н д р е е в Н. X. Усовершенствование технологического процесса точечной сварки магниевых сплавов. Филиал Всесоюзного института научной и технической информации, 1958.
5. Андреев Н. X. Прочность элементов конструкций из сплавов Д16АТ и В95АТ, сваренных точками при повторно-статической нагрузке. «Сварочное производство», 1959, № 9.
6. Балковец Д. С., Орлов Б. Д., Чулош ников П. Л. Точечная и роликовая сварка специальных сталей и сплавов. Оборонгиз, 1957.
7. Балковец Д. С., Орлов Б. Д., Чулошников П. Л. Электронный модулятор для точечной сварки алюминиевых сплавов. «Сварочное производство», 1956, № 12.
8. Балковец Д. С. О влиянии направления тока на расположение ядра сварной точки легких сплавов. «Сварочное производство», 1957, № 8.
9. Бойцов В. В., Ко стюк В. А., Орлов Б. Д. Автоматизация сварочных работ в авиационной промышленности. «Сварочное производство», 1958, № 4.
10. Б ых овский Д. Г. Методика рентгенографического исследования точечной сварки дуралюминиевых сплавов. «Заводская лаборатория», 1958, Ks 12.
11. Верник С., Пиннер Р. Химическая и электрохимическая обработка алюминия и его сплавов. Пер. с англ., Судпромгиз, 1960.
12. Ге.льман А. С. К использованию импульса тока низкой частоты для точечной сварки легких сплавов. «Автогенное дело», 1952, № 4.
13. Гельман А. С. Технология и оборудование контактной сварки. Машгиз, 1960.
14. Герц Е. В., К р е й н и н Г. В. Теория и расчет силовых пневматических устройств. М., Изд-во АН СССР, 1960.
15. Григорьев В. А. Исследование некоторых процессов роликовой сварки. «Сварочное производство», 1956, № 7.
16. Журавлев Б. В. Шовная сварка легких сплавов. Сварка цветных металлов и сплавов. Сборник НТО судостроительной промышленности. Вып. 33, Судпромгиз, 1959.
17. Журавлев Б. В. Устройство, автоматически прекращающее сварку при пропуске импульса тока. «Сварочное производство», 1958, № 1.
18. 3 а й ц е в М. П.. Розов И. А. Об использовании эффекта Холла при исследовании процессов контактной сварки. «Вестник электропромышленности», 1958, № 5.
19. Зайцев М. П., Аксельрод Ф. А. Устройство для стабилизации тока при контактной сварке. Авторское свидетельство № 117938.
216
20. Зайчик Л. В., Канин А. М. Точечные машины типа МТИП. «Сварочное производство», 1956, № 8.
21. Зайчик Л. В., Комисе а рчик Б. Ю. Влияние инерции привода на усилие электродов во время точечной и шовной сварки. «Сварочное производство», 1961, № 2.
22. 3 а х а р о в М. В. Новые высокоэлектропроводные медные сплавы для электродов контактной электросварки. «Металловедение и термическая обработка металлов», 1956, № 5.
23. Кабанов Н. С., Слепак Э. Ш. Технология стыковой контактной сварки. Машгиз, 1961.
24. Каганов Н. Л. Новые конденсаторные машины МВТУ для точечной и роликовой сварки тонких деталей. «Сварочное производство», 1959, № 7.
25. Кислюк Ф. И. Электрическая контактная сварка. Оборонгиз, 1950.
26. Кочановский Н. Я. Машины для контактной электросварки. Гос-энергоиздат, 1954.
27. К о ч е р г и н К. А. Импульсная контактная сварка. Лениздат, 1961.
28. Л а ш к о-А в а к я н С. В., Лаш ко Н. Ф_, Орлова В. В. Межкристаллитные трещины в сварных соединениях из алюминиевых сплавов. «Сварочное производство», 1956, № 1.
29. Л а ш к о Н. Ф., Л а ш к о - А в а к я н С. В. Свариваемые легкие сплавы. Судпромгиз, 1960.
30. Лебедев В. К., Подола Н. В. Выбор частоты тока для низкочастотных контактых машин. «Автоматическая сварка», 1959, № 8.
31. Микрюков В. Е. Теплопроводность и электропроводность металлов и сплавов. Металлургиздат, 1959.
32. Назаров С. Т., Попов Ю. П. Ультразвуковой контроль качества контактной точечной и шовной сварки. «Заводская лаборатория», 1958, № 10.
33. Некрасов Б. М. Применение статических конденсаторов для повышения коэффициента мощности контактных электросварочных машин. «Вестник электропромышленности», 1951, № 12.
34. Нейман Л. Р., Калантаров П. Л. Теоретические основы электротехники. Ч. I, 11 и III, Госэнергоиздат, 1959.
35. Николаев Г. А. Сварные конструкции. Машгиз, 1962.
36. Орлов Б. Д., Чу л ош ников П. Л. Стабилизация тока при колебаниях напряжения сети на точечных и роликовых машинах. «Сварочное производство», 1955, № 4.
37. Орлов Б. Д., Чулошников П. Л. О выборе режима точечной сварки высокопрочных алюминиевых сплавов. «Сварочное производство», 1958, № 4.
38. Орлов Б. Д., Чулошн иков П. Л. Состояние и перспективы развития точечной и роликовой сварки конструкций из легких сплавов. «Сварочное производство», 1959, X» 7.
39. Орлов Б. Д., Шавырин В. Н., Новосельцев Н. А. О прочности соединений из сплава Д16АТ, выполненных точечной сваркой, «Сварочное производство», 1958, № 2.
40. О р л о в Б. Д., Шавырин В. Н., Новосельцев Н. А. Рентгеновский контроль узлов из легких сплавов, свариваемых точками. «Сварочное производство», 1959, № 1.
41. Патон Б. Е., Лебедев В. К. Работы института электросварки им. Е. О. Патона АН УССР в области контактной сварки. «Сварочное производство», 1959, № 2.
42. Паченцев Ю. А. Тепловое расширение металла как параметр регулирования при точечной сварке дуралюмина. «Автоматическая сварка», 1956, № 3.
43. П о д о л а Н. В. Коэффициент мощности контактных машин с игнитронным управлением. «Автоматическая сварка», 1960, № 3.
44. Пугачев А. И. Контактная точечная сварка деталей из магниевых сплавов. ВИНИТИ, 1957.
45. Пугачев А. И. Технология контактной точечной сварки алюминиевых сплавов новых марок. ВИНИТИ, 1957.
217
46. П у г а ч е в А. И. Шаговая роликовая сварка алюминиевых сплавов новых марок. Тема 12, ВИНИТИ. 1958.
47. П у г а ч е в А. И. Технология изготовления и свойства клеесварных соединений из алюминиевых сплавов. ВИНИТИ, 1959.
48. Пугачев А. И. Экранированная контактная сварка. Вып. 12, ЦИТЭИН, 1960.
49. Сарафанов С. Г. К расчету индуктивности сварочного контура контактной машины. Сб. работ по вопросам электромеханики. Вып. 3, М., Изд-во АН СССР, 1960.
50. С в е ч н и к о в С. В. Основы технической электроники. Ч. 1, Киев, Государственное издательство технической литературы УССР, 1959.
51. Смирнов А. Г. Специализированный станок для зачистки сварочных электродов и роликов. Вып. 5, ЦИТЭИН, 1960.
52. Ч у л о ш н и к о в П. Л., О б и д и н В. А. Прибор для записи давления на точечных машинах. «Сварочное производство», 1955, № 7.
53. Чулошников П. Л., Петров В. А. Контроль процесса точечной и роликовой сварки. ЦИТЭИН, 1960.
54. Ш а в ы р и н В. Н. Клеесварные конструкции и их применение. «Сварочное производство», 1959, № 11.
55. Э л ь я ш е в а М. А. Влияние шага на усталостную прочность точечных соединений. «Сварочное производство», 1958, № 3.
56. Справочник по сварке. Т. 1, Машгиз, 1960.
57. Moressee G. Le sondage clectrique par resistance et son application a la construction aeronautique, Paris, 1954.
58. Хазов В. Я. Исследование процесса оплавления при стыковой сварке деталей из цветных сплавов. «Сварочное производство», 1960, № 5.
59. Г е л ь м а н А. С., Овчинников А. С. Стыковая сварка алюминиевого сплава АМгбТ. Тема 12, ЦИТЭИН, 1959.
60. Р ы к а л и н Н. Н. Расчеты тепловых процессов при сварке. Машгиз, 1951.
61. Моравский В. Э. Новое в конденсаторной сварке металлов малых толщин и сечений. Вып. 7, ЦИТЭИН, 1960.
62. Зайчик Л. В., Покровский, В. А., Пал ига В. Б. Точечная сварка алюминиевых сплавов больших толщин. Вып. 3, ЦИТЭИН, 1962.
63. 3 а й ч и к Л. В., К о м а р ч е в А. И. Конденсаторная машина для точечной сварки крупногабаритных конструкций из легких сплавов. «Сварочное производство», 1963, № 2.
64. Шаблыгин С. В. Контактная сварка с использованием запасенной кинетической энергии. «Автогенное дело», 1951, № 7.
65. Никифоров Г. Д. Сварка плавлением алюминиевых и магниевых сплавов. ЦП НТО Машпром, 1960.
66. Дмитриев Ю. В., К о л п а ш н и к о в А. И., Фомин А. П. Точечная и роликовая сварка САПа. «Сварочное производство», 1961, № .11.
67. Орлов Б. Д., Колпашников А. И., Дмитриев Ю. В. Точечная электросварка дуралюмина, плакированного сплавами системы алюминий—магний. «Цветные металлы», 1961, № 18.
68. Браткова О. Н. и др. Новая контактная машина с накоплением энергии. «Сварочное производство», 1957, № 10.
ОГЛАВЛ ЕН И Е
Предисловие ....................................................... 3
Глава I. Особенности контактной сварки легких сплавов.............. 5
1. Основные свариваемые алюминиевые и магниевые сплавы 5
2. Формирование сварного соединения....................... 7
3. Кристаллизация металла шва и структурные превращения металла в околошовной зоне............................... 14
4. Требования к режимам контактной сварки легких сплавов 23
Глава II. Общие вопросы оборудования.............................. 27
1. Передача импульсов сварочного тока.................... 27
2. Влияние сварочного тока и тепловой деформации металла на величину усилия сжатия электродов..................... 34
Глава III. Оборудование для контактной сварки..................... 37
А. Машины для точечной сварки
1. Однофазные машины ....................................37
2. Трехфазные машины с игнитронными преобразователями . 46
3. Конденсаторные машины................................. 66
4. Трехфазные машины постоянного тока.................. 74
Б. Машины для роликовой сварки
1. Особенности машин для роликовой сварки легких сплавов 75
2. Однофазные машины..................................... 77
3. Трехфазные машины с игнитронными преобразователями . 79
4. Конденсаторные машины ................................ 87
В. Машины для стыковой сварки
Глава IV. Технология сварки....................................... 90
1. Типы сварных соединений и узлов....................... 90
2. Типовые схемы технологического процесса производства сварных узлов . ......................................... 94
3. Некоторые особые случаи точечной и роликовой сварки . 122
4. Электроды ............................................132
5. Механизация и автоматизация при сварке................139
Г лава V. Контроль при сварке легких сплавов......................147
1. Контроль сварных соединений...........................147
2. Контроль работы сварочных машин.......................167
Глава VI. Прочность сварных соединений............................189
1. Прочность сварных соединений при статических нагрузках 190
2. Прочность сварных соединений при динамических нагрузках 202
3. Сравнительная прочность и технико-экономическая эффективность сварных клеесварных и клепаных соединений . .211
Литература ...................................................... 219
Редактор издательства Г. Н. Соболева Технический редактор Г. В. Смирнова Корректор С. Е. Шанурина Переплет художника Ю. И. Соколова
Сдано в производство 22/111 1963 г.
Подписано в печать 6/IX 1963 г. Т-11928 Тираж 7500 экз. Печ. л. 13,75 Бум. л. 6,88 Уч-изд. л. 14,0 Формат 60 X 9O'/i6 Цена 80 коп. Зак. 1318
Типография Металлургиздата, Москва, Цветной б., 30