Магнитно-импульсная сварка металлов - Дудин А.А.

Автор: Дудин А.А.

Теги: технология обработки без снятия стружки в целом: процессы, инструмент, оборудование и приспособления сварка обработка металлов металлы монография металловедение металлообработка

Год: 1979

Похожие

Защита танков

Сварка и свариваемые материалы. Справочник в 3-х томах. Том II. Технология и оборудование

Специальные методы сварки

Основы сварки давлением

Текст

weldworld.ru
УДК 621.791Л:621.7.044.2
Рецензенты: акад. АН УССР К- К. Хренов, манд. техн, наук
S. А. Яблочников
УДК 621.791.76:621,7.044,2
Магнитно-импульсная сварка металлов. Дудин А. А. М., «.Мётал- J
лургйя», ,1979, 128 с. (Серия -«Новые процессы сварки давлением?).
Рассмотрены физические основы магнитно-им пульс ной сварки. >
Показано влияние параметров сварки на процесс образования Свар-
ного соединения. Дана классификация возможных соединений и
сформулированы требования к установкам для сварки. Монография
предназначена для научных и инженерно-технических работников, ‘
занимающихся разработкой и внедрением магнитно-импульсной
сварки металлов, и может быть полезна студентам и аспирантам
соответствующих специальностей. Ил, 41. Табл. 8. Бнблиогр. список:
77 назв. :
Анатолий Алексеевич Дудин
МАГНИТНО-
ИМПУЛЬСНАЯ
СВАРКА
МЕТАЛЛОВ
ИБ Уз 975
Редактор издательства Л. В. Савенков
Художественный редактор Г. А, Жегин
Технический редактор Н. Л. Сперанская .
Корректоры Н. И. Шефтель, И. Д. Король I
Сдано D набор 18.01.79. Подписано в печать £6.07.70. Т-14710
Формат бумаги 84ХЮ8'/щ Бумага типографская № 1 Гарнитура литературная
Печать высокая Уса. печ. л, 6,72 Уч.-изд. л. 7,43
Тираж 5700 экз. Зак. 43 .Цена 40 к. Изд. № 3412
Издательство «Металлургия», 119034, Москва, Г-34
2-й Обыденский пер,, д, 14
Подольский филиал ПО «Периодика» Союзполиграфпрома
при Государственном комитете СССР по делам издательств,
полиграфии и книжной торговли
г. Подольск, ул. Кирова, д. 25
31206— 183
Д 77”--------~ 116-79 2704060000
040(01) —79
I
‘ J
© Издательство «Металлургиям 1979
ОТ ИЗДАТЕЛЬСТВА
Сварное соединение при разнообразных способах сварки
давлением образуется в результате сложных физико-хи-
мических процессов, происходящих на контактных по-
верхностях и в приконтактных объемах соединяемых
материалов.
Для получения качественного соединения при различ-
ных способах сварки давлением в зависимости от приро-
ды соединяемых материалов, характера их взаимодейст-
вия между собой и с окружающей средой, интенсивности
силового воздействия, температуры при сварке и других
факторов необходимо ограничивать одни процессы и ин-
тенсифицировать другие.
Объяснение природы образования соединения между
материалами в твердой фазе возможно лишь с позиций
основных положений теории пластической деформации,
термодинамики, химической кинетики, металловедения
и других смежных наук. Очевидна также необходимость
целенаправленного управления процессами, происходя-
щими в зоне соединения при сварке, и прежде всего
структурными превращениями.
В настоящее время сварка давлением широко исполь-
зуется в промышленности и часто является наиболее
ответственной технологической операцией в производст-
венном цикле. Поэтому разработка научных основ сое-
динения материалов при разнообразных способах сварки
давлением непосредственно связана с повышением эф-
фективности и качества производства различных изде-
лий— основной задачей десятой пятилетки.
Издательство надеется, что выпуск серии книг «Новые
процессы сварки давлением» будет способствовать даль-
нейшей разработке теоретических представлений о про-
цессах соединения материалов в твердой фазе и эффек-
тивному внедрению в промышленность разнообразных
способов сварки давлением.
1* Зак, 43
3
ПРЕДИСЛОВИЕ
Задачи в области металлургии и машиностроения, по-
ставленные XXV съездом КПСС, предусматривают на-
ряду с усовершенствованием уже освоенных технологи-
ческих процессов создание принципиально новой техники
и технологии.
Технологические процессы получения неразъемных
соединений металлических материалов занимают важное
место во многих отраслях промышленности. Применение
этих процессов за последние годы резко возросло в свя-
ви с разработкой новых ‘ситособав сварки давлением.
Сварка давлением характеризуется рядом важных
преимуществ по сравнению со сваркой плавлением. Хи-
мический и фазовый состав ‘металла ‘практически не пре-
терпевает никаких изменений. Поэтому очень важна
возможность получения прочного соединения сваркой
давлением без образования хрупкой прослойки интерме-
таллидов. Вследствие этого соединение некоторых раз-
нородных материалов возможно только сваркой дав-
лением.
Благодаря исследованиям отечественных и зарубеж-
ных ученых в течение последнего десятилетия получили
широкое развитие многие способы соединения в твердой
фазе. Особое место среди них занимают способы сварки
при высокоскоростном соударении.
Важными особенностями, характеризующими сварку
при высоких скоростях соударений, являются развитие
высоких давлений в зоне контакта свариваемых поверх-
ностей, приводящих к локальной пластической деформа-
ции металлов практически без изменения их первоначаль-
ной толщины, а также получение соединений обычно без
последующих дополнительных операций удаления грата
и зачистки.
Среди известных способов соединения металлов в ус-
ловиях высокоскоростного соударенния магнитно-им-
пульсная сварка является одним из самых новых и перс-
пективных процессов, имеющим ряд преимуществ, прису-
щих сварке взрывом и сварке электрическим взрывом
проводника. Вместе с тем этот процесс легко регулиру-
ется в широком диапазоне с более точной дозировкой
передаваемой энергии, характеризуется стабильностью
воспроизведения рабочих режимов, высокой производи-
тельностью и может быть легко автоматизирован.
4
Эта книга является первой попыткой последователь-
ного рассмотрения . теории и технологии магнитно-им-
пульсной сварки. Исследования процесса проводились
отраслевой научно-исследовательской лабораторией
Куйбышевского авиационного института совместно с
рядом научно-исследовательских институтов и промыш-
ленных предприятий. Необходимо отметить вклад в раз-
витие теории и практики магнитно-импульсной сварки,
внесенный работниками лаборатории института
Д. Н. Лысенко, В. В. Ермолаевым, Г. И. Варламовым,
В. Ф. Карпухиным и сотрудниками научно-исследова-
тельских институтов и промышленных предприятий
В. М. Годиным, В. В. Трутневым, Г. П. Камышевой,
В. И. Балатюком, Г. Л. Зубриенко.
Автор считает своим долгом выразить благодарность
В. П. Князеву, В. Ф. Карпухину и IO. М. Овчинникову за
активное участие в обсуждении рукописи, а также всему
коллективу лаборатории магнитно-импульсной обработ-
ки металлов.
Автор признателен А. А. Дерибасу, Г. Л. Петрову,
Г. Д. Никифорову, Б. Д„ Орлову и В. Ф. Демичеву за об-
суждение результатов исследования.
5
Глава i
СВАРКА ПРИ ВЫСОКОСКОРОСТНОМ
СОУДАРЕНИИ
1. Сварка взрывом
В основе сварки взрывом лежит процесс детонации
взрывчатого вещества (ВВ) в непосредственном кон-
такте с заготовкой, причем развиваемые ударной волной
огромные усилия разгоняют метаемую заготовку до необ-
ходимых скоростей соударения с неподвижной заго-
товкой.
Детонация распространяется с максимально возмож-
ной для данного BiB скоростью, превышающей скорость
звука в данном веществе. Для ВВ, применяемых ib тех-
нике, скорость детонации находится в пределах от 2000
до 9000 м/с. Скорость детонации—одна из важнейших
характеристик ВВ.
Взрывчатое вещество переходит из твердого в газо-
образное состояние не мгновенно: граница между ис-
ходным и полностью прореагировавшим веществом оп-
ределяется шириной зоны реакции. При отсутствии этой
зоны сварка взрывом, вероятно, была бы невозможна:
скачкообразное повышение скорости метаемой пластины
под фронтом детонации приводило бы к разрушению ме-
талла этой пластины [1].
Для инициирования взрывчатых веществ при сварке
используют детонаторы или специальные заряды.
Волна детонации точечного заряда распространяется
во все стороны с постоянной скоростью и образует в не-
ограниченной среде сферический фронт детонации. При
идицнированни плоского заряда на некотором расстоянии
от точки инициирования устанавливается цилиндрический
фронт.
Сварка взрывом характеризуется фронтом детонации,
обычно перпендикулярным поверхности металла. Одна-
ко при сверхзвуковой скорости детонации возникает
ударная волна, фронт которой наклонен под некоторым
углом к поверхности металла. В области, ограниченной
ударным фронтом, металл находится в сжатом состоя-
нии. Давление на металл, развиваемое продуктами дето-
нации, зависит как от угла, образуемого ее фронтом с
поверхностью металла, таи и от свойств металла.
6
Особенностью нагружения ВВ является зависимость
устойчивого характера распространения детонации от
критической толщины или критического диаметра ВВ.
Чем меньше скорость детонации, тем, как правило, боль-
ше величина критической толщины или критического
диаметра ВВ [2].
Характерно то, что величина давления не зависит от
толщины заряда, а определяется только свойствами ВВ
и металла. Однако с увеличением толщины заряда рас-
тет продолжительность действия давления.
Развитие современных способов обработки металлов
с использованием энергии ВВ, в частности штамповки и
упрочнения, привело к разработке сварки взрывом, поло-
жившей начало новой области — сварки в условиях вы-
сокоскоростного соударения.
При сварке взрывом по схеме Пирсона [3], происхо-
дит соударение плоских образцов, предварительно ориен-
тированных под углом, сопровождающееся развитием
высоких давлений. Эта схема является по существу
плоским вариантом кумулятивного заряда. Для объяс-
нения явления кумуляции была предложена гидродинами-
ческая теория ['4,5], согласно которой металл в этом
процессе можно считать идеальной несжимаемой жид-
костью, а высокие скорости позволяют пренебречь проч-
ностными факторами по сравнению с инерционными.
При соударении часть металла с внутренних поверх-
ностей уносится в виде кумулятивной пелены. Основная
часть металла образует металлический «пест», который
и является монолитным металлом, образованным свар-
кой взрывом.
Схему Пирсона можно применять лишь при сварке
пластин одинаковых толщин, близких по плотности, сжи-
маемости и другим ха-
рактеристикам. В против-
ном случае симметрия бу-
дет нарушена и кумуля-
тивная пелена не образу-
ется. По этой схеме прак-
тически трудно осущест-
вить сварку листов боль-
ших размеров, поскольку
плоская кумулятивная
пелена весьма неустой-
чива.
Рас. /, Схема сварки взрывом
при асимметричном соударении
7
В апреле 1961 г. эффект соединения металлов при
соударении был получен в Институте гидродинамики
Сибирского отделения Академии наук СССР в процессе
отработки одной из схем упрочнения металлов взрывом
[6] (рис. 1). В июне 1961 г. было опубликовано сообще-
ние о работах Д. Давенпорта и Ж. Дюваля из Станфорд-
ского исследовательского института [7], где также ис-
пользована схема несимметричного соударения.
По этой схеме нижняя пластина 3 устанавливается
на жестком основании 4. Верхняя пластина 2 ориенти-
руется относительно нижней под определенным углом.
Слой ВВ 1 размещается на верхней пластине и иниции-
руется детонатором 5, Эта схема является одной из ос-
новных при сварке листового металла. Она позволяет
плакировать поверхности массивных плит металлически-
ми слоями толщиной от сотых долей до 6—7 мм {1].
Однако схемы сварки с установкой св ар немых пла-
стин под углом друг к другу не позволяют получать свар-
ные соединения на больших площадях, а переменное
расстояние между пластинами по длине нахлеста приво-
дит к неравномерным механическим характеристикам
сварного соединения.
В связи с этим возникла новая схема с параллельным
расположением свариваемых пластин [6]. По этой схеме
нижняя пластина устанавливается горизонтально на
жестком основании. Верхняя пластина на некотором
участке ориентирована под углом а0 к нижней; далее
она расположена параллельно нижней пластине. Заряд
инициируется со стороны отогнутого конца пластины.
Основными достоинствами данной схемы являются
постоянство механических характеристик сварного сое-
динения по всей площади нахлеста и возможность свар-
ки пластин практически неопраниченной площади.
Наряду со схемами сварки листового металла су-
ществуют схемы сварки труб. В 1961 г. Днепропетров-
ским горным институтом и Всесоюзным научно-исследо-
вательским трубным институтом впервые был разработан
способ сварки биметаллических труб с ислодьзованием
энергии взрыва. По этой схеме сварка взрывом осуществ-
ляется при параллельном расположении соударяемых
контактных поверхностей труб. Для внутренней плаки-
ровки (рис. 2,й) наружную трубу 2 помещают в массив-
ный цилиндрический контейнер 1, предотвращающий
чрезмерную деформацию наружной трубы. Заряд ВВ 5
8
Рас, 2 Схемы снарки труб взрывом при внутреннем (а) и наружном (б)
«лакировании:
J — контейнер; 2 — нижняя труба; 4— детонатор; 5 — заряд ВВ; 6 —
инертная масса; 7 — центрирующее кольцо; 8 —конусная надставка; 9 —
заполнитель
располагают строго по оси внутренней трубы 5. Эта
соосность достигается введением заряда в инертную
массу 6’, которой (Предварительно заполнена полость
внутренней трубы. ВВ инициируют с одной стороны.
При наруясной плакировке (рис, 2,6) по периметру
наружной трубы размещают равномерный слой ВВ. Од-
новременное возбуждение заряда ВВ по периметру коль-
ца достигается специальной конусной наставкой 8, в
вершине которой помещают детонатор
Известна также комбинированная схема сварки труб-
чатых деталей с внутренним и наружным размещением
зарядов ВВ {8].
Процесс сварки взрывом можно регулировать изме-
нением таких величин соударения, как скорость метае-
мой пластины V, скорость фронта контакта iyK, угол со-
ударения пластин у. Эти величины зависят от начальных
параметров: D — скорости детонации ВВ, рв — плотности
ВВ, SE — высоты заряда ВВ, р0 — плотности материала
метаемой пластины, <S0— толщины метаемой пластины,
«о и -бо —начальных угла и расстояния между пласти-
нами.
Существенной особенностью сварки взрывом, как это
видно из фотографий процесса, полученных сверхскоро-
стной фотосъемкой [9], является наличие на метаемой
пластине двух участков (рис. 3). На первом участке, на-
Рис. 3. Теневые фотографии процесса мотания пластины взрывом £9]
10
холящемся 'перед фронтом детонационной волны, поло-
жение пластины соответствует исходному. Вследствие
огромной скорости нагружения и действия сил инерции
процессы, протекающие за фронтом детонации, не влия-
ют иа положение участка метаемой пластины, находяще-
гося перед фронтом детонации. В результате прохожде-
ния детонационной волны участок, расположенный за
фронтом детонации, поворачивается относительно исход-
ного положения на некоторый угол [10].
Анализ способов сварки взрывом показывает, что
процесс может быть осуществлен при исходном располо-
жении заготовок параллельно либо под углом одна к
другой. На качество сварки по угловой схе'ме влияют
величины исходного угла а0, начального зазора Йо и про-
тяженность свариваемых поверхностей в направлении
сварки. При больших углах а0 и значительных размерах
свариваемых деталей условия сварки в различных участ-
ках отличны вследствие резкого увеличения зазора б0 по
мере удаления от точки инициирования заряда. Это при-
водит к существенному разбросу механических характе-
ристик по длине соединения и даже к непроварам. От
этих недостатков свободна сварка по параллельной схе-
ме, когда iao = O. Исследования показали, что такая свар-
ка возможна в случае применения ВВ со скоростью де-
тонации, меньшей скорости звука в свариваемых метал-
лах [6, 11]. При параллельной схеме параметры соударе-
ния сохраняются по всей свариваемой поверхности, неза-
висимо от ее размеров при условии постоянства зазора
Йо. Угловая и параллельная схемы в принципе применимы
для сварки не только плоских листов, но и деталей со
свариваемыми поверхностями одинарной и двойной кри-
визны. В частности, широкое распространение получила
ова'рка взрывом труб с трубами и ic другими деталями.
2. Сварка импульсным
электрическим разрядом в среде,
передающей давление
В последние годы в различных областях техники все ши-
ре применяются технологические процессы с использова-
нием электрогидравличеокого эффекта, приоритет раз-
работки которого принадлежит советскому изобретате-
лю Л. А. Югкину [12].
11
Сущность электрогидравлического эффекта состоит
в том, что при высоковольтном импульсном разряде в
жидкости вокруг зоны разряда возникают импульсные
сверхвысокие давления в виде ударной волны .в жид-
кости, деформирующей пластичные и разрушающей
хрупкие объекты вблизи зоны разряда.
Импульсный электрический разряд внутри объема
жидкости осуществляется генератором импульсных то-
ков, состоящим из высоковольтного трансформатора,
выпрямителя, батареи конденсаторов и коммутатора.
Вследствие электрического пробоя в жидкости обра-
зуется токопроводящий канал разряда, частично запол-
ненный иониз'ир'Оваиным газом. Разряд с высокой ско-
ростью развивается от положительного электрода к отри-
нательному [13]. После пробоя начинается вторая стадия
разряда, во время которой происходит основное выделе-
ние энергии, приводящее к быстрому разогреву частиц в
канале разряда и ,к испарению жидкости с его стенок. Ис-
паряющиеся молекулы жидкости в канале разогревают-
ся, диссоциируют и ионизируются, вследствие чего
образуется плазма с температурой порядка 104—'3-104 К.
Быстрый разогрев плазмы разрядным током вызывает
резкое повышение давления в канале разряда и его рас-
ширение оо скоростью около 104 м/с. При этом в жидко-
сти возникает ударная волна. После генерирования
ударной водны расширяющийся канал разряда перера-
стает in быстро увеличивающуюся парогазовую полость.
Давление в полости, максимальное в момент ее возник-
новения, падает по мере расширения и становится мень-
ше, чем в окружающей жидкости, что вызывает ее сжа-
тие. Сжатие и расширение парогазовой полости
многократно чередуются в соответствии с характером
затухающих колебаний.
Рабочая жидкость н тела вблизи зоны разряда не
нагреваются, газо- и парообразования практически не
происходит. Средой для получения электрогидравличе-
ского эффекта .могут служить различные жидкости,
например, керосин, глицерин, но наиболее предпочти-
тельна техническая вода. Энергия, накопленная в бата-
рее конденсаторов за время ее зарядки до нескольких
десятков килоджоулей реализуется в рабочем .промежут-
ке в течение десятков или сотен микросекунд. Поэтому
мощность импульса может быть очень большой.
12
Вследствие того что время формирования канала
разряда сопоставимо с длительностью разряда (состав-
ляет десятки или сотни микросекунд), задержка пред-
пробойной стадии разряда приводит к большим потерям
энергии накопителя [14]. Другим недостатком рассмот-
ренного процесса является ограничение максимальной
длины канала разряда, определяемое конструкцией раз-
рядной камеры, так как расстояние от разрядников до
металлических стенок разрядной камеры или деформи-
руемой заготовки должно быть больше длины канала
разряда. Это условие часто не позволяет приблизить зо-
ну разряда к поверхности обрабатываемой металличе-
ской заготовки к тем самым достичь «больших давлений,
а также увеличить длину канала разряда до размеров,
соответствующих наибольшему к.п.д. преобразования
электрической энергии в механическую энергию ударной
волны.
При длине канала разряда в несколько сантиметров
образуется волна с цилиндрическим фронтом, с умень-
шением длины канала фронт ударной волны становится
сферическим.
Данный процесс неприменим для воздействия на
внешние цилиндрические поверхности из-за возникнове-
ния неравномерного давления.
Отмеченные недостатки, присущие пробою рабочего
промежутка в жидкости, отсутствуют, если межэлектрод-
ный промежуток в жидкости замкнут металлической про-
волочкой.
При пропускании через такую проволочку импульсно-
го разрядного тока возникает явление, называемое элек-
трическим взрывом проводника [46].
При электрическом взрыве проводника каналу разря-
да можно придать всевозможную форму и добиться
равномерного распределения давления не только на
внутренней, но и на внешней цилиндрической поверхно-
сти; можно получить ударную волну с фронтом, близким
к плоскому; приблизить канал разряда непосредственно
к обрабатываемой поверхности с целью получения сверх-
высоких давлений. Этот процесс осуществим при сравни-
тельно низких ~4—5 кВ напряжениях и увеличении
расстояния между электродами по сравнению с обычным
разрядом в жидкости, возможно получение стабильных
волн давления при разряде вследствие уменьшения влия-
ния проводимости воды.
13
.Материал и размеры взры^ющихся проволочек влия-
ют на величину и характер выделения энергии при высо-
ковольтном разряде в жидкости [16].
Гидродинамические явления, сопровождающие элект-
рический разряд в жидкости, во многом аналогичны яв-
лениям при взрыве бризантного ВВ в воде. Количествен-
ное сравансние этих явлений проведено в работе [17].
При электрическом разряде в воде величина реали-
зуемой энергии ограничена энергоемкостью применяемых
установок, увеличение которой свыше (1004-'200) кДж
ведет к значительному уменьшению к. п. д. процесса.
В Японии' разработан способ получения биметалли-
ческих .пластин, согласно которому метаемую пластину
удерживают над жидкостью, в которую помещены элект-
роды, Неподвижную пластину устанавливают на неко-
тором расстоянии" над метаемой и прижимают к мас-
сивной крышке, закрывающей сосуд с жидкостью. При
мощном электрическом разряде в жидкости в результате
действия ударной волны метаемая пластина выпучива-
ется, края выходят из захватов, и пластина с большой
скоростью перемещается вверх, соударяясь и свариваясь
с неподвижной пластиной сначала выпуклой частью, а
затем и краями, А. А. Дерибас, ,В. М. Кудинов и Ф. И, Ма-
твеенков предложили способ холодной свирки труб с ис-
пользованием энергии высоковольтного разряда1 2. Этот
способ предназначен для сварки труб малых диаметров.
Сварка может быть осуществлена по одной из схем, изо-
браженных па рис. 4,а,б.
По этому способу в трубу большего диаметра (.непод-
вижную свариваемую деталь 7) вставляют трубу меньше-
го диаметра (метаемую свариваемую деталь 2), которую
заполняют средой 3, передающей импульсную нагрузку, а
вдоль оси располагают проволоку 4. Через проволоку
пропускают импульс тока. Перед сваркой поверхность
контакта одной из соединяемых труб обрабатывают на
конус. Такая обработка обеспечивает последовательное
перемещение фронта контакта.
Был предложен способ сварки трубчатых деталей, в
котором импульсное давление прикладывается к внеш-
1 Пат. (Япония), № 18181, 1969.
г Дерибас А. А. Кудинов В. М., Матвиенков Ф. П. Авт. свил.
№ 193905. «Изобрет, Пром, образцы, Товарные знака», 1967, № 7,
с. 149—150.
14
Рас. 4. Схемы осуществления сварки С использованием энергии высоко-
вольтного разряда:
а — обработка отверстия на конус; б —обработка метаемой детали на
конус; в — параллельное расположение свариваемых поверхностей
ней поверхности наружной детали1. Согласно схеме (рис.:
4,в) на наружную трубу 1 плотно надевают кольцевой
элемент 5 и в нее вводят вторую трубу 2. При пропуска-
нии импульса тока через проводник 4> введенный через
боковую стенку кольцевого элемента, он взрывается, об-
разуя мощную ударную волну, под действием которой
стенки трубы с большой скоростью движутся в радиаль-
ном направлении к оси. При соударении стенок трубы 1
с внутренней трубой 2 происходит их сварка. Давление
ударной волны передается через среду 3, размещенную
в кольцевом элементе.
Взрыв проводника при сварке труб чаще всего осу-
ществляют в специалыюм патроне, состоящем из оболочки
и наполнителя [2]. Оболочки делают из легкоразру-
1 Сорочинский А. П,, Конвишер Б. Я., Черный А. Ш., Коро-
лев Ю. В. Авт. свид. № 413005.—'«Открытия. Изобрет. Пром, образ-
цы. Товарные знаки». 1974, № 4. с. 35.
15
шаемого при взрыве материала (как привило, полиэтилен
на) с хорошими изолирующими свойствами, позволяюще-:
го эффективно передавата давление ударной юолмы к
стенкам трубы. В качестве наполнителя, 'передающего,
давление, применяют вбок, парафин, цезерин и другие-
воскообразные диэлектрики, а также смеси на основе во-
ды и желатина. На процесс сварки влияют напряжение
зарядки конденсаторной батареи, ее емкость и начальная^
ориентация свариваемых поверхностей.
Выбор режима процесса заключается в подборе гео-)
метрических и энергетических параметров для каждого;
размера труб и каждой схемы сварки. ,
Экспериментально установлено, что труба при дефор-;
мировании ударной волной вследствие действия краевых?
эффектов принимает характерную бочкообразную фор-
му, что обеспечивает одно из условий сварки—косое'
соударение соединяемых поверхностей [18]. Установлен
но также, что размеры образующихся на контактной по-1
верхности волн увеличиваются по направлению движе-л
ния фронта контакта, достигают своих максимальных!
значений, а затем исчезают, таккак давление соударения !
становится меньше критического. Форма волн близка к 1
синусоидальной, максимальная длина их составляет 0,1— 1
0,3 мм, амплитуда 0,04—0,1 мм, J
Сваркой электрическим взрывом проводника получе- *
ны соединения следующих пар металлов: СтЗ+сталь20, :
12Х18Н9Т+12Х18Н9Т, СтЗ+ 12Х18Н9Т, МЗ+МЗХ
АМг5+АМг5, МЗ+СтЗ, АМг5+СтЗ, АМг5+МЗ [19], а).;
также латунных труб с двухслойными трубными досками ;
(сталь+латунь) и с трубными досками из нержавеющей
стали i[18], л
Прочность полученных соединений составляет 0,5— 1
0,8 прочности основного металла, наименьшая она у сое- 5
динений из сплава АМг5, наибольшая у соедийений, в *
которых одним из свариваемых металлов является медь ;
М3, Испытания показали достаточно высокую герметич-
ность сварных соединений. Соединения труб диаметром '
25X2 1мм (сталь 20) с досками толщиной 40 мм (СтЗ)
выдерживают давление>120 ати [19].
3, Магнитно-импульсная сварка
Первое упоминание о возможности осуществления маг-
нитно-импульсной сварки имеется в патенте Давида
16
рас. 5. Принципиальная схема
магяиттто-импульсной сварки,
разработанная в КуАИ
Ф. Броуэра1, в 'котором автором патентуется 'метод фор-
мовки и устройство для его осуществления. Сущность
схемы сварки по Броуэру заключается в следующем.
Свариваемые детали устанавливают с постоянной вели-
чиной зазора между ними. Зону сварки герметизируют
кожухом и создают в ней нейтральную атмосферу.
Перед сваркой детали нагреваются с помощью ин-
дуктора от генератора токов высокой частоты, после че-
го на этот же индуктор подается импульс тока от маг-
нитно-импульсной установки. Взаимодействие магнитных
полей индуктора и метаемой детали создает между ними
отталкивающие усилия, в результате которых эта деталь
метается в направлении неподвижной детали и происхо-
f дит их сварка.
В Куйбышевском авиационном институте им. акаде-
мика С. П. Королева (КуАИ) была впервые осуществле-
ние на |М.эгнит.но-им1пуль'с,ная сварка по новой схеме1 2.
-3S Согласно разработанному способу (рис. 5), детали 1
и 2 устанавливают внахлестку под острым углом а0 друг
к другу и с зазорам 60 между ними. Индуктор 3 устанав-
ливают на поверхности, противоположной свариваемой.
Для предотвращения перемещения при сварке деталь
1 жестко закрепляется в опоре 7. Закрепление детали 2
должно обеспечить перемещение ее свариваемого конца
в направлении детали 1. Индуктор 3 присоединяется сво-
ими выводами к генератору импульсных токов, который
состоит из зарядного устройства 6, батареи конденсато-
ров 5 и коммутирующего устройства 4. После зарядки
батареи конденсаторов ют зарядного устройства до за-
данного напряжения включается коммутирующее устрой-
ство, которое замыкает батарею конденсаторов на
индуктор. При разряде батареи конденсаторов в зазоре
1 Пат. (США), № 3126937, 1964.
2 Лысенко Д. И., Ермолаев В. В., Дудин А. А. Авт, свид.
№ 226393. — «Иэобрет. Пром, образцы. Товарные знаки», 1968, № 28,
С. 136. - - Т-1Г.Г —”
й ।
Я Росу- < ! ! р 17
между индуктором и заготовкой возникает сильное маг- *
нитное поле, индуктирующее в этой заготовке ток. Взаи-
модействие тока индуктора с индуктированным током в
заготовке приводит к возникновению сил отталкивания ;
между индуктором и деталью 2, вследствие чего деталь j
2 мгновенно с большой скоростью перемещается от ин-
дуктора в направлении неподвижной детали 1\ при соуда-
рении в зоне контакта развиваются высокие давления и
образуется сварное соединение.
В отличие от способа Броуэра сварку способом, раз-
работанным в КуАИ, можно осуществлять на воздухе без j
предварительного подогрева как плоских, так и трубча-
тых свариваемых деталей.
Для сварки разнородных материалов можно предва- '<
рнтельно нагревать одну из свариваемых деталей. В част- $
кости, для получения телескопического соединения сталь- J
ной и алюминсвой труб конец одной из труб выполняют |
коническим, а стальную трубу предварительно нагре-
вают1.
Институтом электросварки им. Е. О. Патона разра-
ботан способ магнитно-импульсной сварки разнородных
труб различных диаметров и толщин стено,к: сваривают
трубы-переходники из нержавеющей стали и алюминия,
меди и алюминия. Прочность сварных соединений на J
разрыв близка прочности цельной алюминиевой трубы. 3
Испытание образцов на вакуумную плотность гелиевым ]
течеискателем и на плотность при давлении 13 ати после
нагрева их до 500°С дало положительные результаты.
Сварка в лабораторных условиях доказала возможность ?
применения данного способа в промышленности. j
В ряде последующих работ проведены исследования
магнитно-импульсной сварки с предварительным распо- J
ложением свариваемых поверхностей деталей под углом
друг к другу и с зазором между ними. На рис. 6 показано
несколько примеров осуществления сварки по этой схеме.
Магнитно-импульсной сваркой можно получать на-
хлесточные соединения равно- и разнотолщинных тонко-
стенных труб.
При сварке индуктор устанавливают внутри или сна-
ружи трубчатой детали [20]. По первому варианту (рис.
6,а) труба 1 с отформованным усеченным на конус кон-

1 Лысенко Д, И., Ермолаев В. В., Дудин А. А, Дат. свид.
Дг° 468732 — «Открытия. Изобрет. Пром, образцы. Товарные знаки»,
1975, № 16, с. 28.
18
Рис. в. Примеры осуществления магнитно-импульсной сварки при расположе-
лии свариваемых поверхностей под углом и с зазором между ними
цом вставляется в другую трубу 2 или отверстие детали
с зазором между свариваемыми поверхностями. Перед
сваркой соединяемые поверхности обезжиривают и зачи-
щают. Снаружи на трубу 2 для предотвращения ее де-
формации при сварке надевается металлическая обойма
4. При достаточной жесткости детали 2 сварку осуществ-
ляют без обоймы. Внутрь трубы 1 в зону усеченного
конуса вставляют индуктор подсоединенный к маг-
нитно-импульсной установке.
По первому варианту можно сваривать тонкостенные
трубы, разнотолщинные трубы, когда тонкостенная труба
расположена внутри, а также тонкостенные трубы с охва-
тывающими конструктивными деталями (фланцами и
др.).
По второму варианту (рис. 6,6) трубу 1 с конусной
отбортовкой на конце надевают на другую трубу ~2 или
цилиндрический стержень с зазором между предвари-
тельно обезжиренными и зачищенными свариваемыми
поверхностями. Для предотвращения смятия трубы 2 в
процессе сварки внутрь ее без зазора вставляют метал-
лическую оправку 5, удаляемую поеде сварки, в случае,
19
если неподвижная груба достаточно жесткая, чтобы вы-
держать давление при сварце без остаточных деформа-
ций, необходимость в оправке отпадает. Снаружи на
трубу / на участке конусной отбортовки устанавливают
индуктор 3.
По второму варианту сварки возможно получение
соединений тонкостенных труб, разнотолщинных труб с
тонкостенной трубой снаружи, тонкостенных труб со
сплошными цилиндрическими деталями (тяги и др.).
Для локализации электромагнитного давления в зоне
сварки можно применить концентратор электромагнит-
ного поля 7— металлический вкладыш с продольной
щелью-разрезом, изолированный с обеих сторон проклад-
ками 6. Наиболее эффективно применение концентрато-
ра 7 при установке его снаружи на трубу, свариваемую со
стержнем 8 (рис. 6,в) [21], чем достигается значительное
уменьшение длины нахлеста соединяемых деталей.
Типичным примером использования магнитно-им-
пульсной сварки является приварка к стаканам заглу-
шек 9, устанавливаемых на упоры 10 (рис. 6,а) и к тру-
бам (рис. 6,<9) Ч Во втором случае к наружной поверх-
ности заглушки крепится съемная центрирующая встав-
ка 11. Заглушка вместе со вставкой устава'Вливает.ся в
трубу. После сварки центрирующая вставка снимается
с заглушки.
Соединение при магнитно-импульсной сварке, как и
при сварке, взрывом, образуется в результате косого со-
ударения свариваемых поверхностей, приводящего к ин-
тенсивным пластическим деформациям и волнообразо-
ванию на контактных поверхностях. Однако специфика
нагружения метаемого элемента давлением магнитного
поля приводит к особенностям в кинематике его движе-
ния.
Действие магнитного поля испытывает одновременно
весь метаемый элемент, но вследствие рассеяния поля на
концах индуктора распределение давления вдоль обра-
зующей метаемого элемента неравномерное, — меньше
по концам и больше в средней части (ом. г.л. II, разд. 3).
При таком нагружении метаемый элемент с первона-
чально прямолинейной образующей, перемещаясь посту-
пательно в направлении действия нагрузки, деформиру-
ется и к моменту встречи с неподвижной деталью
1 Пат, (США), № 3699227, 1972,
20
становится выпуклым. Наличие выпуклости свариваемой
поверхности на метаемой детали, обращенной в сторону
свариваемой поверхности неподвижной детали, приводит
в начальный момент встречи к плоскому, соударению, ко-
торое в дальнейшем переходит в косое, распространяю-
щееся в общем случае в двух противоположных направ-
лениях от зоны первого 'контакта. Таким образом, угол
соударения у при магнитно-импульсной сварке изменя-
ется от пуля до максимального значения в результате
изменения кривизны образующей метаемого элемента во
время его разгона и продолжения изменения ее в про-
цессе сварки. Изменение угла соударения в процессе
сварки вызывает изменение скорости движения фронта
контакта. Скорость соударения в процессе сварки также
не остается постоянной, а зависит от многих факторов.
Поэтому очевидно' насколько сложно1 взаимное влияние
основных параметров соударения при магнитно-импульс-
ной сварке.
Из вышеизложенного следует, что начальный угол
а0>0 между свариваемыми поверхностями не влияет на
динамику процесса сварки. Магнитно-импульсная свар-
ка возможна и при ао==.О (по схеме Броуэра). Однако
начальный угол ао вызывает увеличение начального за-
зора между свариваемыми поверхностями, что способст-
вует большему изменению кривизны метаемого элемента
в процессе его движения и увеличению ширины зоны
соединения вследствие удаления зоны первого контакта
от свободного края метаемой заготовки. Вместе с тем
сварку при кто>0 можно осуществлять при меньших на-
чальных зазорах бэ (и даже при бо = О) по сравнению с
а0—0 при прочих-равных условиях.
Рассмотренный способ сварки выгодно отличается от
других способов сварки в условиях высокоскоростного
соударения, но вместе с тем не лишен недостатков, огра-
ничивающих области его применения.
Магнитно-импульсной сваркой можно получать ка-
чественные соединения однородных и разнородных ме-
таллов в воздушной или инертной атмосфере, а также в
вакууме с предварительным нагревом свариваемых дета-
лей (или без нагрева). Этим способом можно сваривать
разнотолщинные элементы. После магнитно-импульсной
сварки не нужна механическая обработка и пранка сое-
динения. Прочность сварного соединения не ниже проч-
ности наименее прочной детали. Соединение герметично,
21
обладает вакуумной плотностью и выдерживает вибра-
ционные нагрузки.
По сравнению со сваркой взрывом процесс магнитно-
импульсной сварки более легко регулируется в широком
диапазоне с более точной дозировкой подаваемой энер-
гии, более производителен, может быть автоматизирован
и включен в автоматическую линию; характеризуется
высокой стабильностью воспроизведения режимов; поз-
воляет локализовать сварочное давление па заданном
участке свариваемой конструкции, вследствие чего воз-
можно получение равнопрочных сварных соединений с
меньшей шириной нахлеста, чем при сварке взрывом; не
требует особых мер 'безопасности, необходимых при обра-
щении с бризантными ВВ.
Особенностью процесса магнитно-импульсной обра-
ботки металлов, отличающей его от других известных
способов деформирования, является возникновение
деформирующих усилий в самом металле, поэтому маг-
нитно-импульсная сварка осуществляется без передаточ-
ных сред, не вызывает .значительных сейсмических эф-
фектов и не сопровождается выделением продуктов дето-
нации. Эта особенность магнитно-импульсной обработки
металлов позволяет воздействовать на свариваемые де-
тали в вакууме, защитной атмосфере и других средах
магнитным полем индуктора, расположенного вне этих
сред.
Недостатки магнитно-импульсной сварки: давление
на метаемую заготовку ограничивается прочностью и
долговечностью индуктора; ширина зоны соединения ог-
раничена несколькими десятками миллиметров, 'поэтому
магнитно-импульсную сварку нельзя использовать для
плакирования больших поверхностей.
4. Физические основы сварки давлением
Рассмотренные способы сварки осуществляют при высоко-
скоростном соударении. Свариваемые поверхности сближают под
некоторым углом друг к другу и соударяют с большой относитель-
ной скоростью.
При рассмотрения физических основ процесса не учитывают ус-
ловия разгона свариваемых деталей, зависящие от способа сварки,
а исследуют только общие для всех способов физические законо-
мерности соударения.
Соединение металлов при высокоскоростном соударении осуще-
ствляется в твердой фазе. На отдельных участках соединения" ме-
талл нагревается даже до температуры плавления. На участках с
22
невысокой температурой процесс соединения аналогичен холодной
сварке [[22—26].
При соударении поверхностей соединение образуется под дей-
ствием высокого давления без внешнего нагрева вследствие интен-
сивной пластической деформации металла в зоне контакта. Выде-
ляющееся при деформации металла тепло не вызывает развития
диффузионных процессов, так как сварка происходит мгновенно.
Эти особенности позволяют получать в условиях высокоскоростно-
го соударения прочные соединения между разнородными металла-
ми и сплавами.
Вследствие интенсивных кратковременных нагрузок на поверх-
ности металла под действием импульса давления, перемещающего-
ся с очень большой скоростью, возникают нестационарные волны
напряжений, распространяющиеся в глубь металла. Эксперимен-
тальные исследования показывают, что с увеличением напряжения
до предела упругости связь между напряжением и деформацией ос-
тается линейной \[27]. В этом случае в твердом теле распространя-
ются упругие волны. Известно, что в безграничной изотропной сре-
де могут распространяться два вида упругих волн;
продольные волны со скоростью
q = |3K (1)
и сдвиговые или поперечные волны со скоростью
^=(G/₽)4 (2)
где К — объемный модуль упругости; р — плотность; v — коэффи-
циент Пуассона и G — модуль сдвига материала. Скорости волн
сдвига для различных материалов примерно вдвое меньше соответ-
ствующих скоростей продольных воли. Например, скорости распро-
странения продольных и поперечных волн составляют соответствен-
но: в алюминии 6100 и 3100 м/с; в латуни 4270 и 2040 м/с; в желе-
зе 5950 и 3120 м/с;[1].
Скорость упругих волн не зависит от их амплитуды. В упругой
волне нет необратимых потерь энергии, если волна распространя-
ется в идеально упругой среде. В реальных условиях имеют место
необратимые потери энергии, связанные с наличием в среде внут-
реннего трения.
Если зависимость между напряжениями и деформациями Не-
линейна, то в твердом теле могут распространяться пластические
волны. Пластические волны будут распространяться, если произ-
водная функциональной зависимости напряжения от линейной де-
формации— fifo/de.-, монотонно уменьшается с увеличением деформа-
ции вл. Это выполняется для большинства материалов. Скорость
возмущений в пластической волне определяется выражением
(3)
Интенсивные возмущения распространяются с меньшей ско-
ростью. В результате пластическая волна растягивается. В пласти-
ческой волне имеют место необратимые потери энергии, затрачива-
емые на пластические деформации материала.
При очень больших напряжениях металл ведет себя как жид-
кость. В этих условиях уравнения теории упругости для описания
распространения доли не применимы и их необходимо заменить гид-
родинамическими соотношениями. Очевидно, что в этих условиях
23
волны сдвига не возникают. Скорость распространения продольной
гидродинамической ударной волны О11ределяется равенством
Суд= (А"/р) (4)
Расомотрим мгновенное положение распространяющейся пло-
ской продольной волны сжатия, перемещающейся по телу вправо
со скоростью Ci, в которой скорость частиц убывает за фронтом
волны на расстоянии X по линейному закону от umaK до нуля
(рис. 7,а). Такое возмущение с резким возрастанием на фронте и
последующим убыванием по линейному закону удовлетворительно
описывает истинное распределение скорости в ударной волне,
возникающей в металле в результате детонации ВВ. Напряжения
<г в металле, возникающие в направлении распространения продоль-
ной волны, зависят от скорости частиц и определяются соотно-
шением
о = рс;м. (5)
Поэтому распределение напряжений по длине ударной волны ?.
аналогично распределению скоростей частиц и.
На рис. 7,6 условно показано отражение плоской волны при
нормальном падении на плоскую свободную поверхность. Гранич-
ным условием на свободной поверхности является равенство нулю
нормальных напряжений. В соответствии с этим отражение волны
сжатия можно представить как встречу двух волн сжатия н растя-
жения, при которой суммарное напряжение на свободной поверх-
ности равно нулю.
Прямая волна сжатия /, переместившись слева направо в по-
ложение 2, суммируется с отраженной волной 2' и затем продолжа-
ет двигаться справа налево, как волна растяжения 3. Аналогично
волна растяжения после отражения от свободной поверхности ста-
новится волной сжатия.
Важная особенность взаимодействия волны сжатия со свобод-
ной поверхностью состоит в том, что растягивающее напряжение
при продвижении внутрь тела возрастает от нуля па поверхности
до максимального напряжения 0тЯ1 на расстоянии, равном 0,5& —
половине длины волны.
Если напряжение на фронте волны растяжения превысит кри- <
тнческое разрушающее напряжение металла .(тпр, то произойдет от-
кол металла по фронту отраженной волны. В условиях динамиче-
ского нагружения критическое напряжение значительно выше пре-
дела прочности ов при ста-
тическом нагружении. Экс-
периментально установлено,
что повышение скорости де-
формации при нормальной
температуре ведет к увели-
чению предела текучести
как при сжатии, так и при
растяжении различных ма-
териалов; одновременно с
этим увеличивается предел
прочности. Исследования
[28] показывают, что наи-
большее повышение времен-
24
я
Рис, 7. Расп ростр а не кие и отражение удар-
ных волн в металле
ного сопротивления (55%) наблюдается у отожженного литого желе-
iu, у меди оно составляет 23—38%, у алюминиевых сплавов 5—33%.
При наклонном падении плоской продольной волны на плоскую
свободную поверхность возникают продольная и поперечная отра-
женные волны. Угол, под которым отраженная продольная волна
отходит от границы, равен углу между падающей волной и грани-
цей, а волна сдвига отходит под углом, удовлетворяющим равен-
ству
sin pn=(cy/c;) sinan,
где рц — угол между нормалью к фронту волны сдвига и нормалью
к свободной поверхности; ап — угол между нормалью к фронту
падающей продольной волны и нормалью к свободной поверх-
ности.
При падании продольной волны напряжения на границу разде-
ла различных материалов волны частично проходят во второй мате-
риал, частично отражаются. Разделение количества движения на
три составляющие, вызывающие напряжения Он— в падающей,
(Тот — в отраженной и опр — в проходящей волнах, определяется
физическими свойствами материалов. Граничными условиями пред-
определяется непрерывность напряжений и скоростей частиц. На-
пряжения в отраженной и проходящей волнах определяются через
напряжение в падающей волне следующими соотношениями [1]:
0от/<Л1= (PbQ,—Р1 ₽/,)/(₽! С/7 + Рз %), (6)
Олр/^п = 2 Ра C/S/<P1 + р2 C/J, (7)
где ,pQ — акустическое сопротивление.
Если акустическое сопротивление среды, в которой волна воз-
никает, больше, чем среды, в которую волна переходит (pjC^ >
>.р2с/(), то амплитуда напряжений в проходящей волне меньше,
чем в падающей, и юпр<<Тп, а отраженная приобретает обратный
.итак. Если же piC; <Р2е/,>то амплитуда напряжений в (прохо-
дящей волне больше, чем в падающей, и 1<оцр/сГп^2, а отражен-
ная волна сохраняет знак падающей. При pic { ~рг^ it получаем:
<у[)т/с(п = 3, <Гцр/Оп= 1, откуда следует, что отраженной волны не
образуется, и волна проходит через границу целиком без отраже-
ния и без изменения амплитуды. Случай p2c^ =0 соответствует
свободной границе, когда ег<,т =—<7п, т. е. волна сжатия при отра-
жении становится волной растяжения. Напряжение в проходящей
волне всегда имеет тот же знак, что и в падающей волне. Если
второй материал абсолютно тверд, т. е. p2c;i = oo, то напряжение,
воспринимаемое границей раздела, равно удвоенному напряжению
в падающей волне, а напряжение в отраженной волне равно напря-
жению в падающей волне.
Рассмотренные соотношения акустических сопротивлений метал-
лов важны для характеристики процесса сварки при высокоскорост-
ном соударении. Возникшая при сварке ударная волна может про-
ходить границу раздела между облицовкой (метаемой заготовкой)
и основанием (неподвижной заготовкой), а также между основани-
ем и опорой, Чтобы избежать разрушения образующегося соедине-
ния вследствие прохождения через границу раздела отраженных
волн растяжения или откола металла у поверхности основания, не-
обходимо организовывать технологический процесс сварки с уче-
25
том механизма движения волн напряжений на свободной поверхно-
сти и на границе раздела двух сред.
При встрече волн напряжений одинакового или разного знака ’
происходит их сложение. Поэтому особенно опасна суперпозиция :
двух волн растяжения, часто приводящая к появлению трещин и
отколу поверхностных слоев металла.
При скоростях соударения поверхностей порядка 102—10’ м/с
при сварке давление в зоне контакта может достигать ;10г—
—10’ кге/мм2. Таких давлений вполне достаточно для сближения
соединяемых поверхностей до расстояний межатомного взаимодей-
ствия, однако при нормальном соударении соединения металлов не
происходит. Причиной этого является отсутствие в ударных волнах
значительной диссипации энергии, в то время как ударные волны
при отражении от свободных поверхностей переходят в волны ;
разгрузки и возникающие растягивающие усилия на поверхности :
контакта разрывают пластины [10]. При косых соударениях значи-
тельная часть кинетической энергии расходуется на пластическую -
деформацию поверхностных слоев, ослабляющую действие разгруз-
ки. '
Таким образом, при косых соударениях часть энергии иерехо-
дит в ударные волны, а часть рассеивается в результате пластине-
ской деформации. Для получения прочного соединения необходи-
мо превращение максимального количества кинетической энергии в 5]
тепло за время ~23/с;, где S —толщина более топкой из со уда- ;
ряющихся пластин, Сг — скорость звука в ней. По истечении этого
времени на поверхности раздела возникают растягивающие усилия, :
вызванные разгрузкой, действие которых должно быть максималь- 1
но ослаблено. ;
В процессе сварки метаемая заготовка перегибается па фронте ]
контакта, образуя над поверхностью неподвижной заготовки на- i
клонный участок, перемещающийся в направлении движения фрон- .
та контакта. Вследствие этого возникает тангенциальная составля- ;
ющая силы, развивающейся в зоне соударения, которая вызывает *
совместное пластическое течение поверхностных слоев металла обе- ‘
их заготовок с образованием сварного соединения, чаще всего с ха- 1
ракгерным волнообразным- профилем. В результате волнообразо- 11
вания увеличивается поверхность соприкосновения и создаются ус- ?
ловия дополнительного механического сцепления соединяемых ме- /
таллов.
Для возникновения волн при косом соударении пластин необ- 1
ходимо, чтобы давление в зоне соударения было больше критиче- I
ского зависящего от свойств соединяемых металлов. Механизм 1
волнообразования в зависимости от основных параметров сварки J
подробно рассмотрен в работе .[10]. 1
Волнообразование границы соударяющихся металлов происхо- |
дит вследствие распространения со скоростью с11Л впереди фронта |
контакта бугра пластической деформации. Такая деформация — од-
но нз необходимых условий сварки высокоскоростным соударени- i
ем. При переходе к кинематическим параметрам процесса это ус-
ловие может быть выражено соотношением цк<сил, т. е. скорость
распространения фронта контакта должна быть меньше скорости
распространения пластических волн. При ок>Спл пластические де-
формации становятся очень малыми или вообще исчезают. В этом
случае, особенно при ОиЭ>спл. сварное соединение не образуется.
Исследования [29] остаточных деформаций в зоне соединений,
полученных сваркой взрывом, позволяют считать;
26
1. В сварном соединении имеет место двухосная деформация, и
плотность металла после сварки не изменяется.
2. Величина пластической деформации металла зависит, помимо
других факторов, от уровня сдвиговых напряжений в зоне соуда-
рения пластин, которые определяются не только величиной давле-
ния, развивающегося в зоне соударения, но и напряженным состо-
янием металла, зависящим от условий сварки. Так, при сварке
пластин без зазора (бо=О,1 мм) в зоне их соударения возникает
напряженное состояние, близкое, вероятнее всего, к гидростатиче-
скому сжатию; при сварке с зазором — всестороннее неравномер-
ное сжатие с более благоприятными условиями для пластического
течения металла из-за наличия свободных поверхностей. Кроме то-
го, тангенциальная сила, вызывающая сдвиг металла в направле-
нии сварки и зависящая от динамического угла встречи пластин,
также растет с увеличением зазора.
3. Создание в зоне соударения пластин определенного давле-
ния — необходимое, но не достаточное условие образования проч-
ного соединения. Вторым условием является реализация в этой зо-
не определенной пластической деформации металла.
Сочетание всестороннего неравномерного сжатия со сдвигом
вызывает интенсивное образование контакта между соударяющи-
мися поверхностями, сопровождающееся адиабатическим разогревом
контактирующих слоев металла. Очевидно эти слои приоб-
ретают способность к вязкому течению, что наряду с пластическим
течением облегчает деформацию металла и активацию соединяемых
поверхностей пластин. Последнее обеспечивает возможность их
схватывания в результате взаимодействия поверхностных атомов.
Известно, что значительная часть энергии, затраченной на пла-
стическую деформацию металла (до 90% и более), выделяется в
виде тепла. Это тепло в условиях сварки приводит к адиабатическо-
му нагреву поверхностных слоев свариваемых металлов, облегчаю-
щему образование соединения. Для некоторых сочетаний металлов
нагрев приконтактной зоны вызывает образование хрупких интер-
металлидов, снижающих прочность соединения.
Температуру образца любого сечения можно рассчитать по фор-
муле, полученной решением уравнения теплопроводности для мгно-
венного линейного источника на бесконечном стержне [30];
Г( /.х) = 7’(, + {е ехр [ — 01}/<2 (8)
где То — начальная температура свариваемых образцов; с„ —
удельная теплоемкость материала; ат — коэффициент температуро-
проводности; у — расстояние от соединения; Q — количество тепла,
выделяющееся в момент времени /=0; р — плотность.
По этой формуле можно также определить скорости теплоотво-
да в любом сечении образца и судить о возможности закалки ма-
териала в зоне сварного соединения. Для более полного понима-
ния тепловых процессов при сварке важно выявитв механизм по-
явления «мгновенного» источника тепла Q в зоне соударения. Наи-
более правдоподобным представляется механизм поверхностного
трения, детальное исследование которого в условиях соударений
требует дальнейших исследований свойств металлов при динами-
ческих воздействиях '[10].
Согласно существующим представлениям для получения свар-
ного соединения в условиях высокоскоростного соударения необхо-
27
днмо выполнение трех основных условий; рк^рев, Пи<с; и 1
emai^iemin, где Ок — скорость фроита контакта; cj — скорость |
звука; р(! — реализуемое при соударении давление; реп — мини- |
мильное давление сварки; еган и tuin — реализуемая и необходи-1
мая величины пластической деформации в зоне сварки [29, 32]. |
Однако при этом не рассматриваются энергетические условия об-я
разования физического контакта, активации контактных поверхнос-1
тей н'возможных проявлений релаксации [31]- |
Вследствие малого времени образования сварного соединения 1
из-за возникновения волны разгрузки практически исключается |
возможность развития в зоне соединения рекристаллизационных 1
процессов или образование новых фаз, несмотря на то, что тем-1
иература в зоне соударения может достигать величины, достаточ-1
нон для расплавления соударяемых металлов. Эти особенности I
сварки в условиях высокоскоростного соударения позволили пред-!
положить, что прочность соединения определяется числом атомов,я
образовавших химические связи, и релаксацией упругих напряже-1
ний в той мере, в какой это необходимо для сохранения возникших я
связей! [33]. Я
Исследования [32, 33] показывают, что получение качествен- я
ного соединения при сварке взрывом возможно в некоторой опти-Я
мальной области величин пластической деформации материала в а
зоне соединения. 1
На рис. 8 представлена зависимость относительной прочности!
сварного соединения от величины деформации при сварке стали 10а
со сталью .12Х18Ш0Т [33]. (Параметры сварки: взрывчатое веще-Я
ство — аммонит В-3; высота заряда 20 мм; скорость детонации!
3000 м/с; исходный зазор 1 мм; скорость соударения 320—360 м/с;!
давление в зоне соударения 80 кбар; екр = 0,3; епр = 0,9). !
При екр = 0,3; <т=1 оплавленных участков не наблюдалось, а!
в точке В ецр = 0,9, о>1 было отмечено их появление. !
Оценка длительности активации контактной поверхности ta в!
точках К к В (см. рис. 8), а также длительности релаксации на-!
пряжений ip и их сравнение показывают, что в точке X аЯ
в точке В [33]. Поэтому закономерно предположить, что!
когда релаксация напряжений не успевает пройти одновременно сЯ
активацией всей контактной поверхности, в зоне соединения появ-Я
ляются оплавленные участки [33]. Поэтому условие получения ка-Я
чественного соединения при сварке вы-Я
п_____________________соко скоростным соударением можно за Я
° g писать в виде И
(9) Я
|\ Длительность взаимодействия tn при!
I \ сварке в условиях высокоскоростного!
/ \ соударения определяется продолжатель-Я
/ I । \ костью существования в эоне контакта!
f ।____________1 \ напряжений сжатия, действие которых ’
т ' 7 «снимается» волной разгрузки ’[33]. За—
t/(P &ПР £ время взаимодействия/в = 23/^ (где S—
Рис. S. Зависимость проч-
ности о от величины дефор-
мации е при сварке стали
10 со сталью Г2Х18НЮТ
толщина пластины, ci — скорость звука
в металле свариваемой пластины) долж- г
ны успеть пройти процессы активации
контактных поверхностей и релаксации ।
28
напряжений в зоне соединения. В противном случае активация всей
контактной поверхности не успевает пройти, пли разрушаются обра-
зовавшиеся химические связи. Следовательно, ограничение минималь-
ной толщины свариваемого элемента связано с недостаточной дли-
тельностью взаимодействия. Поэтому другое условие получения ка-
чественного соединения при сварке в условиях высокоскоростного
соударения может быть записано в виде [33]:
tB>ta. (Ю)
Таким образом, активация всей контактной поверхности и об-
разование химических связей должны завершиться до прихода вол-
ны растяжения в зону соединения. Поэтому общим условием полу-
чения качественного соединения, косвенно учитывающим все па-
раметры сварки при высокоскоростном соударении и свойства
свариваемых материалов, является
(11)
В частности, ta зависит от физико-химического состояния кон-
тактных поверхностей в момент соударения, а следовательно, от
схемы нагружения, давления в зоне соударения и других факторов.
Величина /р зависит от релаксационных характеристик материала
и температуры в зоне взаимодействия. Величина tc зависит от тол-
щины элемента, скорости звука, схемы процесса.
Поверхности металлов обычно покрыты окисными пленками и
адсорбированными слоями. Для получения прочных соединений при
сварке давлением необходима очистка свариваемых поверхностей
от этих загрязнений и сближение их до расстояний межатомного
взаимодействия. При сварке высокоскоростным соударением очи-
стка в основном осуществляется поверхностной струей — потоком
металла из точки контакта, состоящим из поверхностных слоев со-
ударяемых металлов [1, 34].
Теоретическое описание такого потока впервые выполнил
М. А, Лаврентьев {4], создавший гидродинамическую теорию ку-
муляции. В этой теории обосновывается следующее допущение:
при обжатии кумулятивного заряда можно пренебречь упругими и
вязкими силами но сравнению с силами инерционными, под влия-
нием которых происходит обжатие, и металл облицовки уподобить
идеальной несжимаемой жидкости. Если такое же допущение сде-
лать для случая деформации металла при сварке в условиях высо-
коскоростного соударения, то этот процесс можно представить как
соударение под углом у струи массы т0 с неподвижной поверх-
ностью. В процессе соударения н точке контакта справа и слева от
нее образуются новые струи с массами т, и величины кото-
рых можно определить из теории сходящихся струй '[35]:
т!^т0 sin3 (у/2); (12)
??г2 = т0 cos3 (у/2). (13)
При у^.10° wijCO.Ol При несимметричном косом соударе-
нии пластин возникновение сплошной кумулятивной пелены между
сближающимися поверхностями мало вероятно, а самоочищение
соединяемых поверхностей происходит за счет образования в ок-
29
рестежги точк.и контакта облака дисперсных частиц соединяемых ;
металлов, вылетающих из зоны соударения [10]. Отсутствие сплош-
ной кумулятивной пелены является причиной того, что самоочи-Г
щенке соединяемых поверхностей происходит лишь частично. При:;
сварке высокоскоростным соударением достаточно обезжирить по-3
верх,ности и частично удалить сплошные слои окислов, например,-
травлением или механической очисткой. В отдельных случаях -можно
получить качественное соединение без предварительного удаления
слоов окислов.
Для различных способов сварки взрывом характерна
общая схема нагружения свариваемых деталей. На метае-J
мой детали одновременно существуют две области —
нагруженная и нснагруженная. Нагруженная область/
расположенная за фронтом детонации, движется в iia-i
правлении неподвижной свариваемой детали и одповре-j
менно перемещается вдолв метаемой детали со скоростью
детонации взрывчатого вещества.
Характерным для нагружения метаемой детали при
сварке взрывом является последовательное приложение;
нагрузки к ее поверхности со скоростью детонации взрыв-'
чатого вещества.
При магнитя о-имшул йеной сварке наблюдается
принципиально отличный характер нагружения. Давле-i
ние на м-етаомый элемент передается мгновенно-;
(со скоростью распространения электромагнитного по-
ля). Поэтому движение в начальный и последующие мо-;
менты сообщается не отдельным участкам, как при свар-
ке взрывом, а всей метаемой детали.
При сварке электрическим взрывом проводника ме-
таемая деталь нагружается падающей на ее поверхность;
ударной волной, фронт которой соответствует форме на-
гружаемой трубчатой детали. Поэтому можно считать,
что в этом случае нагружение передается одновременно
всему свариваемому участку метаемой детали.
Сваркой с последовательным приложением нагрузки
ж метаемой детали можно получать соединения практи-
чески с неограниченной контактной площадью, например,
при параллельном расположении свариваемых поверхно-
стей, так как последовательное перемещение зоны кон-
такта вдоль свариваемой поверхности осуществляется за
счет движения фронта детонационной волны ВВ.
При сварке с одновременным приложением нагрузки
к метаемой детали необходимы дополнительные условия,
обеспечивающие 'последовательное перемещение зоны
контакта. Такими условиями могут быть неравномерное
30
распределение давления по поверхности метаемого эле-
мента, вызывающее его искривление, установка деталей
свариваемыми поверхностями под углом друг к другу,
обработка перед сваркой метаемой детали «на ус» и др.
Сваркой с одновременным приложением нагрузки к мо-
таемой детали получают соединения с ограниченной кон-
тактной площадью.
Независимо от начального расположения поверхно-
стей соударение их во время сварки осуществляется под
углом. Это создает при достаточной скорости удара ло-
кальную зону контакта, в которой давления в десятки и
сотни раз превышают предел пластичности материала,
в результате чего он приобретает свойства несжимаемой
жидкости. При этом создаются условия для выброса
окисных пленок и загрязнений со свариваемых поверх-
ностей деталей в виде кумулятивной пелены и для интен-
сивной совместной пластической деформации очищенных
поверхностей металла с образованием между ними ме-
таллических связей.
Во всех рассмотренных случаях высокоскоростного со-
ударения зона контакта перемещается последовательно
по всей свариваемой поверхности, чем обеспечиваются
условия для сварки всей контактной площади.
При сварке высокоскоростным соударением обяза-
тельно должны выполняться следующие условия:
1. Сообщение свариваемым деталям достаточной
относительной скорости соударения.
2. Обеспечение локальной зоны контакта соударяе-
мых поверхностей.
3. Последовательное перемещение зоны контакта по
всей площади свариваемых поверхностей.
Г л а в а II
ДВИЖЕНИЕ ТЕЛ ПОД ДЕЙСТВИЕМ
ДАВЛЕНИЯ ИМПУЛЬСНОГО
МАГНИТНОГО ПОЛЯ
1. Физические основы магнитно-импульсной
обработки металлов
Магнитно-импульсная обработка металлов основывается
па использовании сил электромеханического взаимодей-
ствия между внхвевыми токами, наведенными в стенках
31
обрабатываемой детали при пересечении их силовыми
магнитными линиями импульсного магнитного поля, и
самим магнитным потоком импульса [36—38]. В отличие
от других известных методов деформирования при маг-
нитно-импульсной обработке электрическая энергия не-
посредственно преобразуется в механическую и импульс
давления магнитного поля действует непосредственно
на заготовку без участия какой-либо'(передающей сре-
ды, Это позволяет осуществлять деформирование как в
вакууме, так и в любой среде, не препятствующей рас-
пространению магнитного поля.
В установку для магнитно-импульсной обработки
обычно входят зарядное устройство 1, состоящее из вы-
соковольтного трансформатора и выпрямителя, коммути-
рующее устройство 3, включающееся при подаче поджи-
гающего импульса на вспомогательный электрод и
вызывающее разряд батареи высоковольтных конденса-
торов 2 на индуктор 4 (рис. 9).
При прохождении разрядного тока через индуктор в
окружающем его пространстве образуется электромаг-
нитное поле, которое в соответствии с законом электро-
магнитной индукции наводит токи в заготовке 5, В ре-
зультате взаимодействия тока, наведенного в заготовке,
с электромагнитным полем индуктора возникают дина-
мические воздействия на заготовку и ее деформация.
Электродинамические силы взаимодействия между
индуктором и деформируемой металлической заготовкой
зависят от электрических и магнитных характеристик, а
Рис. 9. Принципиальная схема процесса магнитно-импульсной обработки
металлов
32
также размеров и взаимного расположения индуктора н
заготовки.
Для разгона 'метаемого элемента при магнитно-им-
пульсной сварке необходимо сильное магнитное поле.
Энергия, накапливаемая в батарее конденсаторов, срав-
нительно невелика. Эффективность использования этой
энергии на разгон метаемого элемента зависит от пра-
вильного расчета электродинамических сил, действующих
па индуктор и деформируемую заготовку. Поэтому важ-
но знать основные параметры процесса магнитно-им-
пульсной сварки 'металлов.
Одним из наиболее важных параметров является
энергия, запасаемая в батарее конденсатор obi
W = 0,5CU*. (14)
Параметры разрядного контура при магнитно-им-
пульсной обработке подбираются такими, чтобы разряд
был периодическим. Это выполняется, если
Гд У 2 у LtC,
(15)
причем активное сопротивление разрядного контура
+ О6)
а индуктивность разрядного контура
L~Ly + L^,
(17)
где гу — активное сопротивление магнитно-импульсной
установки;
Ги-з — активное сопротивление системы индуктор —
заготовка;
,Ly — собственная индуктивность магнитно-импульсной
установки (в режиме короткого замыкания);
tn-n — индуктивность системы индуктор — заготовка.
Если условие (15) выполняется, то ток в цепи индук-
тора при разряде конденсаторной батареи может быть
определен выражением:
i = УС/L exp ( — 0,5 ra i/L) sin at, (18)
i де t— время.
:b(K. 43
33
Из (18) следует, что изменение тока имеет характер
периодического затухающего разряда с круговой часто;
той и, определяемой в общем случае соотношением i
во = У 1/(LC) —0,25 r’/T. (19j
При выполнении условия (15) вторым членом в под-
коренном выражении (19) можно пренебречь ввиду еп
малости. Тогда круговая частота разряда
и = 1//LC. (20)
Зная со, можно определить период разряда ;
T = 2rt/a. (21j
Напряженность магнитного поля в любой точщ
окружающего пространства пропорциональна току раз
ряда
H = k1l, (22'
где — коэффициент пропорциональности, зависящш
от геометрических параметров системы индуктор — заго-
товка и координат точки. ;
Давление магнитного поля можно характеризовал
плотностью энергии: )
р = 0,5ВН, (23'
где В^Н\\ — индукция магнитного поля; ц — магнитна?
проницаемость среды. )
При магнитно-импульсной обработке, когда значений
В на порядок выше индукции насыщения ферромагнит-
ных материалов, ц следует заменить на Цо — магнитнуф
постоянную. Тогда формулу (23) можно записать в виде:-
р = О,5ц0№. (24)'
Согласно выражению (24), давление магнитного <поля5
при хорошей индуктивной связи системы индуктор — за^
готовка прямо пропорционально квадрату разрядного!
тока: -J
p = kj* (25)
или
р = k^U" (C/L) exp ( — rat/L) sin2a»t, (26)
где ^ — коэффициент, учитывающий соотношение гео-
метрических параметров системы индуктор — заготовка.
В большинстве процессов магнитно-импульсной об-
работки, в том числе и при магнитно-импульсной сварке,
заготовка под действием магнитного поля деформирует-
ся, что ведет к изменению со и р вследствие изменения
параметров системы индуктор — заготовка. Это значи-
тельно усложняет расчет давлений -при магнитно-им-
пульсной обработке металлов.
Энергия, накопленная в конденсаторной батарее, при
разряде превращается в полезную механическую работу
деформации заготовки и теряется на нагрев цепи.
Полный баланс энергии системы к концу процесса
деформации
117 = 1^ + ^+^,
(27)
00 00
где = j 11 = j гн—з — тепловые потери
о о
энергии на напрев цепи магнитно-импульсной установки
и системы индуктор — заготовка; WAj ~ 0,5 j
о
полезная энергия поля, затраченная на движение дефор-
мируемой части заготовки на активном участке дефор-
мирования; ДДи-а — приращение индуктивности в систе-
ме индуктор— заготовка за счет совершения полезной
работы по разгону и деформированию заготовки.
Если предположить, что нагрев заготовки за счет
части энергии 11^ не влияет на процесс деформирования,
то к. п.д. процесса можно рассчитать по формуле
Ч = Гз/Г = « -|- W2 + Г8).
(28)
Для повышения следует стремиться к уменьшению
потерь энергии на нагрев установки, индуктора и за-
готовки.
Тепловые потери пропорциональны активному сопро-
тивлению, зависящему от глубины проникновения маг-
нитного поля 1Д, которая при деформации плоских заго-
товок должна быть меньше толщины материала заго-
товки
Д = /2/(шр0сг0),
ите оь — удельная электрическая проводимость.
in к. 43
(29)
35
34
Рис. 10. Зависимость глубины проникновения магнит-
ного поля от электрического сопротивления и частоты
(цифры иа кривых, кГц) разряда Д=<р(р1П.
Величину Д обычно называют толщиной скин-слоя.!
На рис. 10'приведены зависимости изменения толщины!
скин-слоя от удельного электрического сопротивления^
в диапазоне частот тока ^=0,5ш/л от 1 до 100 кГц, рас- ?
считанные но формуле (29). I
Установлено, что к. п. д. процесса в идеальной систе-1
ме (без активных потерь) может быть определен следую-
щим образом £39]:
ПИ = ДЬИ_Д£ + 2Д£Й_Э). (30)
Из этого выражения видно, что при больших значе-
ниях Д£и_3 величина стремится к 0,5. Следовательно,
на долю полезной энергии всегда приходится не более
половины полной энергии.
В Другим показателем эффективности системы янляет-
КИ коэффициент использования энергии
[ (31)
I Этот коэффициент характеризует степень согласова-
нии: параметров системы индуктор — заготовка с пара-
метрами магнитно-импульсной установки. Из выражения
1(31) следует, что для повышения степени согласования
дсдует стремиться, чтобы
I М^и-з-
I При больших частоте разряда и удельной электриче-
Кой проводимости материала заготовки глубина про-
иикновсния магнитного поля невелика и ограничивается
[Поверхностных слоем заготовки.
। В расчетах активного сопротивления проводника
читают, что ток протекает только в слое толщиной Д
к равномерной плотностью и за пределами этого слоя
[отсутствует.
[ Точное определение активного сопротивления систе-
мы индуктор — заготовка предста1вляет значительные
трудности, так как в процессе деформации заготовки
Следствие изменения круговой частоты разряда ® из-
Меняется толщина скин-слоя Д, а вследствие нагрева
[Проводников изменяется их удельное сопротивление р.
тому вопросу посвящены работы [40—43].
I Для упрощения расчетов принимают, что весь ток
проводнике сосредоточен в середине скин-слоя. В
Пиэи с этим расчетный зазор между индуктором и за-
готовкой можно определить соотношением
I 2Р = 2Г 4" (\ + Дэ), (32)
где 2Г — геометрический зазор между индуктором и
листовкой; Д1Ъ Дз —глубина проникновения тока для
Ьитериалов индуктора и заготовки, определенная по
Итрмуле (29)
С увеличением круговой частоты разряда уменыпает-
II активное сечение проводников, а следовательно,
^И’личивается их активное сопротивление.
При магнитно-импульсной сварке или штамповке в
Mi’iаллическую матрицу тонких заготовок проникнове-
нии’ магнитного поля через заготовку приводит к пюяв-
37
36
лению так называемой «магнитной подушки», Сущнос
этого явления состоит в том, что объем поля, Прониной
го между свариваемыми поверхностями заготовок id
между заготовкой и металлической матрицей, уменьщ
ется с уменьшением зазора между ними. ;
Поскольку общий магнитный поток Ф[ = Н Fn (rj
l‘ii — площадь, пронизываемая полем, // — намряжё
ность поля в зазоре между заготовкой и инструментов
должен сохраняться, напряженность поля Н в зазо(
при деформации заготовки будет увеличиваться и м
жет достичь значений, при которых будет наблюдать!
резкое снижение скорости деформирования.
Во избежание появления «магнитной подушки» дл
дельность импульса магнитного поля не должна пр
вышать длительность деформирования заготовки, hJ
где /д — тремя, необходимое для перемещения трубч,
той заготовки на требуемую величину; ta — длител
ность импульса, при которой магнитное поле не nponj
кает на значительную глубину в стенку трубчатой з
готовки. 5
/Максимальное время, в течение которого магнита
поле не успеет проникнуть через стенку трубы толщ
ной S в зазор между трубой и металлическим инстр:
ментом величиной 6, можно оценить по формуле .
^M = PoS6c>o. (3
«Магнитная подушка» может появиться также пр
обжиме трубчатой заготовки на неметаллической onpai
ке или без оправки. В этом случае
tK = O,5p07?5ff0, (3
а минимальные размеры детали, деформирующейся
данном магнитном поле, определяются по условию (33
а Я — исходный радиус трубчатой заготовки.
Наиболее широко применяют способ деформиров;
пия при магнитно-импульсной обработке металлов, о
нованный на использовании динамических усилий о
талкивания, возникающих между индуктором и зап
товкой при разряде батареи конденсаторов через И1
дуктор.
38
Существуют три основные схемы магнитно-импулне-
кого деформирования с использованием индуктора:
1) обжим трубчатых заготовок индуктором, охваты-
па ютим заготовку;
2) раздача трубчатых заготовок индуктором, поме-
щенным внутрь заготовки;
3) деформирование листовых заготовок плоским
индуктором.
Эти схемы деформирования, широко применяемые
п операциях штамповки, можно использовать при маг-
нитно-импульсной сварке.
При деформировании давлением импульсного маг-
нитного поля можно использовать импульсный понижа-
ющий трансформатор, разновидностью которого явля-
ется кабельный трансформатор.
Основной элемент этого трансформатора — высоко-
вольтный коаксиальный кабель 2, намотанный в виде
спирали (рис. 11) [44].
На каждом витке спирали проводящая оболочка ка-
беля срезана на небольшой длине так, что срезы рас-
положены друг над другом, а их края соединены с
плоскими шинами 3 или кабелями, соединяющими тран-
сформатор с нагрузкой. При разряде батареи конден-
саторов 1 первичный ток протекает по жиле кабеля,
через концевые участки оболочки, сборные шины и на-
грузку. В оболочке каждого из витков индуктируется
9. д.с., создающая вторичный ток. Через нагрузку про-
текает суммарный ток.
Кабельные понижающие трансформаторы в ряде
случаев позволяют существенно увеличить коэффици-
ент использования конденсаторной -батареи за счет луч-
Кнагрдж
Рас II. Кабельный трансформатор в це-
ни разряда магпитно-'нмпульсной уста-
новки
1ПСГО согласования параметров индуктора и магнитно
импульсной установки,
что особенно важно
при использовании ма-
лоиндуктивных одно-
иптковых индукторов С
целью получения силь-
ного импульсного маг-
нитного поля.
Используя транс-
форматоры этого типа

। различным числом
нигков и одну конден-
39
Рис. 13. Схема деформирования с .применением концентратора маг- Я
нитноги потока -Я
саторную батарею, можно получить импульсы тока рая
личной частоты. Я
К. недостаткам кабельных трансформаторов следуй
отнести дополнительные омические и индуктивные пЯ
терн, а также повышение стоимости системы. Я
Другой разновидностью импульсного понижающее
трансформатора является концентратор магнитного гЯ
тока, который широко применяется для обжима трубчЯ
тых заготовок. Схема деформирования с применением
концентратора потока представлена на рис. 12. МежД
индуктором 1 и деформируемой трубчатой заготовкЯ
3 помещен концентратор потока 2—-массивный метаЯ
лический виток с радиальным разрезом. Я
При разряде батареи конденсаторов на индукторЯ
концентраторе наводится ток it-, кратный числу виткЯ
индуктора. Направленный навстречу току индукторЯ
ток (к вследствие скин-эффекта сосредоточивается в пЯ
верхностном слое SK. Из-за радиального разреза то!
iK не замыкается по внешней поверхности, а направля
ется во внутреннюю полость концентратора, где, взаЯ
подействуя с заготовкой 3, наводит в ней ток tc. 1
Уменьшая ширину зоны взаимодействия концентра!
тора с заготовкой, можно локализовать давление маг-1
нитного поля на небольшом участке заготовки. Вмест^
с тем становится возможной унификация деформирую-
щего инструмента: использование сменных концентра-
10
торов для заготовок различных размеров при одном
индукторе.
Существенным достоинством этой схемы деформиро-
вания является уменьшение удельных усилий на индук-
тор по сравнению с усилиями, действующими на обра-
батываемую заготовку, что позволяет достигать боль-
ших давлений.
Использование концентратора потока, так же как и
кабельного трансформатора, вызывает потери энергии.
С этой точки зрения он менее эффективен, чем одно-
витковый индуктор, на который непосредственно раз-
ряжается конденсаторная батарея. Поэтому схему де-
формирования с концентратором потока целесообразно
применять, когда по условиям согласования нагрузки
с параметрами магнитно-импульсной установки требу-
ется многовитковый индуктор, а длина индуктора не-
конструктивным соображениям не может быть уменьше-
на до требуемой длины зоны деформирования. Кроме
того, радиальный разрез изменяет распределение маг-
нитного поля, несколько уменьшая его в этой области.
В рассмотренных способах деформирования ток в
заготовке наводится индукторам. Деформацию можно
также осуществлять контактным способом, пропуская
разрядный ток через заготовку и специальный электрод.
Деформирование контактным способом ограничено
трудностями обеспечения надежного контакта между
заготовкой и электродом в условиях движущейся за-
готовки и больших значениях тока по сравнению со
способами деформирования с помощью индуктора.
Представляет интерес способ деформирования труб-
чатых заготовок с использованием электродинамиче-
ских сил притяжения к индуктору, охватывающему за-
готовку, при котором используется так называемый
«срез» импульсного тока1. Деформирование при этом
осуществляется импульсами разрядного тока, имеющи-
ми пологий фронт и крутой спад. Магнитное поле дол-
жно нарастать настолько медленно, чтобы перепад его
ле создал давления, превышающего предел текучести
материала заготовки. После того как поле достигло
определенного значения, оно должно быстро исчезать.
Поскольку поле со стороны проводящей заготовки,
1 Пат. (США), № 3196649.
41
противоположной индуктору, будет уменьшаться значг
тельно медленнее, оно деформирует заготовку в н;
правлении индуктора. Для получения импульса магни
кого поля такого вида требуются установки, оснаще!
ные специальными устройствами для быстрого уменыш
ния магнитного поля в заданный момент. ]
Способ деформирования, основанный на использо
вании притягивающих усилий, целесообразно примй
нять, когда нельзя расположить на заготовке индукто
для осуществления деформаций, основанных на испол!
зо.вании отталкивающих усилий. До настоящего време
ни нет данных о применении этого способа деформирс
вания, видимо, потому, что в этом случае для дефор
мирования требуется гораздо больше энергии, чем пр
использовании отталкивающих усилий, так как дефор
мация и разгон заготовки начинаются при макси мал г
ном зазоре, что снижает к.п.д. процесса.
Хорошая проводимость деформируемых заготовок
является одним из основных условий магнитно-импульс
ной обработки металлов, так как магнитное поле иидуг
тора интенсивно воздействует на заготовку лишь J
случае, если поле не успевает проникнуть сквозь стенк-
заготовки за время разряда. Поэтому плохо проводя
щие электрический ток материалы обрабатывают, ис
пользуя покрытия с хорошей проводимостью,
Эффективность магнитно-импульсной обработки, ;
особенности материалов с повышенными механически
ми характеристиками, можно повысить их предвари
тельной горячей магнитно-импульсной обработкой — вы
сокочастотным нагревом одновременно с воздействие!
сильных импульсных магнитных полей. В этом случа,
индуктор вначале служит для нагрева заготовки токц
ми высокой частоты, а затем используется как дефор
мирующий инструмент. Увеличение электрического со;
противления с повышением температуры нагрева обра
батываемых деталей, как правило, оказывает меньшее
влияние на процесс деформирования деталей, чем
уменьшение сопротивления пластической деформации
[45]. |Поэтому при магнитно-импульсной обработке Ф
предварительным нагревом деталей токами высокой
частоты можно обеспечить значительно большие де-
форма ции, чем б ез н агр ева.
Движение участка тонкостенной оболочки
Под действием импульсного
МПгнитного поля
Процессы деформирования тонкостенных оболочек при
Штамповке под действием импульсного магнитного по-
ли исследовались в работах [40, 46—51].
Для осуществления магнитно-имвульсной сварки
Необходимы большие относительные скорости движения
участков свариваемых деталей при сравнительно не-
больших перемещениях и определенное изменение кри-
визны метаемого элемента за время его ускорения.
Указанные обстоятельства определяют требования
К условиям деформирования при магнитно-импульсной
сварке как в части технологических режимов, так и па-
раметров магнитно-импульсных установок.
Экспериментальное изучение влияния начальных па-
раметров деформирования на образование сварного
соединения требует 1П,р|Оведения многих экспериментов,
результаты которых не могут носить общего характера.
Поэтому целесообразно построение математической мо-
дели процесса деформирования.
Деформация металлов при магнитно-импульсной
(Сработке описывается сложной системой уравнений
электродинамики и механики, решение которых воз-
можно только численным методом при определенных
допущениях.
I'uf. S3. Расчетные схемы магнитно-импульсного деформирования тонкостей-
; и>|П оболочки при:
। раздаче; б — обжнме
42
43
Рассмотрим процесс раздачи деформируемого yS
стка длиной, раиной длине индуктора (рис. 13,а), пД
следующих допущениях: Ж
1) материал деформируемой оболочки в рассматЯ
ваемом диапазоне скоростей подобен идеальной несиш
маемой жидкости; Ж
2) деформация оболочки в направлении ее оси »
сутствует; В
3) магнитное поле при деформации не шроникад
сквозь оболочку и полностью сосредоточено в зазож
между индуктором и внутренней стенкой оболочки; Д
4) длина оболочки во много раз больше длины иХ
дуктора, в связи с чем можно пренебречь краевым эчВ
фектом; Я
5) неоднородность магнитного поля, вызванная i«
личием межвитковой изоляции индуктора, отсутствуем
6) размеры индуктора в процессе деформации оболоя
ки не 'изменяются, Ж
С учетом допущений (1), (2) и (3) движение элИ
мента dX, отсекаемого двумя нормальными сечения»
оболочки на расстоянии х т конца индуктора, под деж
ствием давления магнитного поля будет чисто инерцш
онным. Для такого движения справедливо уравненД
равновесия, S
2тсЯ$р<гХ (Л
где Я и S — радиус и толщина деформируемого учасЯ
ка оболочки; р — плотность материала оболочки; t Я'
время; р— давление магнитного поля в рассматривай
мом сечении X, которое по аналогии с выражение»
(26) может быть записано Я
р = рх (sin® <в Z) exp ( — ra //L), (Зв
где рх — условное давление .магнитного поля па элЯ
мент dX оболочки в сечении X при ^=0,5л/<н; я
га и L — активное сопротивление и индуктивность разя
рядного контура; 1
и — круговая частота разряда, 1
Давление рх можно определить на основе закона!
Био — Савара и соотношения магнитных потоков внутри!
индуктора и в зазоре между индуктором и деформируе-'
мой оболочкой [49]
рх = (0,5 р0 W) [ф Fj(* F)]® U® C/L, (381
44
где цо — магнитная постоянная; X— число витков ин-
дуктора; I — длина индуктора; ф— угол в продольном
сечении системы, под которым видна длина индуктора
дз точки на поверхности оболочки на расстоянии Л';
FB — площадь внутренней полости индуктора в попе-
речном сечении; F — сумма площадей зазора между
индуктором н оболочкой и внутренней полости индук-
тора в поперечном сечении; U — начальное напряжение
батареи конденсаторов; С — емкость батареи конденса-
торов; L — индуктивность разрядного контура.
ф и FJ'F можно выразить через размеры системы
индуктор — деформируемая оболочка (рис. 13,а) :
Ф « * + arctg {(/? - /?х) W X)]}, (39)
Л/F «/&(/?!+ /?-/??). (40)
Согласно допущению (2), аксиальная Деформация
ез = О. Тогда в соответствии с условием постоянства
объема Bi = —сз, причем тангенциальная деформация
ei=.ln(/?/7?B) , а деформация по толщине 83^=ln(S/S0).
Толщина оболочки в процессе ее деформации зави-
сит от текущего радиуса:
S = /?BSo/7?. (41)
Используя выражения (36) — (41), уравнение дви-
жения элемента dX запишем
А.Д arctg_______<«-»)' --\*х
<(<• 2PLfK,S, л 5 (R-P,)"-X (Z-X) /
(п2 , ъ
~(sin® ® if) exp (— А (42)
+ J \ L f.
В этоМ уравнении в явном виде не учитывается из-
менение круговой частоты разряда со вследствие роста
индуктивности системы индуктор — заготовка £и-з при
деформации, что может привести к значительным по-
грешностям в расчетах. Поэтому индуктивность разряд-
ного контура L и круговую частоту разряда со следует
выразить через известные параметры системы.
Индуктивность системы индуктор—заготовка для
случая раздачи трубчатой заготовки можно рассчитать
по формуле
LH_3 «= тг № Цо Dh.h Dh.b б Лкр I /(4 Ои.н б -р D„ ,Е (43)
где Рдл=2/?1—наружный диаметр индуктора; ЙцЬ=
=2/?8—внутренний диаметр индуктора; 6=iR—J?i —
45
радиальный зазор между индуктором ;й заготовкой;
Акр—коэффициент, учитывающий краевые эффекты ;
[62]. / *
Искривление образующей деформируемого участка ;
заготовки ©следствие 'неравномерного давления магнит-1
ного поля приводит к погрешностям расчета LK-3 по фор- ’
муле (43). Однако при магнитно-импульсной сварке,
когда зазор между индуктором и заготовкой значитель-
но больше разности перемещений отдельных участков
деформируемой заготовки ию длине индуктора, с неко-
торыми допущениями формулу (43) можно считать спра-
ведливой.
В соответствии с (17) и (43)
L = £у + 2 т; р0 № /Й (Я - /?т) Акр Г’/[2 (R - /?,) +
+Ш (44)
С учетом (20) и (44) круговую частоту разряда <о
можно определить нз соотношения
= С + 2 к р0№ /?х(R - ^) kKp rf/l2
(45)
Ив выражений (44) и (45) видно, что индуктивность
L и круговая частота разряда w являются функциями
перемещения 7? деформируемой оболочки.
После подстановки (44) и (45) в уравнение движения
(42) остается представленной в неявном виде величина
активного сопротивления разрядного контура га, опреде-
ляемая выражением (16). Это сопротивление изменяет-
ся в процессе деформации оболочки вследствие измене-
ния круговой частоты разряда и связанным с ней из-
менением толщины скин-слоя А и удельного сопротив-
ления проводников вследствие их нагрева. Выражение
точной зависимости активного сопротивления от влия-
ющих на него параметров процесса представляет зна-
чительные трудности. Поэтому при определении га при-
нимается ряд допущений.
Введем следующие относительные величины: г=.
= R/RB— радиус оболочки, n = l/RB — длина индуктора,
П1=7?1/7?в — наружный радиус индуктора, ti^—R^/R^—
внутренний радиус индуктора, х—Х/1— осевая коорди-
ната рассматриваемого сечения, т=го^' — время, tp =
— rQ/(2Lw)—коэффициент затухания тока разрядного
контура, ^==л^д^и2С2/(т1) — критерий подйбия, учи-
46
тывающий инерционность деформируемой оболочки и
параметры разрядного .контура [49] — мера отношения
интенсивности сил электромагнитного давления к ин-
тенсивности инерционных сил.
С учетом оведенных относительных величин уравне-
ние (42) запишем В виде:
</* Г Р п2 Г 1,1 I п {г — 1
„— =----------f----- 1 _]--arctg ---------X
(It® л (г — П1)2—п»х(1 — х)
X (sin2r) exp ( — 2pt). (46)
Для пересчета относительных свели чин, полученных
при решении уравнения (46), в размерные следует поль-
зоваться соотношениями:
Л = Мвг. ^Т = Л,.П-' <47)
где А/д—i/?E; Afq,=<n/?B; М( = и-1 — масштабы перемеще-
ния, старости и времени.
Рассмотрим далее процесс обжима тонкостенной обо-
лочки (рис. 13,6). Будем считать, что допущения, при-
нятые при рассмотрении процесса раздачи, справедливы
для процесса обжима. Тогда уравнения (36) — (38),
описывающие процесс раздачи, будут также справедли-
вы и для процесса обжима. Однако вследствие того,
что при обжиме весь магнитный поток, создаваемый
индуктором, воздействует на деформируемую оболочку,
отношение Fb/F 'в уравнении (38) равно 1.
Параметр ф, выраженный через размеры системы
индуктор — заготовка, запишется в виде
ф = <+ arctg {(7?в - /?) Z/[(/?a - Rf - X (Z - X)]}, (48)
а уравнение движения при обжатии оболочки
_L arcta___^.^)1 ... ,1\
d/s 2 L f Ян So [ 1 Л (J-X) ] '
X (sina\o/) exp j tj. (49)
Индуктивность системы индуктор — заготовка при об-
жиме цилиндрической трубчатой заготовки цилиндри-
ческим индуктором будет равна X
Би_3 = Но’'Л2(^-W- (50)
В формулах (43) и (50) пренебрегаем неравномер-
ностью деформации заготовки по длине индуктора.
47
В соответствии с (17) и (50), индуктивность разрядЯ
кого контура / Я
L = Ly + p0-№(^-W. / (5 Л
С учетом (20) и (51) круговая частота разряда моЯ
жет быть представлена выражением Я
ы = {С [Ly 4- р0 тс № - Я2)//]}-7’. (52м
Введя относительные величины, аналогичные приЯ
рассмотрении процесса раздачи, получим уравнение двиЯ
жения при обжиме тонкостенной оболочки в виде Я
*2 = р г Г1+ Л arctg--------------------1!х 1
di2 L л (п2 — г)2 — лал (1 — х) J Я
X (sin3 т) ехр ( — 2 ф т). (53)1
Для пересчета относительных величин в абсодютныеЯ
следует пользоваться формулами (47) с учетом поправ-Я
ки на круговую частоту <в, рассчитываемую по форму-Я
ле (52). Я
При расчетах движения трубчатых заготовок силамиЯ
магнитного взаимодействия размеры системы индуктор —Я
заготовка следует приводить к токовому слою: Я
для случая раздачи Я
Ях “ ^и.н — ди» #2 = 7?н в + 0>5 Аи, 7? — /?в 4- 1
4-0,5As, (54)1
при обжиме Я
= *„., +0,5 Дн, 7? = 7?н —0,5Дз, (55)1
где Яи.н и 7?и.в, и Кв — наружные и внутренние радиу-.Я
сы индуктора и заготовки соответственно; Ди и А3 — Я
величины скин-слоя материалов индуктора и заготовки.Я
В формулах (43) и (50) не учтена индуктивность Я
выводов индуктора. Поэтому при расчете полной индук- Я
тивности разрядной цепи индуктивность выводов долж- *1
на учитываться величиной индуктивности установки. |
На основании решения уравнений движения (42), 1
(46), (49), (53) можно:
1) определить величины необходимой энергии раз-
ряда при известных параметрах магнитно-импульсной !
установки, системы индуктор — заготовка и требуемых
значениях скорости и перемещения заготовки;
48
2) установить оптимальные параметры индуктора при
заданных параметрах магнитно-импульсной установки
и требуемых условиях сварки;
3) выбрать оптимальные параметры магнитно-импуль-
сной установки. '
Для иллюстрации рассмотрим расчет процесса раз-
дачи по уравнению (46).
Уравнение решалось на ЭЦВМ1 при начальных усло-
виях т=0, r=l, drldx—b.
Величины, характеризующие соотношение начальных
геометрических размеров системы индуктор — деформи-
руемая заготовка, принимались равными «=0,80, щ =
= 0,92, «2 = 0,68 и соответствовали исследуемой системе
со следующими параметрами.
Индуктор: .материал — медь Ml; ^ = 5; |/?и.в=18Х
XI0-3 м;
2?й,н = 25-10“3 м; Z = 21,5-10“3м.
Заготовка: материал — алюминиевый сплав АД1;
/?в=26,5-10-3 м;
/?„ = 27,85-Ю"3 м; 30 = 1,35.10-3 м.
Характеристики магнитно-импульсных установок,
принятые в расчетах, приведены в табл. 1.
Таблица 1
ХАРАКТЕРИСТИКИ МАГНИТНО-ИМПУЛЬСНЫХ УСТАНОВОК (МИУ)
Параметр МИУ-20 ХПИ МИУ-50 ХПИ МИУ-100 ХПИ
с, Ф 86-10-° 240-10-° 500-10-е
Z.y, Гн 0,126-10-° 0,15-10"° 0,12-10-°
гу, Ом 7,65-10-° 1,02-10”2 7-10_°
а зи В 21,-10» 20,4-10’ 20-10’
f, Гц 48,4-103 26,5-10° 20,5-10’
IPs Дж 18,9-10° 5-0-ПО3 100-110°
Величины Ly, гу, f, приведенные в табл. 1, — парамет-
ры установок в режиме короткого замыкания.
На рис, 14,а представлены расчетные зависимости
радиальной скорости перемещения среднего сечения
трубчатой заготовки от перемещения AR при различ-
ных значениях энергии разряда W для процесса раздачи
1 Расчеты на ЭЦВМ выполнены инж. Ю. О. Орловым.
49
Рис. /4. Зависимости радиальной скорости перемещения среднего сечения
трубчатой заготовки:
й “от перемещения при различных значениях энергии разряда б—от IF
для различных A/? •:
на установке МИУ-20 ХПИ. На рис. 14,6 приведены за-;
висимости радиальной скорости перемещения стенок
трубчатой заготовки от № для различных А/?, получен-
ные перестроением dR/dt'—,f(AR). <
По этим данным можно определить величину по-;
требкой энергии разряда W7 и перемещение АЛ для до?
стижения необходимой скорости dRJdt. '
Анализ зависимостей на рис. 14,а показывает, что лри>
одной и той же величине энергии разряда скорость дви-J
жения стенок заготовки зависит от перемещения A7?J
При этом большим перемещениям соответствуют боль-i
шие скорости. Однако такой характер зависимостей не|
является постоянным. Видно, что каждому значению!
энергии разряда соответствует определенная максималь-1
но возможная скорость перемещения заготовки, связан-
ная с определенным перемещением АЛ, выше которого
увеличения скорости не наблюдается. Левая часть за-
висимостей dR/dt—if (А/?) до достижения максимальной
скорости соответствует участку активного разгона за-
готовки, правая часть — участку торможения.
Анализ зависимостей па рис, 14,6 показывает, что
при одном и том же перемещении АЛ, при одной и той
же величине зазора могут быть достигнуты различные
50
скорости заготовки в зависимости от энергии разряда. С
упади чением перемещения А/? увеличивается наклон
Кривых dR/dt = f (ДЯ), из чего следует, что при больших
Л/? увеличение энергии разряда приводит к .большим
упеличениям скоростей движения. Наибольший прирост
скорости при одной и той же энергии разряда наблюда-
ется на начальном участке разгона (до перемещений
AR=i2~-2,5 мм); дальнейшее увеличение зазора приво-
дит к незначительному увеличению скорости.
На рис. 15 представлены расчетные зависимости ско-
рости перемещения от числа витков индуктора jV для
различных перемещений Д7? процесса раздачи трубча-
той заготовки на установках МИУ-20 ХПИ (рис. 15,а),
МИУ-50 ХПИ (рис” 15, б) и МИУ-100 ХПИ (рис. 15,в)
При одинаковой величине энергии разряда. Видно, что
Каждой установке при данных энергии разряда и пере-
мещении AR соответствует определенное число витков
индуктора, цри котором достигается максимальная ско-
рость перемещения заготовки. Будем считать конструк-
цию индуктора с таким числом витков оптимальной.
Тогда при работе на установке МИУ-20 ХПИ при A/?=i
^0,5 мм и 117 = 8,17 кДж оптимальной будет конструк-
ция индуктора с четырьмя витками, а при Д7? = 3 мм —
с шестью. Очевидно, что индукторы с малым числом
щитков обеспечивают достижение наибольшей скорости
движения деформируемой заготовки при меньших пере-
мещениях по сравнению с многовитковыми индукторами.
При прочих равных условиях наибольшие скорости при
1'ис. 15. Зависимости скорости перемещения среднего сечения трубча-
той заготовки от числа витков индуктора для различных перемещений
№ при раздаче на установках:
к - МИУ-20 ХПИ; б - МИУ-50 КПИг В-МЦУ-РЧ ХПИ с постоянной
энергией разряда 1Р=»Э,17 кДж
51
раздаче трубчатой заготовки достигаются на установи
МИУ-20 ХПИ с наибольшей частотой/Например, npi
использовании индуктора с пятью витками и перемещу
нии &R — 2 мм на этой установке достигается скорост.
475 м/с, па установке МИУ-50 ХПИ/при тех же условия';
380 м/с, а на установке МНУ-100 ХПИ 330 м/с. /
Для экспериментального исследования движения тон
костенной оболочки при магнйтно-импульсной сварк;
использовался метод сверхскоростной фоторегистрацит
позволяющий зарегистрировать серию промежуточны
положений образующей метаемого элемента через опре
деленные интервалы времени на его пути к неподвиж
ной поверхности; это чрезвычайно важно для исследова
ния процесса сварки деталей трубчатых конструкций
так как она позволяет определить основные динамичё
ские параметры процесса.
Кинематику движения метаемого элемента исследо
вали с помощью сверхскоростного фоторегистратор;
СФР-2М, предназначенного для регистрации быстропрб
текающих процессов.
Для синхронизации деформирования и подсветки i
процессом съемки использовали специально разработан
ное устройство с блоком подсветки. Выбранная схем;
подсветки в проходящем свете, когда лампа располо
жена за объектом, дает возможность получить контра
стные силуэтные снимки метаемого образца с частого!
съемки до 2,5-106 кадров в секунду. Съемка в тех ж;
условиях в отраженном свете не дает положительны:
результатов из-за недостаточности освещения.
Съемка процесса движения деформируемого образ
ца велась с применением четырхлинзовой вставки. Был!
получены снимки последовательных фаз движения ис
следуемого объекта с интервалами между кадрами
0,4-Ю~6 с. Однако вследствие параллакса из-за близ
кого расположения камеры относительно объекта ис
пользовался только один ряд кадров мз четырех гори
зонтальных. Интервал между соседними кадрами в од
ном ряду составляет при этом 1,6-10-6 с. Общий в и;
СФР-граммы процесса движения представлен на рис. 16
Здесь на светлом фоне подсветки движущийся участо!
трубы виден темным силуэтом.
Экспериментальные зависимости скорости перемете
ния среднего сечение деформируемого участка заготовк!
от энергия разряда IV и перемещения Д7/, построенньк
52
‘"‘Ч ** 1 «'Л •'"Чг* I "TV^ ' -
i^ ч^н.^ *«| Ж*Я| *Я|*^ '’*1 •*•) ’
Л Т’Т4> » I1' > I Л ,мйл* J-. 1
^г--с -п|| , ,Д- ,- -I*, Ul - т *4 % •*--* тт , r<Wili|»4| * '+*• biH Ч ,1|]|<Ьй *
Рас. ;5< СФР-гргмма Процесса движения участка трубы в условиях свобод”
ной раздачи
по результатам обработки СФР-грамм, представлены
па рис, 14,а штриховыми линиями.
Причина расхождения теоретических и эксперимен-
тальных значений радиальных скоростей движения —
принятое в расчетах допущение об отсутствии сопротив-
ления деформации. Точный учет сопротивления деформа-
ции в расчетах процессов движения представляет значи-
тельные трудности [47] ввиду сложной зависимости со-
противления деформации от ее скорости.
Положенная нами в основу расчетов гидродинами-
ческая модель процесса движения позволяет использо-
вать данные расчета не только для качественного, но
и количественного анализа процесса разгона тонко стен-
ных трубчатых заготовок из материалов с низкой меха-
нической прочностью.
Серии последовательных 'фаз движения образующей
метаемого элемента, полученные увеличением изображе-
ний отдельных кадров СФР-грамм и связанных с общей
базой, дают наглядное представление о процессе движе-
ния и могут служить материалом для .количественного
анализа процесса движе-
ния метаемого элемента.
Такая серия положений
образующей метаемого
элемента представляет
собой диаграмму процес-
са движения.
На рис. 17 представ-
лена диаграмма движе-
ния метаемого элемента
№-Ю3,н
О 8,1 0,2 0,3 Ofi X/l
Рис. 17. Дяаграута процесса движе-
ния метаемого элемента
53
через |П01стоял'ные интервалы времени, люстр речная по ре-
зультатам расчетов для нескольких сеченрй х по урав-
нению (46). Здесь же штриховыми линиями нанесены
результаты обработки эксперимента (ось абсцисс соот-
ветствует началу отсчета).
Из этой диаграммы видно, что первоначально пря-
молинейный участок трубы в процессе деформации из-
меняет сизого форму. При этом сечение трубы, соответ-
ствующее х=0,5, обгоняет остальные и имеет максималь-
ную радиальную скорость. Данные расчетов изменения
формы образующей метаемого элемента удовлетвори-
тельно согласуются с результатами эксперимента.
Следовательно, уравнение движения дает возмож-
ность рассчитать перемещение отдельных сечений мета-
емого элемента через равные интервалы времени и по-
лучить данные об изменении его формы в процессе
движения.
3. Влияние распределения давления
импульсного магнитного поля
на кинематику движения метаемого элемента
Экспериментально установленное изменение формы ме-
таемого элемента при его движении является следстви-
ем неравномерного распределения давления магнитного
поля в зазоре между стенками трубы и индуктором, В
силу особенностей, присущих магнитно-импульсной свар-
ке, характер изменения формы метаемого элемента ока-
зывает большое влияние на процесс сварки. В связи с
этим представляет интерес распределение давления маг-
нитного поля вдоль метаемого элемента при различных
положениях его относительно индуктора, а также уста-
новление связи между распределением давления и ки-
нематикой движения метаемого элемента.
Изучение /распределения давления магнитного поля
в зазоре между индуктором и стенками трубы прово-
дилось методом моделирования. Исследуемый индуктор
с установленным на нем трубчатым образцом, последо-
вательно соединенный с образцовой катушкой, подклю-
чался к звуковому генератору.
Ток от генератора с моделируемой частотой, равной
экспериментальной, проходящий через индуктор и об-
разцовую катушку, наводит вокруг них переменное маг-
нитное поле, Метод основан на измерении э.д.с,, наво-
54
димой в индуктивных датчиках, имеющих одинаковые
параметры, один из которых помещен в зазоре между
индуктором и трубчатым образцом, а другой—в центре
образцовой катушки.
По замеренным значениям э.д.с. напряженность маг-
нитного поля в зазоре определяется с помощью выра-
жения
H = (56)
ик Do '
где [7И —э.д.с., наводимая в датчике, установленном в
зазоре между индуктором и трубчатым образцом; UK —
э.д.с., наводимая в датчике, установленном в образцовой
катушке; Da~ диаметр образцовой катушки; 7—ток
в индукторе; No — число витков образцовой катушки.
Выражение (J7n/t/K) • (No/Do) из формулы (56) не
зависит от величины тока, проходящего через индуктор,
а зависит только от параметров системы индуктор — об-
разец и образцового кольца. Обозначая это выражение
через Ai, формулу (56) запишем в виде (22)
*со •
В выражении (25) для давления магнитного поля
значение коэффициента пропорциональности Аз в случае
одного и того же образцового кольца зависит от
(7ЛЖ)2.
Таким образом, давление магнитного поля на стенки
образца при постоянной величине тока разряда и одних
и тех же параметрах образцового кольца будет пропор-
ционально (Uh/Uk)2:
(57)
где р' [характеризует распределение давления магнитного
поля в исследуемом зазоре.
Распределение давления магнитного поля исследо-
валось при следующих схемах взаимного расположения
образца и индуктора многократного действия:
а) первый виток индуктора совпадает с концом
трубы;
б) первый IBMTOK .индуктора смещен относительно кон-
ца трубы на величину d.
55
В качестве моделей использовались трубчатые об- ;
разцы из алюминиевого сплава АД1 с внутренним дна- «
метром 53, толщиной стенки 1,35 и длиной 36 мм. Из 5
четырех образцов один был цилиндрическим, три других
имели на конце участок, отформованный в виде усечен- ’
ного конуса длиной 20 мм, с углом конуса а, равным 3, ’
7 и 11°. i
На рис. 18, а—е показано распределение давления \
р' в зазоре между трубчатым образцом и индуктором по :
длине образца I при различных углах конуса образцов, >
равных углам конуса индукторов, различных значениях -
d и соответствующие им диаграммы движения. Ниже-;
графиков распределения давления показано относитель-
ное положение витков индуктора и образца, а также
несколько положений образующей метаемого элемента
(тониими линиями) в процессе его движения, соответ- ;
ствующих каждому из рассматриваемых вариантов на-
гружения. з
Распределение давления вдоль метаемого элемента
имеет волнистый характер. Шаг волны равен шагу на- :
мотки витков индуктора. Усредненные давления (штри-
ховые кривые на рис, 18) симметричны относительно ,
средней части индуктора с максимумом в середине.
Увеличение и от 0 до 11° не вызывает заметного из-
менения давления и характера его распределения по
длине метаемого элемента.
Образующая метаемого элемента в процессе его дви-
жения непрерывно меняет форму. При (всех углах а
имеет (место преимущественное движение среднего уча-
стка метаемого элемента, соответствующего максималь-
ному давлению магнитного поля. Вместе с тем при
= 0, 3 и 7° наблюдается несимметричная картина дви-
жения, когда свободный конец метаемого элемента зна-
чительно опережает закрепленный, в результате чего на
участке образующей между серединой и свободным кон-
цом метаемого элемента появляется вогнутость. Эту
разницу в движении концов метаемого элемента при
симметричном характере нагружения вызывает, с од-
ной стороны, наличие на закрепленном конце массы, не
участвующей в движении и тормозящей его, а с дру-
гой,— увеличение давления на свободном конце образца
из-за перераспределения давления вследствие осевого
движения этого конца в направлении середины мета-
емого элемента.
58
О 5 10 15 20 25 5 10 15 20 1-1(Г3,н
Рис. 1S. Графики распределения давления вдоль метаемого элемента:
и —<;=(): б — а0=3’; d=6; а — а0=7’; <Г==0; г—ci0=ll'’; J=
= — 1 мм; д — <io=*l; d= — 2.5 мм; е — ct.o=0; d= — 7,5 мм
57
Торможение свободного конца образца при а=11°
является следствием уменьшения давления из-за смеще-
ния индуктора иа величину d— — 1 мм.
Влияние неравномерности давления, связанной с вол-
нистым характером его распределения, на форму образу-
ющей метаемого элемента не обнаружено при уменьше-
нии его толщины So до 0,87 мм.
Выдвижение свободного конца метаемого элемента
относительно конца индуктора приводит к уменьшению
давления Ра свободном конце и торможению его в про-
цессе движения, чем уравновешивается тормозящее дей-
ствие закрепленного конца. Образующая метаемого эле-
мента искривляется в процессе движения. Форма 'Об-
разующей приближается к кривой, симметричной отно-
сительно середины индуктора, достигая полной симмет-
рии при d=—7,5 мм. В этом случае форма образующей
соответствует осреднепной кривой давления магнитного
поля. Это обстоятельство, а также независимость харак-
тера распределения давления от угла а в рассматри-
ваемом диапазоне его изменения позволяют по урав-
нениям (42) и (49) оценить приближенную форму об-
разующей метаемого элемента. Характер распределения
давления магнитного поля вдоль метаемого элемента
можно установить по функции распределения (ф/л)2
в соответствии с формулой (38). Эта величина пропор-
циональна да!влению магнитного поля.
Из (44) и (53) следует, что
+ -*)]’• <58)
где б — зазор между индуктором и заготовкой в рас-
сматриваемом сечении, равный R—в случае раздачи
и Т?2 — R — в случае обжима.
Расчет распределения давления по формуле (58)
выполнялся для условий, аналогичных эксперименталь-
ным. Сопоставление результатов расчета и эксперимен-
та показало мх удовлетворительную сходимость
(рис. 18, е).
При х=(/2 выражение (58) можно использовать для
исследования влияния начального зазора 6 между ин-
дуктором и заготовкой на величину максимального
давления магнитного поля.
58
В случае обжима
P™“(1+4rarctSwd^)’- (59)
а при раздаче
/ V / Р2 V
* fill j_ О/ j j ^2 L
п = 14-----arctg-----—- I ----------— . (60)
Л1,ах \ я S’ —0,25/® J
Учитывая соотношения (37) и (38), общее выраже-
ние для давления магнитного поля при раздаче и об-
жиме трубчатых заготовок можно представить в виде;
Lin № I tl> FB \2 IP С . . ( га ,\ ,С1.
р, , = £2— -т_ . .J. -sm2 a>t exp — — t , (61)
21Ця F J L H \ L J v ’
Воспользуемся этим выражением и определим ха-
рактер изменения во времени давления магнитного по-
ля, действующего на заготовку. Для этого используем
решения уравнения движения (42) и для каждого мо-
мента времени i подставим соответствующее значение
перемещения
Решая уравнение (61), можно выявить характер из-
менения давления магнитного
поля на заготовку со стороны
индуктора в условиях сварки.
Для этого необходимо на соот-
ветствующем перемещении АТ?
остановить заготовку, модели-
руя встречу ее с неподвижной
преградой.
Результаты таких расчетов
представлены на рис. 19 для
случая раздачи среднего сече-
ния заготовки (параметры си-
стемы индуктор — заготовка
соответствуют приведенным в
данной главе) при энергии
разряда №=11'1,2 кДж.
Время 18- 10~в с соответст-
вует половине периода раз-
ряда.
Видно, что наибольшее дав-
ление 64 кгс/мм2 действует на
закрепленную заготовку (кри-
вая 1, Д7? = 0), что соответст-
Рас, /5. Изменение давления
магнитного поля в зазоре меж-
ду индуктором я заготовкой
при раздаче в жесткую мат-
рицу:
j —AJ?=0; 2 — Д/? = 0,25 мм;
3 — ММ; 4 — ДД =
=0,7 мм; 5 —Д/?=0,9 мм; £ —
Л/? = 1,2 мм; 7 — Д/? = 1,85 мм;
S — свободная раздача
59
вует индукции магнитного ладя 39,6-104 Ге. Наименьшее ;
давление 38 кге/мм2 наблюдается при свободной раздаче
(кривая 8), что соответствует индукции магнитного поля «
30,6-104 гс, j
Остановка заготовки на различных перемещениях .!
Л/? (преимущественно в первой четверти периода) при- (
водит к возрастанию давления выше уровня, соответст- ;
вующего свободной раздаче. Эти режимы процесса ус- ’
корения характерны для условий сварки. Из рассмотрен- <
ного характера изменения давления следует, что мета- -
емая заготовка после ее соударения некоторое время ‘
будет прижата давлением магнитного поля к непод- s
вижной заготовке. Величина этого давления превышает ;
прочность метаемого материала, а юремя действия зна-
чительно больше времени прихода волны разгрузки на
свободную июверхиость. Несмотря на то, что величина
этого давления приблизительно на порядок меньше дав-
ления, возникающего 'в зоне соударения (см. рис. 19),
следует ожидать благоприятного влияния его на фор-
мирование сварного соединения.
Глава [II
ПАРАМЕТРЫ
МАГНИТНО-ИМПУЛЬСНОЙ СВАРКИ
L Начальные параметры
Как уже отмечалось, процесс сварки в условиях высо-
коскоростного соударения можно регулировать измене-
нием скорости соударения v, скорости движения фронта
контакта ок и угла соударения иовсрхностей у. Эти па-
раметры при определенных значениях обеспечивают не-
обходимое давление при соударении свариваемых по-
верхностей, локальность и последовательное перемещение
зоны контакта. Поэтому они могут 'быть приняты в ка-
честве основных динамических параметров магнитно-
импульсной сварки.
Параметры, определяющие действие импульсного
магнитного поля на метаемый элемент.
Из формулы (61) следует, что давление магнитного
поля в каждом сечении метаемого элемента Pfx.ty зависит
от различных факторов:
G0
1) длины I и числа витков W индуктора; 2) напря-
жения разряда U, емкости батареи конденсаторов С,
ипергии разряда W, индуктивности разрядного контура
j L, активного сопротивления разрядного контура га;
; 3) угла ф в продольном сечении системы индуктор —
шотовка, под которым видна длина индуктора из точ-
'! кп на поверхности оболочки, на расстоянии X (см.
[рис. 13,а), площади внутренней полости индуктора F3 в
Поперечном сечении, суммы площадей F зазора между
j индуктором и оболочкой и внутренней полости индук-
тора в поперечном сечении.
Влияние перечисленных параметров на величину дав-
ления магнитного поля не является однозначным из-за
связи их друг с другом. Например, повышение давления
И результате увеличения числа витков индуктора будет
происходить до определенной величины, так как, со-
гласно (44) и (51), одновременно будет возрастать ин-
дуктивность разрядного контура. Обычно изменение
давления магнитного поля достигается изменением на-
пряжения на батарее конденсаторов при неизменной ем-
кости батареи конденсаторов.
Действующее на метаемый элемент давление маг-
нитного поля изменяется во времени с частотой колеба-
ний f—T-1 (где Т — период разряда) или с круговой ча-
' стотой
оо = 1/у LC = 2т: f.
При ускорении метаемого элемента вследствие из-
менения параметров ф и F-b/F 'системы индуктор — заго-
товка (в случае обжима FB/F=l) происходит увеличе-
ние индуктивности разрядного контура. Это приводит
к уменьшению частоты разряда и увеличению скин-
слояД у 2/(<»р0сг0) Вследствие этого активное сопро-
тивление разрядного контура уменьшается.
.Важной характеристикой процесса, определяющей
характер распределения давления магнитного поля
вдоль метаемого элемента, является расположение его
относительно индуктора. Оно может быть различным:
индуктор может выступать за свободный конец метае-
мого элемента, совпадать с ним или быть утопленным.
Изменение положения индуктора влияет на распределе-
ние давления магнитною поля вдоль метаемого эле-
мента, что 'в свою очередэ приводит к перераспределе-
нию радиальных скоростей движения и изменению об-
«1
разующей метаемого элемента в процессе движение
Это отражается на характере соударения свариваемы;
поверхностей и основных параметрах соударения i
vK и у.
Параметры, определяющие соударение заготовок
При магнитно-импульсной сварке чаще всего трубч;
тые заготовки метают па цилиндрические поверхности
Метаемая 'заготовка характеризуется следующим
параметрами: 1а — длиной метаемого элемента; $
Пн — внутренним и наружным радиусами метаемой зг
готовки; So — толщиной материала метаемого элемей
та; cio — скоростью звука в материале; ро — плотность!
материала; «о — удельной электрической проводимо’
стыо, а неподвижная заготовка Л?Р„ — внутренним ":
наружным радиусами; Su— толщиной материала; рн-
плотностью материала; с;н —скоростью звука в мате
риале. i
От совокупности /0, ро, По и So зависит масса ме
таемого элемента, являющаяся мерой инерции тела пр»
его разгоне.
Удельная электрическая проводимость материал!
метаемого элемента <т0 при данной круговой частот!
разряда I® характеризует глубину проникновения мар
нитного поля 'в материал метаемого элемента А. Глу;
бипа проникновения магнитного поля в сопоставлений
с толщиной деформируемого материала является пока:
зателем эффективности действия Давления импульсной
го магнитного поля на метаемый элемент. ;
Важную .роль играют параметры, характеризующие
свойства материалов соударяющихся тел. При соударе-
нии в области высоких давлений важной является xas
рактеристика сжимаемости соударяемых материалов.
Длительность существования высокого давления, опре-
деляемая временем прихода волны разгрузки 250/сг^
зависит от скорости звука в материале и толщины ма-
териала заготовки. Когда давление в области соударе-:
ния снижается, важным становится влияние парамет-i
ров, характеризующих теплоотвод из области соударе-|
ния, а также физико-механические свойства соударяе-
мых материалов.
Параметры, определяющие взаимную начальную
ориентацию соударяемых поверхностей. К ним отно-
сятся 60 — зазор между соударяемыми поверхностями
и а0 — угол между соударяемыми поверхностями. Эти
62
параметры непосредственно влияют на кинематику
движения метаемого элемента.
Для сообщения метаемому элементу требуемой ско-
рости под действием давления магнитного поля необхо-
дим зазор между участками свариваемых поверхностей
для разгона отдельных участков метаемого элемента.
Этот зазор вследствие 'расположения свариваемых по-
верхностей под начальным углом а0 Друг к другу раз-
личен по длине метаемого элемента м равен
бож =йо +MgaOs (62)
где !х — расстояние от вершины угла «0 до рассматри-
ваемого радиального сечения.
2. Основные параметры
При всех способах сварки в условиях высокоскоростно-
го соударения существует оптимальный интервал ско-
ростей соударения, определяемый природой сваривае-
мых материалов и релаксационной стойкостью их в
зоне соединения. Чрезмерно высокая скорость соуда-
рения вызывает, в частности, периодическое разруше-
ние контактируемых поверхностей [53], снижающее
прочность сварного соединения.
От правильного выбора угла соударения у зависят
условия волнообразования и формирования поверхно-
стной струи, очищающей свариваемые поверхности, ха-
рактер пластической деформации в зоне контакта. Угол
соударения у влияет на скорость движения фронта кон-
такта от которого также зависит характер пластиче-
ской дефор'мации металлов соударяемых поверхностей.
Для определения зависимости скорости движения
фронта контакта от скорости и угла соударения рас-
смотрим схему соударения элемента с неподвижной по-
верхностью в некоторый момент времени (рис. 20), в
соответствии с которой можно записать
пк = y/sin у. (63)
Обычно при магнитно-импульсной сварке образую-
щая метаемого элемента в процессе его движения ис-
кривляется, вследствие чего скорость в процессе со-
ударения не остается постоянной, а меняется с измене-
нием у даже при движении всех участков метаемого
элемента с постоянной скоростью в направлении непод-
63
мента в некоторый
времени
Рис. 20. Геометрическая карта:
на соударения метаемого эл&
вижной поверхности. Скорость соударения v опреде-
ляется давлением магнитного поля на метаемый эл^
мент, характером его распределения и частотой нзме!
нения. Кроме того, v зависит от геометрических разме"
ров метаемого элемента, физико-механических харак
гсристик его материала, а также от начального зазор!
между свариваемыми поверхностями 80 и начальной
угла «о между ними. Вследствие неравном ер наго распре:
деления давления 1магнитн-ого поля вдоль образуroinei
метаемого элемента различные участки его движутся <
разным ускорением. Поэтому метаемый элемент, имею.:
щий первоначально прямолинейную -образующую, в npoi
цессе ускорения принимает выпуклую форму с непрерыв-
но увеличивающейся кривизной, обращенной в сторону
неподвижной свариваемой детали. Исследования пока;
зал и, что величина о при сварке изменяется по длине
метаемого элемента. Вместе с тем происходит измене-
ние угла соударения у и, как следствие, изменение ско-
рости vK. Поэтому процесс соударения при магнитно:
импульсной сварке .в отличие от сварки взрывом нель-
зя считать стационарным. Несмотря на указанные осо;
бенности, процессы образования кумулятивной струи г
волнообразования па контактных поверхностях при
магнитно-импульсной сварке, по-нидимому, аналогичнь
со сваркой взрывом. Это подтверждается идентично-
стью микрофотографий сварных соединений, -получен?
пых при указанных способах сварки. Поэтому для рас
смотрения процессов образования -кумулятивной струя
н волнообразования воспользуемся известными работа-
ми в области сварки взрывом.
Образование волн в зоне соединения обычно связы-
вают с поведением кумулятивной струи. Считают, чтс
образование волн в условиях высокоскоростного ссуда
рения — явление гидродинамическое [22]. Однако едя
ной точки зрения по этому вопросу нет.
При -скоростях соударения 102—103 м/с давление
развивающееся в зоне контакта, значительно превосхо
дит прочность металла. В этих условиях соударяющие
ся металлы как бы находятся в квазнжидком состоя
64
пни и поведение их может быть объяснено с позиций
гидродинамики идеальной несжимаемой жидкости. Ес-
ли воспользоваться системой координат, связанной с
точкой контакта, то процесс соударения свариваемых
металлов можно представить как взаимодействие по-
тока жидкости с подвижным вязким дном [54].
Основной поток, падающий на первоначально иеде-
формированную поверхность со скоростью o/tgy, разделя-
ется на передний поток и противоположно направленную
кумулятивную струю в соответствии с известным
механизмом взаимодействия струи с недеформируемой
плоской преградой. В окрестности точки тормо-
жения начинается деформирование материала непод-
вижной пластины с образованием бугра деформации
перед точкой контакта (рис. 21,а). Вытеснению металла
в этом направлении способствует развитие тангенци-
альных аил, вызванных встречным движением основа-
ния и кумулятивной струи. Перемещение бугра со ско-
ростью точки контакта вызывает его рост и прибли-
жение к точке 0 (рис. 21,6). В результате происходит
пересечение бугром кумулятивной струи (рис. 21 ,s)
[55]. Захваченные части струй образуют вихри, кото-
рые часто можно наблюдать вблизи поверхности разде-
ла (см. рис. 21,6). После отсечения части кумулятив-
ной струи точка торможения перемещается на вершину
бугра и образуется новая кумулятивная струя, направ-
ленная вперед (рис. 21,а). Она достигает невозмущен-
ной поверхности, образуется вторая точка торможения
(рис. 21,6), часть струи закручивается, образуя вторую
2f. Образование кумулятивной струн и волнообразование в условиях
в l.l с гдн о с к о рост и ого С Оу Д а р С1111 и
65
-J.IH. 13
вихревую зону. Образовавшаяся конфигурация предо.
жает двигаться вправо, и процесс повторяется.
Представляет интерес механизм возбуждения вол
Эксперименты показывают, что волнообразование и;
чинается не сразу в точке соударения, а на некоторо
расстоянии от нее [10]. А. А. Дерибас высказал пре;
положение, что таким источником
может
быть
разряжения, отраженная от свободной повсфхност,
верхней пластины и догоняющая точку контакта. Он'
порождается в свою очередь ударной волной, вызван
ной соударением в начальный момент времени.
3. Давление соударения
Давление, развивающееся в зоне контакта соударя:
щихся поверхностей, весьма важный параметр процсс
са магнитно-импульс ной сварки. Необходимо ра.зл®|
чать нормальные и косые соударения: при нормально,
соударении давление однозначно определяется скорс
стью соударения и сжимаемостью соударяющихся ма
териалов, при косом соударении оно определяется из
менением угла соударения у и скоростью контакта vj
При одной и топ же скорости соударения и давлений
в точке контакта можно изменять в широких предела
В случае нормального соударения задача о началь
ном состоянии на границе
двух
соударяющихся
тс,
может быть решена методами теории ударных волн:
Применение теории ударных волн для решения зада?
подобного типа, как показали Ф. А, Баум, К. П. Ста;
нюкович и В. И. Шехтер [56], справедливо для соуда:
ряюшнхея тел, находящихся в твердом состоянии.
Высокие давления при магнитно-импульсной сварке
локализуются вблизи линии контакта, движущейся по
свариваемым поверхностям. Свариваемые поверхности
соударяются под некоторым углом, в связи с чем имеет
место двумерное соударение; в области первичного'
контакта происходит нормальное или одномерное со-
ударение.
В случае одномерного соударения металлические
пластины контактируют по всей площади. От плоско-
сти контакта распространяется плоский фронт ударных
волн, параллельный плоскости соударения.
Пластина, летящая со скоростью и, соударяется в
момент времени t = 0 с неподвижной пластиной по всей

поверхности. На .рис. 22 изображена схема течения в
момент времени />0, когда по соударяемым пласти-
нам идут ударные волны,
В областях I и IV среда не возмущена и характери-
зуется начальными плотностями pi, р2 соответственно
и нулевым давлением. В области II имеется течение с
массовой скоростью И\, плотностью р; и давлением рь
В области III имеется соответственно и%, р'2 и рг.
В этих областях металл находится в сжатом состоянии.
Если до начала соударения верхняя пластина пере-
мещается со скоростью v, а 'нижняя остается неподвиж-
ной, то скорость границы раздела vp можно определить
следующим соотношением:
vp = ut = v — uL, (64)
и соответственно
Рк = Pi = Рг- (65)
В работе [56] предлагается формула для расчета
давления в области соударения
(66)
где Д=р0С;/п. и п — постоянные для данного металла.
По данным экспериментальных исследований, для ряда
металлов я=4 [56].
В случае соударения пластин из одинаковых мате-
риалов уравнение (66) имеет вид:
Рк = 0,25 р v2/
__
1-(РкМ+1) л
(67)
По формуле (66) были рассчитаны давления рк в
функции скорости v для следующих сочетаний соуда-
ряемых материалов: АД1+АД1; АД14-АМгЗ; АД1ф-
+АМг6; АД1+Д16; АМгЗЧ-АМгЗ; Д1&+Д16; АМг+
+ АМгб; АМгЗ± АД 1; АМг6+АД1; АД'1 + М1; М1+М1;
АД1 + 12Х18Н10Т; АМгЗ+1'2Х18Н10Т.
Параметры А и п для различных материалов опре-
деляли по методике [56]. Анализ полученных данных
Зак. 4Я
67
Рис\ 22. Схема течения ударных
воли в пластинах при их и урм а ль-
ном соударении;
Д.В — граница раздела пластин;
CD, EF — ударные, волны в вер\-
ней и нижней пластинах соответ-
Q 400 800 1200 И,Л/£Я
Рис. 23. Зависимости между скоростью'И
соударения р и давлением р^ ириЯ
нормальных соударениях: Л
1 - М1+М1; 2- АД1+12Х18Н10Т; 3 -Л
АД1 + М!, 4 —АД1+АД1
показывает, что зависимости рк — f (у) при сварке лю-Я
бых алюминиевых сплавов мало различаются, и в рас-Я
сматриваемом диапазоне v вполне соответствуют гра-Я
фику зависимости для сочетания АД1-|-АД1. * Я
Результаты расчета для некоторых сочетаний соуда-л
ряемых материалов представлены на рис. 23. Я
При косых соударениях давление зависит от у и ук.Я
Если соударение рассматривать в системе координат,Я
связанной с точкой контакта, то получим два потока,Я
сливающихся со скоростями щ и v2 в начале координатЯ
под углом у. Эти скорости можно определить следую-Я
щими соотношениями (см. рис. 21щ): Я
(68)1
= u/sin у. (69) Я
Картина соударения существенно зависит от того, *
являются ли скорости Vi и г2 соударяющихся материа-
лов сверхзвуковыми или дозвуковыми. Дозвуковое те-
чение в окрестности точки контакта обусловлено дозву-
ковыми скоростями щ и t’2 относительно соударяющих-
ся металлов или сверхзвуковыми скоростями щ и у2,
если угол соударения больше критического.
68
Глава IV
ОБРАЗОВАНИЕ СОЕДИНЕНИЯ
ПРИ МАГНИТНО-ИМПУЛЬСНОЙ
СВАРКЕ
1. Влияние параметров процесса
на характеристики соединений
Наиболее полное представление об образовании соеди-
нения дает рассмотрение связи его характеристик с
основными параметрами и, ук и у. На основании уста-
новленных значений основных параметров можно разра-
ботать технологические процессы магнитно-импульсной
сварки.
В связи с этим одной из главных задач исследования
данного процесса следует считать установление диапа-
зона изменения основных параметров, в котором обра-
зуется качественное сварное соединение.
На первом этапе исследовали модельные образцы:
определяли влияние начальных параметров процесса на
характеристики сварных соединений. На втором этапе
исследовали движение метаемого элемента под дейст-
вием импульсного магнитного поля при начальных па-
раметрах процесса, соответствующих условиям сварки
модельных образцов, устанавливали связь между ха-
рактеристиками сварных соединений и основными пара-
метрами процесса.
Схема сварки, при которой индуктор располагается
внутри метаемой трубы, была выбрана в связи с иссле-
дованием движения метаемого элемента сверхскорост-
ным фоторегистратором, для чего необходимо, чтобы
объект исследования был открыт.
Алюминиевые сплавы АД1 и АМг-ЗМ сваривали в
одноименном и разноименном сочетаниях. Образцы из
сплава АД1 изготовляли вытяжкой из листа цилиндри-
ческих стаканов с последующей их обрезкой, а из сплава
АМг-ЗМ — отрезкой из труб, полученных прокаткой.
Внутренний диаметр метаемого трубчатого образца во
всех экспериментах был принят равным 53 мм. Свари-
ваемый конец его отформовывали в виде усеченного ко-
нуса длиной 20 мм. Неподвижный образец выполнялся
цилиндрическим. Контактные поверхности образцов пе-
ред сваркой обезжиривали ацетоном.
69
Рмс, 25. Приспособление дл
сварки трубчатых образцов; j
1 — метаемый образец; 2 — ш
подвижный образец; 3 — цндуй
тор; 4 — разъемные вкладыш»
5 — обойма; (?— прижим ное колв
цо; 7 — центрирующее кольца
5 — прижимное кольцо
намотки) изолированна!
боратории КуАИ, показана
на рис. 24: пятивитковая мед-
постоянство параметров про-
цесса в различных эксперимен-
тах. Конструкция такого ин-
дуктора, разработанного в ла-
ная опираль 1 сечением ЗХ
X? мм2, предварительно (до
несколькими слоями лавсановой ленты толщиной 0,02 мЯ
и двумя слоями стек лол ен ты толщиной 0,1 мм, пропитав
тая крем неорганическим лаком К-55, сжимается стеЯ
лотекстолитовыми кольцами 2 и 3, скрепленными эпоД
сидным компаундом, армированными стержнями им
стеклотекстолита 4. Я
Сварку проводили в приспособлении, представленное
на рис. 25, которое крепили на выходных шинах уставов
ки МИУ-'2О, изготовленной Харьковским политехнические
институтом, что обеспечивало необходимое взаимное рае
положение свариваемых образцов и постоянство по пере
метру зазора и угла а0. Обойма 5 с закаленными сталь®
ными вкладышами предотвращала деформацию неподж
вижного тонкостенного образца при сварке. &
За базу при установке метаемого образца на нидук^
торе принимали точку, лежащую на боковой наружной
поверхности спирали первого витка в средней его части.
Расстояние между этой точкой и концом метаемого эле-
мента d имело знак плюс, когда индуктор выступал за
конец метаемого элемента, и знак минус, когда метае-
мый элемент выступал за конец индуктора.
Исследование влияния начальных параметров про-
цесса на характеристики сварного соединения произво-
70
Дили при изменениях начальных параметров в следую-
щих пределах: угла «0 от 0 до 11°; энергии разряда W
от 4,6 до 14 кДж; расстояние между свободным концом
метаемого элемента и концом индуктора d от 0 до
—2,5 'мм. Величина начального зазора не изменялась
и была равна 0,5 мм.
Испытания соединений на герметичность проводили
внутренней опрессовкой их сжатым до 5 ати воздухом в
в течение 3 мин в погруженном в резервуар с водой
приспособлении. Размеры зоны соедииания определяли
в восьми осевых сечениях, равномерно расположенных
по периметру сварного соединения. Для этого в каждом
сечении выполняли два надреза на одном из сваривае-
мых образцов (обычно на образце из сплава АД1) на
глубину, равную его толщине. Участки образца между
соседними разрезами (шириной 4—5 мм) отделяли от
неразрезанного материала. В случае некачественного
соединения происходило полное отделение надрезанного
участка от неразрезанного образца. При качественном
соединении отделение этого участка оканчивалось его
разрушением на двух концах, принимаемых за границы
зоны соединения,
В качестве характерных размеров были приняты:
«о — ширина зоны соединения; Ь,3— расстояние от нача-
ла зоны соединения до свободного конца .метаемого эле-
мента; Cq — расстояние от условной точки первого кон-
такта до свободного конца метаемого элемента.
Рис. 26. Расположение харак-
терных зон при магнитно'
импульсной сварке трубча-
тые деталей (7, 2, 3 — 7» 8 —
осеиыс сечения)
По результатам измерений характерных размеров
строили развернутые топограммы зоны соединения
(рис, 26) и определяли площадь зоны соединения Асв,
среднюю ширину зоны соединения аср, среднее расстоя-
ние от начала соединения до свободного конца метаемо-
го элемента Ьср и среднее расстояние от условной точки
первого контакта До свободного конца метаемого эле-
мента Сср.
71
Таблица 2
ЗАВИСИМОСТЬ ХАРАКТЕРИСТИК СОЕДИНЕНИЯ
ОТ НАЧАЛЬНЫХ ПАРАМЕТРОВ ПРОЦЕССА
Начальные параметры Характеристики соединения |
«От град d, мм W, кДж г F . мм® св а , мм ср (> . мм Ср г , мм] ср |
0 0 11,8 0
0 0 14,0 -— 0 -—
3 0 10,0 — 200 1,12 10,7 14,7:
3 0 11,8 — 260 1,45 8,0 14,3 ’
3 0 14,0 — 260 1,45 7,3 14,7 ‘3
3 —2,5 8,6 625 3,5 10,7 17,2 j
3 —2,5 8,6 800 4,45 11,5 19,3 .
3 -2,5 10,0 -1 627 3,5 10,0 17,8
3 —2,5 10,0 + 670 3,75 10,8 17,9 J
3 —2,5 11,8 + 935 5,05 10,9 17,9 J
3 —2,5 11,8 + 1090 5,8 11,1 18,5 j
7 0 7,0 — 470 2,6 16,2 19,4 1
7 0 7,0 .— 165 0,92 14,2 19,0 j
7 0 8,6 -I- 885 4,02 14,0 18,2 *
7 0 8,6 -г 850 4,75 • 14,5 18,5
7 0 10,0 + 1259 6,97 14,6 18,4 ;
7 0 10,0 “Г 1085 6,06 14,4 18,6
11 —1 10,0 + 850 4,7 19,6 23,4 •-
11 —1 10,0 610 3,75 18,4 22,2 :
11 —1 11,8 -1 1560 8,75 17,0 22,5
11 —1 11,8 + 1540 8,6 17,8 21,0
11 —1 14,0 + 1850 10,3 17,1 21,2 :
ние, i" — герметичность соединения;
«—> — нет!
«+> — есть,
величина Ьср, определяющая максимально возможную
ширину зоны соединения аср, возрастает с увеличением
«о и с уменьшением d;
ширина зоны 'соединения аср растет с увеличением
энергии разряда IV7 при постоянных значениях а0 и d.
Характер изменения характеристик соединения мож-
но объяснить на основе анализа изменения основных
динамических параметров процесса.
В табл. 3 приведены характеристики соединения с
соответствующими им начальными параметрами процес-
В табл. 2 приведены характеристики соединении
метаемых 'образцов из алюминиевого сплава АДУ
(S0=,l,35 мм) с неподвижными из сплава АМгЗМ]
(So —4,05 мм). J
Из .анализа данных табл. 2 следует: |
при «0=0 и d —0 мм 'соединение не образуется даже;
при максимальной энергии 14,0 кДж;
при а0 = Зо и £?о=.0 мм образуется негерметичное сое-
динение с .небольшой площадью FCa даже при наиболь-
шей энергии IF=14,0 кДж;
смещение индуктора .вдоль оси метаемого образца,
соответствующее d = — 2,5 мм, обеспечивает получение
качественного соединения при IF=1O кДж;
необходимая для образования качественного .соедине-
ния энергия минимальна при ссо — 7° и d=0 мм;
Таблица 3
ЗАВИСИМОСТЬ ХАРАКТЕРИСТИК СОЕДИНЕНИЯ ОТ МАТЕРИАЛА
И ТОЛЩИНЫ ОБРАЗЦОВ, ЭНЕРГИИ РАЗРЯДА
Материал и толщина образцов (So, мм) г, кДж Характеристики соединения
метаемого неподвижного Г F , св мм2 <2 , ср ММ Ь , Ср мм б1 1 ср мм
АД1, АД1, 4,6 450 2,4 11,8 15,0
1,35 1,35 5,1 — 280 1,62 12,1 15,4
6,1 -1- 1220 6,8 12,0 15,0
6,1 + 1570 8,75 13,8 17,0
АД1, АМг-ЗМ, 7,0 470 2,6 16,2 19,4
1,35 1,05 7,0 -— 165 0,92 14,2 19,0
8,6 + 885 4,95 14,0 18,2
8,6 850 4,75 14,5 18,5
ЛМг-ЗМ, АД1, 8,6 770 4,37 14,4 18,7
1,05 1,35 10,0 — 770 4,37 13,4 18,1
11,8 -1- 1078 6,4 12,7 18,1
11,8 1060 6,13 12,9 19,0
АД1, АМг-ЗМ, 5,1 555 3,14 13,8 17,9
0,87 1,50 6.1 + 1144 6,5 13,9 18,7
6,1 1330 7,6 13,8 18,5
7,0 1490 8,25 14,4 18,5
АД1, АМг-ЗМ, 8,6 . 800 4,38 11,2 16,1
1,65 1,50 10,0 + 970 5,0 13,5 18,5
11,8 + 1460 7,5 12.1 17.0
11,8 + 1360 7,05 12,8 17,5
73
72
са, В этой серии экспериментов Последовали прОЦебЯ
сварки образцов из сплавов АД1 и АМг-ЗМ в однородном
и разнородном сочетаниях, а также влияние на характер
ристики соединения изменения толщины метаемого обЯ
разца. Сварку выполняли при значениях d=0 мм и аа=Я
= 7°, являющихся О1тгтигмалыными по результатам лреды|
дущпх исследований (см. табл. 2). 1
Данные табл. 3 показывают, что герметичное сварное
соединение при различных сочетаниях указанных сплая
вов образуется при различных значениях 117. Энергия
разряда минимальна для сочетания АД1+АД1 и макси!
мальна для АМг-ЗМ + АДI. Получить сварное соединенна
АМт-ЗМ-рАМт-ЗМ не удалось .из-за ограничения максиj
мальвой энергии разряда, определяемой прочностькл
индуктора. I
Из табл. 3 видно, что с ростом начальной толщины]
материала метаемого образца прямо пропорционально]
растет энергия разряда, необходимая для получения ка-1
явственного соединения. 1
Определение основных динамических параметров]
процесса о, ок и у 'Проводили в предположении, что мате-1
риал метаемого элемента в процессе движения ведет се-з
бя подобно идеальной несжимаемой жидкости. Допу-1
стимость такого предположения для случая расчета сво-т
боднопо движения метаемого, элемента доказана .ранее]
при сопоставлении результатов аналитического расчета]
с материалами обработки эксперимента. По данным]
обработки СФР-грамм и результатов расчета находили]
значения углов соударения у и скоростей v для отдель-1
ных участков метаемого элемента на перемещениях,]
соответствующих величинам фактического зазора 6o.vJ
согласно (62). По формуле (63) определяли скорость -
движения фронта контакта ок.
Сопоставление характеристик соединения с основны-
ми параметрами процесса сварки проведено в Фооме, :
представленной на рис. 27,6. В системе координат Д и Г
изображено в масштабе взаимное расположение обра-
зующих неподвижной свариваемой поверхности (ОНП)
и свариваемой поверхности метаемого элемента (ОМП)
в момент их первого контакта. Штриховой линией пока-
зано начальное положение образующей метаемого эле-
мента. Относительное расположение образующих в мо-
мент их первого контакта строилось по результатам
обработки СФР-грамм свободного метания в условиях,
74
имитирующих процесс снарки. Точность построены!оп-
ределялась точностью сверхскоростной съемки и обра-
ботки СФР-грамм.
Для дальнейшего рассмотрения введем следующие
обозначения зон сварного соединения (см. рис. 27,6):
зона I — зона первого контакта метаемого элемента
с 'неподвижной поверхностью;
зона II — зона, предшествующая образованию не-
разъемного соединения, в которой контактная поверх-
ность имеет шероховатую волнообразную поверхность;
зона III— зона неразъемного соединения.
На образующей неподвижной поверхности утолщен-
ной линией наносили положения зоны III, а линией по-
тоньше— положения зоны II. Для этого были использо-
ваны данные результатов обработки экспериментов по
сварке.
Далее :в системе координат v и / строили распреде-
ления скорости соударения v и скорости движения фрон-
та контакта ок по длине сварного соединения (рис. 27).
Анализ распределения скоростей о и в,( и углов у
по длине сварного соединения и сопоставление их с раз-
мерами зон соединений позволили установить следую-
щие общие закономерности процесса.
Зона I при ао = О и постоянных значениях d, W, 60
приходится на средний участок метаемого элемента.
При увеличении н0 эта зона сдвигается к вершине угла.
Положение зоны I относительно свободного конца мс-
Гис. 27. Связь между основными параметрами магннтпо-нмиульсной сварки
и характеристиками сварного соединения:
п -<z0=3l>; 6 = 0,5 мм; Й7=1О,О «Дж; (/=0; б — при «0=7^; 6^=0,5 мм; U7=
= 10,0 кдж; d=0; в — при а0='11°; бо=О,5 мм; lV = 10,0 хдЖ: f/ = — 1 мм
75
таемого элемента приблизительно соответствует величи®
не сСр (см. табл. 2 и 3). Это определяется характер о (Я
изменения формы метаемого элемента в процессе ег®
движения, при котором в соответствии с распределением®
давления магнитного поля наибольшие перемещения -Я
каждый момент времени имеют участки метаемого эле®
мента, расположенные ближе к средней части индуктор<Я
По мере увеличения а0 увеличивается расстояние оЯ
середины метаемого элемента до неподвижной повер^И
ности. Это приводит к запаздыванию среднего участкЯ
относительно участков метаемого элемента, расположен®
ных ближе к вершине угла, при одной и той же кривизн®
образующей метаемого элемента, т. е. при постоянны®
W', 6а и d. ®
Исследования показали, что в зоне I соединение и®
образуется. Это подтверждают фрактограммы поверх®
ностей разрушения. ®
По обе стороны от зоны / расположены зоны /У®
За зонами 1 и II в направлении свободного конца метае®
мою элемента следует зона III. В отдельных случая®
за зонами I и II образовывалась вторая зона III в па®
правлении закрепленного конца метаемого элемента®
Наличие таких зон соединения свидетельствует о сим.®
метричном характере процесса сварки в обе стороны о®
зоны первого контакта. ,®
Изменение начального угла а0 при прочих равны®
условиях ведет к перераспределению скорости соудар^И
ния v по длине метаемого элемента. С одной сторонь®
различные участки метаемого элемента проходят в однЯ
и то же время различный путь .вследствие перавномер®
кого распределения давления по длине метаемого эле®
мента, с другой — перемещение их ограничивается вели®
чиной фактического зазора 6.0х, определяемого' выраже*
нием (62). Из этого следует, что скорость соударения"
каждого участка метаемого элемента с неподвижной
поверхностью зависит от распределения давления маг-
нитного поля вдоль метаемого элемента и времени раз-
гона каждого участка, определяемого величиной факти-
ческого зазора. j
Изменение начального зазора приводит к измене-
нию величины фактического зазора 60ж между неподвиж-
ной поверхностью и отдельными участками метаемого
элемента и соответствующим образом влияет па рас-
пределение скорости соударения.
76
Увеличение энергии разряда № при .прочих .равных
условиях вызывает увеличение скорости соударения,
что. приводит .к увеличению ширины зоны соедине-
ния.
Сварное соединение образуется при v = 2404-300 м/с
и цк=20004-2400 м/с независимо от начальных парамет-
ров процесса ® исследуемом диапазоне. Это обстоятель-
ство позволяет рассматривать основные параметры про-
цесса сварки, соответствующие началу образования свар-
ного соединения о*, у* и у*, постоянными для данного со-
четания .свариваемых материалов. Значения этих па-
раметров могут быть попользованы для расчетов началь-
ных параметров процесса сварки. При сварке материа-
лов в сочетаниях АД1+АД1 и АД1 (метаемый)-Н
-ЕАМг-ЗМ и*, v* и у* равны 240—280, 1900—2200 м/с,
5—6,8° и 240—300, 2000—2400 м/с, 4—6° соответст-
венно.
В. В. Ермолаевым проведены исследования ио влия-
нию начальных параметров процесса на величину воз-
никающего при соударении давления и характер его
распределения по длине нахлеста. Давление при соуда-
рении определялось с помощью выдавок, образующихся
на. материале метаемой заготовки при затекании его в
конусные углубления металлической обоймы, имитирую-
щей неподвижную свариваемую заготовку1. Результа-
ты этих исследований качественно согласуются с приве-
денными данными, полученными на основе изучения
динамических характеристик магнитно-импульсной
сварки.
2. Определение
основных параметров процесса
Для установления значений динамических параметров
магнитно-импульсной сварки проводили исследования1 2
по схеме, представленной на рис. 28,а. Метаемый ци-
линдрический образец Л с наружной поверхностью ра-
диусом надевался на индуктор. Неподвижный плос-
кий образец Б устанавливался на жестком основании
1 Комаров А, Д., Ермолаев В. В., Лысенко Д. Н., Дубин А. А.
Art. свид. № 236086 —«Открытия. Пзобрет, Пром, образцы. Товар-
iiuie знаки», 1969, № 6, с. 105.
2 В исследовании принимал участие нчж. 1'. В. ЧерткоЕп
77
на расстоянии <% от |Наруж,5ю(Ипове|рх1гоетн метаемого. ;;
Трубчатые образцы -наружном диаметрам 58 мм, j
длиной 36 мм при толщине дтенюи 1,5 мм изготавливали|
из сплава АД1. Размеры-неподвижных образцов; 70XJ
ХЗО мм2 при толщине мм (ОТ4-1, Ml, Л62) и 2 ммЯ
(16АМ, АМцМ, АМгД В95АТ). 1
Сварку осуществляли на магнитно-им пул веной уста-д
новке МИУ-20ХПИ в специальном .приспособлении для!
точной установки метаемого образца относительно .и.н-‘Д
дуктора и неподвижного образца. .а
Поверхности неподвижных образцов перед сваркой !
обезжиривали ацетоном, а поверхности образцов 1из!
сплава ОТ4-1 и меди Ml, кроме того, зачищали дрово-1
лочной щеткой. j
Сваренные образцы подготавливали для замеров |
геометрических параметров зоны соединения. С этой 1
целью несвяренные участки метаемого образца из сила- 1
ва АД1 отрывали от неподвижного образца. На рис, 28,6 |
схематически показан неподвижный образец, подготов- 1
ленный для замеров геометрических параметров зоны 1
соединения. Характерные зоны на поверхности непод- !
вижного образца (рис. 29) аналогичны зонам на свари- |
ваемых трубчатых деталях; |
/ — зона первого .контак- i
та (соединение отсутствует, 1
поверхности образцов глад- |
кие, не отличающиеся от по- J
верхностей до сварки, дли- 1
па зоны вдоль образца 2а0); 1
II — зона, предшествую- 1
щая образованию соедине- 1
ния (на шероховатой повер- 1
хности образцов при некого- -J
ром увеличении можно об- j
наружить волны); зона II
представляет кольцо шири-
ной «-и—
III— зона неразъемного
соединения (на этом участ-
ке неподвижный образец
прочно сварен с метаемым,
ширина зоны ак—аи. Ука-
занные зоны образуются в
результате соударения.
i lie. 28, Картина соударения по-
верхностеЯ метаемого цилиндри-
ческого Д и неподвижного плоско-
го Б образцов (aj и характерные
зоны (б)
78
Рас. 29, Фотография образца, подготовленного для замеров
зоны сварного соединения
Если предположить, что соударение метаемой заго-
товки с неподвижной не влияет на характер движения,
участков метаемой заготовки вне области контактной
зоны, то из геометрических соотношений (см. рис. 28,а)
можно определить динамические параметры соуда-
рения:
tgy = a^K,
ик = u/sin у,

(70)
(71)
(72)
где у, ах и 7? — текущие значения соответственно угла
соударения, координаты зоны соударения, внешнего
радиуса метаемой заготовки; ок и v — скорость движе-
ния фронта контакта и скорость соударения метаемой
заготовки с неподвижной; 7?к=7?иН—д0 — расстояние от
центра метаемой заготовки до свариваемой поверхно-
сти неподвижного образца.
Динамические параметры, соответствующие началу и
концу образования сварного соединения, определяли
при подстановке в вышеприведенные соотношения
вместо ах, замеренных в зоне соединения параметров
ан и ак. Скорость v определялась по методике, изложен-
ной в гл. II.
Ниже приведены значения параметров, соответствую-
щие началу (числитель) и окончанию (знаменатель) об-
разования сварного соединения.
79
Материал '^1
плоского об- /
разца . . Д16АМ АМцМ АМг8 В95ЛТ ОТ4-1 Ml Л62 W
6’40' 7° 645' 6=40' 9~30' 13°15'
V ТМО7 "ЙО7.- V50' I0c45' 15° 17°40' 177®
. 300 315 380 380 390 450 460 IB
v, м/с ———- --- ---- ------------ -—-— —
300 320 390 400 410 480 520j®
, 2540 2580 3400 3240 2370 1970 ^3140®
VK’ М,С ‘ ’ 1760 1910 2280 2120 1600 1590 ЪлИ
3. Свойства сварных соединений ®
Известные в настоящее время методы испытания биме.-^И
таллов на отрыв и на срез не применимы для испытаниями
соединений, полученных магнитно-импульсной свар-^И
кой. Короткие и прерывистые в осевом направлений^^
участки соединения, а также неравномерность располсн^И
жения зоны соединения по периметру .затрудняют выбор?®
участка испытания. При участии автора был разработанЯ
способ механических испытаний на срез нахлесточных^И
соединений труб, полученных магнитно-импульсной)™
сваркой.
Из трубчатого сварного соединения вырезают обра-^И
зец шириной а и длиной Ь. В средней части образца дс-’^В
лают надрезы с двух его старой параллельно образую-!®
щей цилиндрической поверхности на глубину, равную®
толщине свариваемого материала с каждой стороны.'®
Таким образом, между .надрезами остается участок®
сварного соединения шириной h. '^В
Подготовленный образец закрепляют в приспособле- ®
нии для нагружения испытываемого участка сварного.®
соединения образца только касательными усилиями в
тангенциальном направлении, возникновение в образце гр
изгибающих моментов предотвращается. /б
По результатам механических испытаний можно вы- -
числитель среднее напряжение среза тср = Рср/(а /г) и
действительное напряжение среза Тд — Рср/^Оо h), где
ас — суммарная ширина зон соединений ио всей длине
нахлеста а.
Приспособление для механических испытаний на
срез (рис. 30) состоит из верхней скобы 8 и нижней
скобы 14, соединенных шарнирно осью И. На боковых
поверхностях каждой скобы с помощью штифтов 18 и
80
Рас. 30. Приспособление для
механических испытаний на
срез
винтов 16 крепятся пластины 7 и 13. Во внутренние по-
лости, образованные верхней и нижней скобой с соот-
ветствующими пластинами, помещаются вкладыши 3,
10, 17 и 12, между которыми устанавливается и зажи-
мается винтами 1 и 2 испытываемый образец 9. Приле-
гающая к образцу поверхность вкладышей, 3, 10, 17 и 12
выполнена цилиндрической с осью вращения, совпадаю-
щей с осью 11. Такая конструкция позволяет нагружать
испытываемый участок образца касательными усилия-
ми в тангенциальном направлении. Для удержания вкла-
дышей в требуемом положении при зажиме образца, а
также для передачи через них на образец усилий при
испытании служат выступы на боковых поверхностях
вкладышей, опирающиеся на соответствующие выступы
пластин 7 и 13.
Нагружение испытываемого образца осуществляется
приложением усилий к плечам 6 и 15. От тяги 6 усилие
передается на верхнюю скобу через ось 5, планки 4 и
81
ижд -
штифты 19. Такая передача усилий не допускает розлйк-
повения изгибающих моментов между тягой 6 и скобой
8 при испытании. Положение оси штифтов 19 на одном
уровне с осью 11 создает наименьшее изменение пле-J
ча а' от момента приложения нагрузки до момента раз-1
рушения образца и практически не влияет на точностьj
измерения усилий, j
Разработанное устройство является универсальным,^
так как, заменяя вкладыши <?, 10, /7 и 12, можно йены-7-
тывать образцы с различными радиусами кривизны. •
Усилие среза Рср, прикладываемое к испытываемо-*
му участку образца шириной h, определяется из равен-
ства моментов: Рср=Рча'/Ь' (Рт — усилие, приложенное*
к тягам приспособления; а' — расстояние от оси враще-j
ния тяги до оси вращения скоб; Ь' — радиус поверхно-*
сти сварного соединения). ’
По данной методике испытывались на срез соединс-’)
пня АД1+АМг-ЗМ и АМг-ЗМ+АМг-ЗМ. .
При испытаниях сварных соединений АД1+АМг-ЗМ)
толщина материала АД1 была равна 1,35 м'м. Разру-
шение происходило по основному материалу, вследст-;
вне чего для данного сочетания не удалось установить^
напряжение среза:
h, мм . . . 2,0 1,5 1,3 1,0 0,7 0,4',
Pop, кге . . 168 139 140 81,5 35,7 18,4:
Пр, мм 9,0 10,4 9,0 6,3 5,6 7,7"
. Сварные соединения АМг-ЗМф-АМг-ЗМ при испита-;
ниях в большинстве случаев разрушались по сварной '
зоне;
/1, мм , . . . 2,6 1,3 1,0 1,3
Рср, кге . . , 339 160 120 241
(io, мм 6,0 6,0 6,0 8,4
Тер, КТС/ММ2 . . 6,5 6,15 6,0 —
Тд, KrCjMM2 . . 21,7 20,6 20,0 —
Разрушение по основному материалу сварных соеди-
нений АД1 +АМг-ЗМ при (7i=,0,4 мм, Рср=18,4 кге) и
АМг-ЗМ+АМг-ЗМ. (при /г=.1,3 мм, Рср=241 кге) свиде-
тельствует об их высокой прочности даже при небольшой
ширине зоны соединения.
Результаты испытаний на срез дают основание счи-
тать, что при магнитно-импульсной сварке для обеспе-
чения конструктивной прочности соединения достаточно,
чтобы ширина зоны соединения в 2—3 раза превышала
толщину менее прочного из свариваемых материалов.
82
Зона соединения большей ширины не увеличивает его
прочности и требует увеличения длины метаемого эле-
мента и энергии разряда.
Комплексу испытаний были подвергнуты биметалли-
ческие сталеалюминиевые переходники АМг-ЗМ +
+ 12Х18Н10Т, полученные магиитноймпульоной сваркой
в полуавтоматическом приспособлении. Толщина мате-
риала каждой из соединяемых трубчатых деталей со-
ставляла 1,5 мм, диаметр внутреннего сечения соедине-
ния равнялся 55 мм. Данные соединения сваривали через
подслой технически чистого алюминия АД1. Во всех пе-
реходниках было получено непрерывное сварное соеди-
нение по длине наклеста 10 мм.
В результате испытаний полученных соединений бы-
ло установлено, что прочность на срез <в среднем со-
ставляет 5,0 кгс/мм2. Контроль гелиевым течеискателем
ПТИ-6 показал, что соединения имеют вакуумную плот-
ность при разряжении МО-4 мм рт.ст. Соединения 'вы-
держивают без разрушения гидравлическое давление до
180—190 ктс/см2.
Испытания показали, что сталеалюминиевые биме-
таллические соединения, полученные магнитно-импульс-
ной сваркой, удовлетворяют всем предъявляемым к ним
требованиям.
4. Представление о процессе
образования соединений
Сопоставление геометрических характеристик сварных
соединений с диаграммами движения метаемого элемен-
та позволяет представить процесс образования соедине-
ния при магнитно-импульсной сварке в следующей после-
довательности (рис. 31,/—IV).
I. В начальный момент свариваемые поверхности об-
разцов расположены друг к другу под некоторым углом
и с зазором б0 между ними.
//. Под действием давления магнитного поля метае-
мый элемент движется из начального положения до встре-
чи с неподвижной поверхностью в точке А со скоро-
стью соударения v.
В зоне первого контакта возникают высокие давле-
ния, однако oI(>q вследствие малых значений угла
соударения (уСукр), в результате чего отсутствуют усло-
вия для волнообразования и самоочистки соударяемых
83
его длине, образующаяся зонд.' соединения имеет эл-
липсную форму с участком непровара в центре. В слу-
чае, если условия, необходимые для образования еварно- j
го соединения, не распространяются по всему фронту!
контакта, образуются две зоны соединения, расположен-!
ные по обе стороны от зоны первого контакта. .'Я
Конфигурация зоны соединения соответствует форме!
витков в спиральном индукторе. При сварке с помощью!
концентратора указанного соответствия не наблюда.-]
стоя, 1
Таким образом, топография зоны сварного соедини-Я
ния при магнитно-импульсной сварке определяется на-;а
чальной ориентировкой свариваемых поверхностей, рас-1
пределением давления магнитного поля по поверхности!
метаемого элемента, формой фронта контакта и харак- 1
тарой его движения. Наличие двух фронтов контакта |
при сварке труб по угловой схеме, как правило, ведет к 1
образованию одной зоны соединения, а при сварке по |
схеме с углом ао=0° — к образованию двух зон соедине- |
ния, разделенных участком непровара. При сварке тру- 1
бы с плоской заготовкой имеет место один замкнутый d
фронт контакта, расширяющийся в процессе движения, J
Очистка контактных поверхностей в основном осуще-
ствляется поверхностной струей —выступающим потоком ,ч
металла, направленным из точки контакта и состоящим
из поверхностных слоев соударяемых металлов. J
. Из расчетов, выполненных на основе теории сходя- *
щихся струй, следует, что при 10° масса металла,
уносимая струей, не превышает одного процента от мас-
сы метаемой заготовки. Вследствие этого не наблюдает-
ся возникновения сплошной кумулятивной пелены между :
соударяющимися поверхностями. В. В. Ермолаевым
установлено, что при магнитно-импульсной сварке обра-
зуется облако мелкодисперсных частиц соединяемых ма-
териалов, вылетающих из зоны соударения. Отсутствие
сплошной кумулятивной пелены является причиной ча-
стичного самоочищения соединяемых поверхностей. По-
этому для повышения качества сварного соединения ре-
комендуется обезжиривать свариваемые поверхности, а
в некоторых случаях удалять сплошные слои окислов
одним из известных способов.
При больших углах соударения у возможно образо-
вание более мощных непрерывных потоков в виде по-
верхностных струй, Па рис. 32 представлена фотография"
86
Put.. 32. Сварное соединение с образованной поверхностной струей (ХЮ)
макрошлифа соединения, полученного магнитно-импуль-
сной сваркой.
На образце удалось зафиксировать часть поверхност-
ной струи метаемого материала, имеющей толщину
0,1—0,2 и длину 4—5 imim. Материалом метаемого элемен-
та был оплав АД1, неподвижного — сплав АМг-ЗМ.
Структурным анализом не выявлено наличие в материа-
ле поверхностной струи .магния, входящего в состав спла-
ва АМг-ЗМ. Причиной этого, по-видимому, являются раз-
ные условия начала образования поверхностной струи у
сплавов АД1 и АМг-ЗМ,
При сварке разнородных материалов условия для са-
моочистки свариваемых поверхностей могут не быть оп-
тимальными одновременно для двух материалов. Вслед-
ствие этого материал с более прочными окисными плен-
ками следует перед сваркой подвергать предварительной
механической очистке или травлению. При сварке мате-
риалов с резко .различающимися механическими свойст-
вами для выравнивания механических свойств целесо-
образен предварительный нагрев более прочного мате-
риала, Это снижает скорости соударения, соответствую-
щие началу образования кумулятивной пелены, и
приводит к снижению необходимой энергии разряда.
Следует ожидать, что схемы магнитно-импульсной
сварки трубчатых деталей «на раздачу» (см.
рис. 35, /, III) более благоприятны с точки зрения очист-
87
ки свариваемых поверхностей по/сравпению со схемами
«на обжим» (ом. рис. 35, II, 7^)./'гак как в первом случае
площадь свариваемой поверхности метаемой заготовки
в процессе деформирования увеличивается, а во вто-
ром — уменьшается.
Ранее отмечалось, что в сварном соединении за зо-}
ной первого контакта следуют так называемые зоны,’
предшествующие соединению. Характерным признаком}
.их является более шероховатая поверхность по сравнен
нию с зоной первого контакта.
На рис. 33 показана структура участка соединений:
АД1+АМг-ЗМ при частичном удалении сплава АД1. <
Направленным освещением удалось выявить причину^
шероховатости этого-участка —образование волн металл’
ла. В зоне, предшествующей образованию сварного сое-
динения, хорошо виден рельеф контактной поверхности.,;
В начале этой зоны на поверхности раздела видны от-;
дельные бугры —следствие неустойчивости процесса об-1
разования волн при малых углах соударения. Далее
появляются мелкие волны длиной -—0,05 мм, увеличи-i
вающиеся по мере приближения к зоне соединения до :
—'0,13 мм. Зона, предшествующая соединению, перехо-
Рис 33.• Контактная поверхность снарпого соединения (Х7)
88
дит в зону соединения, на которой не удалось удалить
сплав АД1.
В зоне, предшествующей соединению, лежащей спра-
ва от зоны первого контакта, микро исследования показа-
ли наличие волн. Светлый участок, в который переходит
зона, предшествующая соединению, соответствует второй
зоне соединения шириной ~0,6 мм.
Высокоскоростное соударение при магнитно-импульс-
ной сварке сопровождается очень высокими давлениями,
распространяющимися в свариваемых металлах в виде
ударных волн, и высокими темпер ату рами. По данным
работы [22], под влиянием сил, действующих внутри
фронта ударной волны, происходит интенсивное переме-
шивание металла с температурой более высокой, чем в
основном материале.
Исследования структуры зоны соединения проводи-
лись с помощью оптического микроскопа МИМ-7. Образ-
цы вырезали из сварной зоны вдоль по образующим,
шлифовали и полировали обычным способом. Травление
разнородных металлов в паре производили таким обра-
зам, чтобы выявить структуру основных металлов
зоны, j
Исследования показали, что контактная поверхность
сварного соединения может быть без волн или иметь
;волнообразную форму. Длина волн в 'соединениях рас-
смотренных сочетаний металлов (рис. 34) составляет
0,1—0,2 мм. В зависимости от условий сварки и свойств
свариваемых материалов волны на контактной поверхно-
сти могут иметь различные конфигурации: синусоидаль-
ную с малой высотой волны (рис. 34,«), синусоидальную
с большой высотой волны (рис. 34,6) и вихрео1б'разную
(рис. 34, в).
Зона соединения независимо от наличия или отсутст-
вия волн может не содержать новые фазы и переходные
слои (рис. 34, а,б,д) или 'Содержать отдельные включе-
ния и сплошные прослойки новой фазы '(рис. 34,в,
г, с, ж).
Фазовый состав в зоне сварного соединения исследо-
вался с помощью рентгеновского микроанализ атор а
МАР-1.
Микрорентгеновский анализ показывает, что при от-
сутствии новых фаз между соединяемыми металлами
заметной диффузии одного металла в другой не наблю-
дается.
89
Новые фазы наблюдаются в соединениях разноимен-
ных и одноименных металлов. В зоне соединения алюми-
ния с алюминием часто наблюдается светлая фаза, твер-!
дость которой выше твердости основного металла
[58, 59].
90
Фазы высокой твердости выявлены также в соедине-
ниях разнородных материалов АД1+М.1, АД1+СтЗ,
ЛД14-12Х18Н10Т. Характерно, что химический состав
этих фаз близок к постоянному по всему сечению про-
слойки, что согласуется с аналогичными исследования-
ми по сварке взрывом [60]. Это свидетельствует о без-
диффузионной природе формирования указанных фаз.
Однако в узкой зоне толщиной 10—20 мкм при переходе
от основного металла к прослойке наблюдается постепен-
ное изменение концентрации, что, по-видимому, являет-
ся следствием диффузии.
При сварке алюминия с медью иногда наблюдается
очень твердая (//ц, = 4764-602 кгс/мм2) «белая фаза»,
расположенная прерывисто в углублениях волн. Сварка
алюминия с нержавеющей сталью 12Х18Н10Т при опре-
деленных условиях также сопровождается образованием
в зоне соединения твердой фазы (см. рис. 34,г).
Аналогичная картина наблюдается в отдельных зонах
соединения АД1-рСтЗ (рис. 34,е). Микротвердость «бе-
лой фазы» в этом 'случае составляет 410—460 кгс/мм2.
Можно предположить, что :в образовании твердой фа-
зы при сварке разнородных материалов важную роль
играет локальный нагрев контактной зоны до темпера-
тур образования между ними эвтектики. Так, в соответ-
ствии с диаграммой состояния Си—А! [61] при 565°С воз-
можно образование жидкой фазы эвтектического соста-
ва, отличающейся после кристаллизации низкой прочно-
стью и высокой хрупкостью. Равномерный характер
распределения всех элементов в переходном слое свиде-
тельствует об отсутствии их механического перемеши-
вания.
Микротвердость в зоне соединения алюминиевых
сплавов можно снизить нагревом до 200°С и выдержкой
в течение двух часов [59].
В состав «белых фаз» соединений разнородных
металлов могут входить термически устойчивые интерме-
таллиды, твердость которых не изменяется при термиче-
ской обработке. Размеры таких включений при длитель-
ном нагреве могут расти, а в соединениях без интерме-
таллидов после сварки при термической обработке воз-
можно их появление. В частности, отжиг биметалла
АД1 + 12Х18НЮТ при 525°С в течение трех часов приво-
дит к появлению в зоне соединения сплошного слоя ин-
терметаллидов шириной 14—15 мкм с /7ц=865-ь
4-1300 кгс/мм2.
91
Наличие зон с повышенной твердостью в сварных
соединениях является нежелательным, так как снижает
их прочностные характеристики. Сплошной малопрочлый
хрупкий слой по всей свариваемой поверхности может
быть разрушен волнами разгрузки еще в процессе свар-
ки, (рис, 34,з).
Для объяснения возникновения в соединении зон по-
вышенной твердости разработано несколько гипотез.
Предполагается [62], что это — включения литого
металла, появляющиеся в результате застревания в сое-
динении части металла кумулятивной струи; встречаю-
щей препятствие при ударе о поверхность твердого ме--
талла в момент изменения направления струи. Расчеты]
показали, что кинетическая энергия частиц металла,'-
движущихся со скоростью кумулятивной струи, доста-
точна для расплавления не только этих частиц, но и не-
которых объемов металла в месте удара в него струи.-
Эта гипотеза удовлетворительно объясняет повышенное'
содержание в таком !включении более мягкого матерка-,
ла, так как кумулятивная струя состоит преимуществен-
но из более легкоплавкого металла.
В другой работе [32] предполагается, что локальное
оплавление вызывается неравномерностью пластической
деформации при больших ее значениях, так как более
90% затрачиваемой на нее энергии переходит в тепло, а
экспоненциальный характер распределения остаточных
деформаций по толщине сварных соединений при высо-
кой интенсивности процесса деформирования обусловли-
вает аналогичное распределение выделяющегося тепла
и адиабатический нагрев металла с оплавлением наибо-
лее деформированных участков в приповерхностных
слоях соударяющихся пластин. Это подтверждается
строгой периодичностью образования оплавленных уча-
стков по профилю волн границы раздела металлов, т. е.
оплавление последних происходит .после накопления ими
в процессе деформации определенных порций энергии
[63]. Кроме того, экспериментально установлена почти
линейная зависимость суммарной относительной протя-
женности оплавленных участков на границе раздела ме-
таллов от величины .кинетической энергии соударения
свариваемых пластин.
Условия получения соединений без оплавленных уча-
стков следует формулировать с учетом решающей роли
пластической дейтормации в оплавлении металла [63].
92
Для осуществления пластической деформации метал-
ла в зоне 'Соударения пластин необходимо приложить оп-
ределенное давление р, величина которого зависит от ско-
рости и физико-химических свойств .металла. Степень
шластичеокой деформации и количество тепла, выделяю-
щегося при ее прохождении, определяются величиной
энергии W7-, которая при o = const растет с увеличением
удельных масс соударяющихся пластин [64]. Поэтому
увеличение этих масс может приводить к условиям, при
которых минимальная величина скорости v, необходимая
для создания давления р, вызывающего пластическую де-
формацию, повлечет соударение свариваемых частей с
кинетической энергией IFK, вызывающей оплавление в
зоне сварки.
Количественная оценка энергии, необходимой для об-
разования сварного соединения, является одной из наи-
более важных характеристик процесса. Величина этой
энергии зависит от схемы сварки.
Наиболее распространенными являются схемы магнит-
но-импульсной сварки труб между собой и с другими
деталями. При этом свариваемый участок неподвижной
детали устанавливается на жесткой оправке или охваты-
вается обоймой, которая предотвращает деформацию
неподвижной детали при сварке.
Если считать, что перед .сваркой обе детали находят-
ся в тепловом равновесии с окружающей средой, пре-
небречь нагревом метаемой детали наведенными тока-
ми, диссипативными потерями па колебания соударяю-
щихся тел, то энергетический баланс системы можно
представить следующим образом:
Гк = Гд+й?у, (73)
где W7K — кинетическая энергия метаемой детали при ее
соударении с неподвижной; — энергия, затраченная
на пластическую деформацию металла деталей при их
сварке; —энергия, уносимая из системы частицами
металла под действием кумулятивного эффекта.
При известных значениях массы метаемого элемента
т0 и скорости соударения его с поверхностью неподвиж-
ной детали величину WK для трубчатой заготовки с до-
статочной степенью точности можно определять по
формуле
Гк = 0,5 т0 о2. (74)
93
Пусть цилиндрическая поверхность, по которой проке-
ходит соударение, имеет диаметр 2Re, толщина метаемо-;)
го элемента So, плотность материала метаемого элеменйЦ
та р0. Тогда кинетическая энергия, необходимая длД
соединения единицы площади поверхности, или удельнаЯ
энергия определится из выражения Я
= я Sopo fV-Рсв. (7Я
где Fea — площадь зоны неразъемного соединения, Я
Удельная энергия сварки ;(
“7ев = = Wcs, (7Ш
где q — к. п. д. процесса; П7— энергия разряда.
Рассчитанные энергетические параметры магнитщЯ
импульсной сварки приведены в табл, 4. Я
Таблица 4 Щ
ПАРАМЕТРЫ МАГНИТНО-ИМПУЛЬСНОЙ СВАРКИ МЕТАЕМЫХ
ТРУБЧАТЫХ ДЕТАЛЕЙ ИЗ СПЛАВА АД! С ТРУБАМИ ИЗ СПЛАВОВ Я
АМГ-ЗМ И АД1* Я
мм йл град d, мм У , Ср м/с си ммг К кДж W , СВ Дж/мм® № , и Д;к/ммг АГ. кДж %Я
1,35 3 -2,5 280 613 0,508 14,05 0,829 8,6 5.9 Я
1,35 3 -2,5 290 762 0,551 13,14 0,723 10,0 5,5 Я
1,35 3 -2,5 310 1012 0,630 11,63 0,622 11,8 5,351
0,87 7 0 360 1137 0,544 5,37 0,478 6,1 8,9 Я
1,35 7 0 360 945 0,844 9,11 0,893 8,6 9,8 Я
1,35 7 0 380 1167 0,941 8,57 0,806 10,0 9,4 1
1,65 7 0 360 970 1,034 10,34 1,065 10,0 10,3 1
1,35 7 0 300 1503 1,590 4,04 0,392 6,1 9,7 Я
1,35 11 -1 400 803 1,044 12,50 1,30 10,0 10,4 J
1,35 11 —1 450 1713 1,320 6,87 0,770 11,8 11 /2 -а
1,35 И — 1 500 1850 1,635 7,55 0,883 14,0 11,7 ?
При м еча н ие. So — толщина неподвижно» заготовки,
Для упрощения расчетов при определении 1FU ско-
рость о в выражении (75) принималась постоянной по
длине метаемого элемента и равной vOp> достигаемой
средним сечением метаемого элемента к моменту его
соударения с поверхностью неподвижной заготовки. При
таком допущении полученные значения 1Ги и не-
сколько больше величин, рассчитанных с учетом изме-
нения скорости соударения v по длине метаемого эле-
мента.
Данные табл. 4 показывают, что достаточно ста-
бильная величина, характеризующая образование свар-
91
пото соединения. Вместе с тем наблюдается тенденциях
увеличению Wu с увеличением толщины метаемого эле-
мента. Эго связано с возрастанием кинетической энер-
гии метаемого элемента п.ри увеличении его массы и
и— const. Значительная часть этой энергии затрачивается
на пластическую деформацию металла контактной зоны.
При t>=:oonst в зоне контакта выделяется тем больше
тепла, чем больше масса метаемого элемента.
Интересно сопоставление энергетических параметров
магнитно-импульсной сварки с другими процессами.
Согласно работе [65] для соединения встык стальных
стержней диаметром 20 мм при дуговой сварке FCb~
sk'1800 Дж/mim2, при стыковой сварке оплавлением W(!B =
= 400 Дж/мм2, при сварке трением WCB= 130 Дж/мм3.
Для стыкового соединения пластин из алюминиевого
сплава толщиной 3—5 мм при аргонодуговой сварке
IF(.B=300 Дж/м>м2, три контактной сварке 1УСЕ=
= 200 Дж/мм2, при холодной сварке 11^ = 30 Дж/мм3.
При сварке взрывом труб внутренним диаметром
40 мм из нержавеющей стали 12Х18Н10Т с трубами диа-
метром 30 мм и с толщиной стенки 1 мм из меди МЗС
удельная энергия ^ = 1,8 Дж/мм2.
Из сопоставления удельных энергий и Wu видно,
что магнитно-импульсная сварка менее энергоемкий про-
цесс по сравнению с ар гоно-дуговым, контактным и хо-
лодным способами сварки.
Г л а в а V
ТЕХНОЛОГИЯ И ОБОРУДОВАНИЕ
МАГНИТНО-ИМПУЛЬСНОЙ СВАРКИ
1. Схемы магнитно-импульсной сварки
и классификация сварных соединений
Схемы магнитно-импульсной сварки 'можно классифици-
ровать по величине начального угла а0 между сваривае-
мыми поверхностями и расположению индуктора отно-
сительно 'метаемой детали.
Данная 'классификация позволяет выделить шесть
принципиально отличных схем магнитно-импульсной
сварки (рис. 35),
95
Рис. 35. Возможные схемы осуществления магнитно импульс-
ной сварки:
/ — метаемая деталь; 2 — неподвижная деталь; 3 — индуктор
Схемы Л II, III л IV осуществляются при 'а0>0. При
этом угол «о может быть создан кай за счет метаемой
детали (схемы I и II), так и за счет неподвижной дета-
ли (схемы III и IV).
Схемы V, VI осуществляются при кхо=О.
Перед сваркой соединяемые поверхности деталей
обезжиривают, зачищают проволочной щеткой и уста-
навливают в приспособление согласно одной пз схем
(рис. 35).

При сварке по схеме I конец метаемой трубы в фор-
ме сужающегося усеченного конуса входит в цилиндри-
ческое отверстие детали (трубы) 2. Снаружи ла деталь
2 надевается разъемное кольцо, предотвращающее се
деформацию в эоне сварки. Если деталь 2 выдерживает
импульсное давление сварки без остаточной деформации,
необходимости в разъемном кольце нет. Внутрь свари-
ваемого конца трубы 1 устанавливают индуктор 3.
При сварке по схеме II конец метаемой трубы 1 в
форме расширяющегося усеченного конуса устанавлива-
ется на поверхности трубы или детали 2 с цилиндриче-
ской наружной поверхностью на конце. Если тонкостен-
ная труба 2 те может выдержать импульсное давление
сварки без остаточной деформации, ее свариваемый уча-
сток заполняют каким-либо твердым материалом. На
свариваемый конец трубы I устанавливают индуктор 3.
При сварке по схеме III груба 1 цилиндрическим
концом вставляется в отверстие детали (трубы) 2, вы-
полненное в виде усеченного конуса. При необходимости
снаружи на деталь 2, как ,и при сварке но схеме I, наде-
вается разъемное кольцо.
При сварке по схеме IV труба 1 цилиндрическим
концом устанавливается па детали (трубе) 2, имеющей
в зоне сварки участок в виде усеченного конуса. Если
деталь 2—'Тонкостенная труба — не выдерживает
импульсного давления сварки без остаточной деформа-
ции, ее свариваемый участок заполняют каким-либо
твёрдым материалом. На свариваемый конец трубы 1
устанавливают индуктор 3.
При сварке по схеме V труба I цилиндрическим кон-
цом вставляется в отверстие детали 2, имеющее в зоне
сварки цилиндрический участок. Снаружи на деталь 2,
как и при сварке по схеме I, при необходимости наде-
вают разъемное кольцо. Внутри свариваемого конца
трубы I устанавливают индуктор 3.
При сварке по схеме VI труба 1 цилиндрическим
концом устанавливается на детали 2, имеющей в зоне
соединения участок с цилиндрической наружной по-
верхностью. Деталью 2 может быть труба или любая
другая деталь, имеющая цилиндрическую наружную
свариваемую поверхность. Если деталью 2 является
тонкостенная труба, которая не выдерживает импульс-
ное давление сварки без остаточной деформации, ее
'варнваемый участок заполняется каким-либо твердым
Г'К. t3 97
материалом. Снаружи свариваемого конца трубы 1 уста-
навливают индуктор 3.
Для установления рациональной области применения
каждой из рассмотренных схем магнитно-импульсной
сварки удобно классифицировать соединения по кот
структивному признаку (рис. 36). Приведенная классли
фйкация охватывает четыре типовые группы соединений
А, Б, В, Г, которые могут быть получены по схемам Z—*
VI магнитно-импульсной сварки. ’
Возможно также получение соединений деталей t
плоской поверхностью соединения прямолинейной ил!
кольцевой формы, В этих случаях, как в ранее pacj
смотренных, соединяемые поверхности могут быть пред-
варительно ориентированы друг относительно друга по|
утлом «о^О, а индуктор установлен на одной из деталей
Из приведенной классификации видно, что соедпне
имя одного и того же типа можно получать по различ-
ным схемам. Можно, например, сваривать трубы: тонко.'
Рис. 36. Кую сейф и копия соединении, получаем их магнитно и м пу .ii i.c nod
сваркой
98
стенные по веем шести схемам, с деталями типа тяг —
но схемам //, IV и VI, с фланцами — по схемам
I, III и V,
При выборе наиболее рациональной схемы сварки
следует учитывать форму поверхности соед,и,иен1ия после
сварки, характеристики сварного соединения, физике-ме-
ханические свойства свариваемых материалов, техноло-
гичность схемы сварки.
Цилиндрическая (по схемам I, II, V, VI) и в виде
усеченного конуса (по схемам III и IV) форма поверх-
ности соединения после сварки определяется его кон-
струкцией.
В большинстве случаев предпочтительно 'применение
схем сварки, обеспечивающих получение цилиндрической
поверхности соединения. Выбор схем III и IV рациона-
лен при сварке труб типов 9, 10, 13 и 14 разных диа-
метров, труб типов 11 и 12 с фланцами и трубными
досками, а также труб типов 15 и 16 с тягами и
заглушками.
Из сравнительного анализа схем магнитно-импульс-
ной сварки следует:
1) для получения в сварном соединении наибольшей
ширины зоны сварки необходимо применять схемы I,
II с начальным расположением свариваемых поверхно-
стей под углом ;ао>О;
2) для получения в сварном соединении двух кольце-
вых зон сварки необходимо применять схемы V, VI с
начальным расположением свариваемых поверхностей
под утлом ао=0.
При выборе схемы магнитно-импульсной сварки,
исходя из физико-механических’' свойств свариваемых
материалов, следует стремиться, чтобы материал ме-
таемого элемента имел высокую электропроводность,
низкий предел текучести и малую плотность. В случае,
когда эти свойства не присущи ни одному из сваривае-
мых материалов, их можно сваривать по схемам V, VI,
используя соединительное кольцо из материала с высо-
кой электропроводностью и достаточным для разгона
пределом текучести. При сварке разнотолщинных дета-
лей в качестве метаемой следует выбирать более тонко-
стенную.
Наиболее технологичными являются схемы сварки, в
которых начальный угол ао = О, так как в этих схемах
Зак. П
99
отсутствует дополнительная операция, связанная с созда-
нием угла о.оД>0.
Особо следует отметить типы сварных соединений, j
получение которых затруднительно или невозможно по ]
схемам с цс>-0. К ниш можно, например, отнести: Я
1) соединение тонкостенной прямо- или криво л иней-.1
ной трубы неограниченной длины с деталями типа флан-1
цев на двух концах {рис, 36, тип 3). Л
2) соединение тонкостенных прямо- или криволиней®
ных труб неограниченной длины (рис. 36, S). I
Выполнение таких соединений елсдует производить®
по схемам V и VI. ®
2. Инструмент и оснастка ®
Индуктор — основной инструмент при магнитно ним пульс-,®
ной сварке — обычно состоит из токопроводящей сп-ира-Я
ли, токоподводов, изоляции и элементов механического®
усиления. ®
Индукторы, используемые в установках магнитно-®
импульсной сварки, в .зависимости от назначения можно®
разделить на три .вида: для обжима, раздачи трубных и®
деформации плоских заготовок, ®
Главный элемент индуктора — токопроводящая®
одно- или многавитковая сатир а,ль —служит для образе-®
вания импульсного магнитного поля с заданными пара-Д
метрами. Форма рабочей поверхности опирали с экви-®
дистантным зазором повторяет форму исходной заго-'ж
товки. >
Одновипковыс индукторы значительно прочнее и про- -
ще в изготовлении, чем многовитковые. Другой осо-
бенностью одновитковых индукторов является возмож-
ность получения более высокой частоты тока разряда.
Из формул (45) и (52) видно, что cn=f(;V), а согласно
(29), величина скин-слоя А зависит'как от .круговой
частоты ш, так и от удельной электрической проводимо-
сти материала о0. Поэтому при повышенной частоте
разряда та же величина скин-слоя может быть достигну-
та в материалах с меньшей электропроводностью. Сни-
жению требований к электропроводности материала
ОДНОВИТКО.ВЫХ индукторов способствует также уменьше-
ние пути прохождения тока в индукторе. Таким обра-
зом, однсвитковые индукторы могут быть изготовлены
из материалов с повышенным удельным злектр|И'ческ1И'М
100
сопротивлением й высокой механической прочностью, в
частности из стали и вольфрама.
Недостатком одновитковых индукторов является за-
висимость создаваемого ими давления от запасенной
энергии и индуктивности установки. Вследствие малой
индуктивности одновитковых индукторов необходимо
использовать более сложную 'высокочастотную магнит-
но-импульсную установку с малой собственной индук-
тивностью. Применение импульсных кабельных транс-
форматоров [44] может устранить указанный недоста-
ток одновитковых индукторов. Использование .многовит-
ковых индукторов позволяет получать различные
давления при одной и той же величине запасенной
энергии и собственной индуктивности установки в ре-
зультате изменения числа витков индуктора.
Другим недостатком одновитковых индукторов, ко-
торый присущ также 'концентраторам магнитного поля,
является наличие радиального паза, разделенного изо-
ляцией. Радиальный паз искажает поле в его окрестно-
сти, что влияет на качество сварного соединения. Поэто-
му ширина паза должна быть минимальной.
Для устранения 'неравномерности магнитного поля в
концентратор вставляют медные кольца или пластины,
изолированные друг от друга.1 В каждом из указанных
элементов наборного концентратора имеется радиаль-
ный паз; пазы смещены один относительно другого.
Инициируемый во втором кольце ток позволяет обеспе-
чить равномерное распределение давления по поверх-
ности заготовки.
Вследствие указанных недостатков одновитконые
индукторы применяют ограниченно.'Однако с созданием
высокочастотных магнитно-импульсных установок
область применения их должна увеличиться.
Различают индукторы разового и многократного
действия (постоянные).
Индукторы разового действия—спирали из медной
шины прямоугольного сечения предварительно покрытой
изоляцией. Механические усиления этих индукторов от
электродинамических сил обычно отсутствуют.
Постоянные индукторы в результате применения спе-
циальных механических усилений и более прочной изо-
ляции могут без разрушения 'выдерживать несколько
1 Пат. (США), № 3318397, 1967.
101
тысяч разрядов. Индукторы постоянного действия долж-Д>
ны обеспечивать высокий коэффициент преобразования®
электрической энергии в кинетическую энергию метаед
мото элемента и обладать экономически' целесообразном
стойкостью. Д
Первое требование обеспечивается подбором оптиД
мальпых параметров спирали применительно к задапД
ным условиям сварки и характеристикам магнитное
импульсной установки. Д
Удовлетворение второму требованию является наибод
лее трудной задачей, так как индукторы во ®ремя рабоД
ты находятся в сложных условиях интенсивного мехапиЯ
ческого и теплового нагружения н высокого напряженней
Созданию эффективной конструкции тлдуктора дл’Я
обжима труб способствует его наружное р асполоД
жение относительно заготовки. Я
Вследствие эффекта близости и аки и-эффекта ра^И
рядный ток сосредоточивается во внутренних слояЯ
витков индуктора. Поэтому увеличение сечения виткоЯ
в радиальном направлении приводит к незначительном^
снижению напряженности магнитного ноля в зоне ДеЯ
формации, что позволяет изготовлять спираль индуктсЯ
ра для обжима труб достаточно'массивной и прочногЯ
Толщина паза между токоподводами с целью сниженшЯ
паразитной 'индуктивности на участке от токоподводод
до рабочего отверстия выдерживается минимально допуд
стимой из условий механической п электрической прочД
КОСТИ И 30 Л'Я ди и. Д
В ряде случаев, например, при больших емкостях над
копателя и невысоких напряжениях 'применяют мтюговит.^
ковые индукторы. Они состоят из токоведущей спирали
и элементов усиления. Спирали многовитковых индук-
торов могут быть навиты из шины или выточены из
цельной .заготовки.
Количество витков многовитновых индукторов огра-
ничивается длиной метаемого элемента (которая при
выполнении конструктивных соединений не превышает
15—25 мм) и минимально допустимой шириной витка
по величине плотности разрядного тока. Если по усло-
виям согласования необходимо большее число витков
индуктора, возможно применение концентраторов маг-
нитного поля.
Длина центрального отверстия концентратора, как
правило, меньше его наружной поверхности. Вследствие
102
этого поперечное сечение слоя, по которому наведенный
>в концентраторе ток обтекает внутреннее отверстие, зня«
чптельно меньше наружного. Это приводит к увеличе-
нию 'плотности тока и напряженности магнитного поля
во внутренней части концентратора и достижению эф-
фекта концентрации .магнитного поля на деформируемом
участке заготовки. Благодаря этому эффекту удается
значительно снизить нагрузки на спираль и повысить
стойкость индуктора для обжима трубчатых заготовок.
Из-за наличия в конструкции индуктора электроизо-
ляции и механического усиления с низкой теплопровод-
ностью увеличивается время, необходимое для охлажде-
ния индуктора между разрядными импульсами, .и снижа-
ется производительность процесса.
Необходимый тепловой режим работы может быть
обеспечен охлаждением спирали индуктора .водой или
другой охлаждающей средой, пропускаемой через спе-
циальные каналы в индукторе.
В Институте электросварки им. Е. О. Патона
АН УССР разработано устройство для магнитно-им-
пульсной сварки1, в котором центральная часть много-
внткового индуктора выполнена в виде концентратора,
наклонный разрез которого совпадает с межвитковым
зазорам.
Создание такого индуктора-концентратора позволило
уменьшить рассеивание магнитного поля в ранее суще-
ствовавшем зазоре между индуктором и вводимым в пе-
го концентратором.
Применение индуктора-концентратора упрощает си-
стему охлаждения, так как 'концентратор является вит-
ком индуктора. Ранее индуктор и концентратор охлаж-
дались автономно. Система охлаждения индуктора-кон-
центратора позволяет значительно удлинить срок его
службы благодаря замедлению старения межвитковой
изоляции. Для создания канала охлаждения индуктора
в еговитках выполнен паз, закрытый лентой.
Условия работы индукторов для раздачи труб
и для обжима различны. Это отличие заключается в том,
что часть разрядного тока протекает по внутренним сло-
ям опирали и не создает давления на деформируемую
заготовку. Это снижает эффективность деформирования
1 Хренов К. К-, Чудаков В. А., Клейман В. Л. н др. Ант. свил,
\L> 287509. -- Ш га р ы t it я. HwTxit. Пром. образцы. Товарные знаки»,
IP70, № 35, с. 163.
103
по сравнению с обжимом труб, что 'особенно заметно |
при уменьшении их диаметра. По этой причине до на- я
стоящего 'времени не создано эффективных конструкций Ж
постоянных индукторов для раздачи труб диаметром ме- в
нее 25 мм. ж
Для 'повышения к.п.д. процесса раздачи труб необ- Jp
ходимо уменьшить сечение витков спирали 'индуктора в Л
радиальном направлении, что, однако, снижает его ме- ж;
ханическую прочность. ::жу
С целью установления оптимальных соотношений па- ж
раметров системы индуктор — заготовка при раздаче >1
трубы из сплава АМг-ЗМ диаметром 55 и с толщиной ж
стенки 1 мм на магнитно-импульсной установке МИУ-20: W
проведено экспериментальное 'сравнение четырех индук- 'Ж’
торов из модных шин сечением 3X7 мм2 и 4,4X5,9 мм2. ® '
Намотку двух индукторов осуществляли на .широкую >1
сторону, а двух других — на узкую. Наружный диаметр
.всех индукторов составлял 50 мм, а длина 20 мм. Разда- Д;;
чу заготовок проводили при постоянной энергии разря-Ф
да 1,6 кДж.
За критерий опенки эффективности системы пр и и им а-
лась величина деформации заготовки (табл. 5).
Таблица 5
характеристика индукторов
мотка индуктора Сечение шины, мм2 Количество витков Величина де- формации, %
Па широкую сторону 3X7 3 3,5
4,4X5,9 3,3 11,5
На узкую сторону 3X7 5 17,7
•1,1 X 5,9 4 12,6
Видно, что наиболее приемлем пятив итковый индук-
тор с шиной сечением 3X7 мм2, намотанной на узкую
сторону. Конструкция такого индуктора показана на
рис. 24.
Спецификой магнитно-импульсной сварки в отличие
от штамповки является высокая степень концентрации
давления на относительно небольших участках. Это при-
водит к техническим трудностям при изготовлении ин-
дуктора малой длины с большим числом витков. В слу-
чае .наружного расположения индуктора относительно
104
метаемой детали этй трудности можно разрешить, при-
менив 'специальные концентраторы магнитного .поля.
При расположении индуктора внутри метаемой трубы,
когда концентраторы неэффективны, приходится руко-
водствоваться не оптимальным количеством витков, а
конструктивно возможным. При этом следует учитывать,
что уменьшение шага намотки при постоянном зазоре
между витками, определяемом толщиной изоляции, ве-
дет к увеличению неравномерности давления магнитного
поля вдоль метаемого элемента.
Стойкость индуктора в значительной степени зави-
сит от качества применяемой изоляции, ее электриче-
ской и механической прочности. Изоляцию многовитко-
вого индуктора можно разделить на главную (изолиру-
ющую индуктор от заготовки) и межвитновую.
К главной изоляции прикладывается полное напря-
жение магнитно-импульсной установки, поэтому она дол-
жна обладать высокой электрической прочностью. Кроме
того, она должна быть достаточно упругой, обеспечива-
ющей возможность деформирования витков спирали в
пределах упругих деформаций.
Межвитков а я изоляция в м йогов итковых индукторах
работает при сравнительно небольших напряжениях, по
в условиях больших сжимающих динамических сил
вследствие действия между боковыми поверхностями
витков спирали притягивающих усилий.
Применение в качестве главной изоляции материалов
с высокой диэлектрической прочностью позволяет умень-
шить зазор 'между индуктором и заготовкой и, таким об-
разом, повысить к. п. д. процесса разгона метаемого эле-
мента. Межвитковая изоляция, помимо диэлектрической
прочности, должна обладать еще необходимой жест-
костью и прочностью на сжатие.
Этим требованиям в значительной степени удовлетво-
ряет армированный стеклопластик, пропитанный эпоксид-
ной, эпоксипол'исульф.идиой или эпоксифенольной смолой
[67]. Такая изоляция обладает не только хорошими изо-
ляционными свойствами, но и высокой механической
прочностью. Так, удельное сопротивление стеклопласти-
ков горячего отверждения равно (1014—1015) Ом/ем при
прочности на разрыв до 45—60 кге/мм2 {2].
При повышенных требованиях к электрической проч-
ности применяют пленки полиэтилена, фторопласта, лав-
сана и др. обычно в комбинации со стеклопластиками,
105
предохраняющими пленку пт механического повреж-
дения.
Для предотвращения разрушения спирали индуктора!
под действием электромагнитных сил служат элементья
механического усиления. Механическая прочность индукя
тора может быть достаточной, если напряженность поля
не превосходит предельных 'значений для материала спив
грали. ,Ц
Предельная напряженность магнитного поля, котоЯ
рую можно создать в зазоре между индуктором и запое
тонкой без разрушения опирали, ограничивается физикой
механическими свойствами ее материала. В поле с ищи
дукцией 50 Тл давление на поверхности металла достиЗ
тает 1,02-104 кгс/смг, что близко к пределу текучестгИ
бериллиевой бронзы, а в поле с амплитудой индукций!
100 Тл величина магнитного давления 4,08-104 кгс/смЦ
'намного превышает статические пределы текучести са^
мых прочных металлов. J
В работе [44] в форме диаграммы (рис. 37) даны вег|
личины индукции поля, соответствующие ют этическому 4
пределу текучести металлов. При этом давление магнит-^
но го поля оценивали по формуле 3
В,ТЛ.
so- w
- но
2% Be-Си
Be+Cti
/% Cd + Gu
'Id 5 < г ОТ
Для снижения активного со-
противления и потерь на нагревУ.
спираль индуктора изготовляют В
из металлов и сплавов с высоки-
мн электропроводностью (медь, у
медные сплавы) и механической
прочностью, особенно в индукто-
рах для раздачи, где спираль— *
основной силовой элемент.
Экспериментальные исследо-
вания материалов для индуктора, !
способного наилучшим образом
Твердая mBt>
20 л
Рис. 37. Диаграмма меха-
нической прочности pasлич-
ных материалов (при 20оС)
в сильном магнитном полег
[441
противостоять импульсным на-
грузкам и обеспечивающего полу-
чение поля максимальной напря-
женности, показали, что наибо-
лее перспективным для получения
сверхсильных полей является тан-
тал [68]. Он обладает оптималь-
ным сочетанием свойств: высокой
10(1
температурой плавления, высокой плотностью и проч-
ностью.
Иослёдования работы индукторов в полях, амплиту-
да которых значительно превосходит пределы, указан-
ные на диаграмме (рис. 38), показали '[44], что спирали
индукторов из бериллиевой бронзы с начальным 1внут-
ренним диаметром около 6 мм начинали деформировать-
ся в поле с амплитудой 70 Тл. При амплитуде 90 Тл
появлялись щели и радиальные трещины, вызванные не-
равномерным характером теплового разрушения. Это
явление называется «эффект пилы» и обусловлено нали-
чием по виткам спирали отдельных участков с повышен-
ным омическим 'сопротивлением вследствие неоднород-
ности металла. В поле ,с амплитудой 120 Тл интенсивное
оплавление поверхности сопровождалось увеличением
внутреннего диаметра в 1,5 раза. При этом происходило
инерционное запаздывание начала деформации 0
быстронарастающем магнитном поле, приводящее к то-
му, что скорость увеличения внутреннего радиуса индук-
тора достигала наибольшего значения к концу первого
П'олупериода тока.
На этом явлении основан принцип работы индуктора
разового действия. Вследствие действия инерционных
сил в нем до начала разрушения заготовка успевает по-
лучить достаточное ускорение, причем, чем выше часто-
та разряда, тем больший импульс успевает индуктор пе-
редать заготовке. Поэтому индукторы разового действия
выгоднее применять на установках с более высокой ча-
стотой разряда. С помощью этих индукторов из-за от-
сутствия ограничений, связанных с механической 'проч-
ностью, возможно получение магнитных .полей с
индукцией, 'в несколько раз превышающей максимально
достижимую индукцию магнитного поля в индукторах
многократного действия.
Выделение тепла при разряде тока приводит к натре-
щу индуктора. При больших величинах плотности тока
это вызывает одну из основных трудностей при получе-
нии сильных импульсных полей, так как тепло выделяет-
ся 1в 'скин-сл'ое, толщина которого составляет доли мил-
лиметра, в условиях почти полного отсутствия теплоот-
(вода за время разряда в несколько десятков микросе-
кунд. В работе [44] показано, что независимо от прово-
димости материала нагрев поверхности за первый полу-
период выражается приближенным равенством;
11)7
Д Г-0,5 р тг Д/с; = 0,5 я рса« 0,34 В^, (77)
где ДГ — температура сна поверхности скин-слоя; /т —
амплитудное значение линейной плотности поверхностно-
го тока; — объемная теплоемкость материала (для ме-
ди щ^'3,7 МДж/(м3-трэд); —первая амплитуда
индукции у 'поверхности проводника.
В случае колебательного ел абоз атукающего разряда ;
B^B^expf— //'T’B)smwf; ы = Тв/(2гт) <'l, Ti=2L/ra, а
игагрев скип-слоя за все время разряда
Д Т ® В, ю <в Тв/(4 и св) = 0,054 В} ю оо Гв. (78) i
Формулы (77) и (78) справедливы для установившегося.'
режима нагрева ® предположении постоянства удельного '
сопротивления 'материала и отсутствия теплообмена с
холодными слоями металла. Область применения этих/
формул ограничена не очень сильным нагревом, когда :
изменение сопротивления из-за нагрева невелико н свя-/
за-нный с этим 'процесс 'перехода тока в более глубокие
слои металла не играет существенной роли.
Для осуществления сварки необходимо применение
специальной оснастки, которая должна обеспечивать от-'
носительную ориентацию 'свариваемых поверхностей с
'постоянными по периметру значениями величин к0 и пь,
точное расположение индуктора относительно метаемого
элемента, возможность свободного перемещения метае-
мого элемента в направлении неподвижной детали,
предотвращение деформации неподвижной детали, воз-
можность извлечения сварного .соединения из приспособ-
ления.
3. Установки
для магнитно-импульсной сварки
Установки для магнитно-импульсной обработки металлов
представляют собой генераторы импульсных токов
(ГИТ) емкостного типа с индуктивной нагрузкой. На
рис. 38 представлена одна из наиболее распространен-
ных функциональных схем магнитно-импульсных устано-
вок. Установка состоит из накопителя энергии 1, комму-
тирующего устройства 2, зарядного устройства 5, задатчи-
ка напряжений 4, блока поджига 5, индуктора 6.
Накопитель энергии представляет собой батарею им-
пульсных конденсаторов, соединенных между собой пло-
ще
ской или кабельной оши-
новкой. Характеристики
некоторых типов конден-
саторов, применяемых в
ГИТах, приведены в
та(бл,. :6.
В качестве коммутиру-
ющих устройств в магнит-
но-импульсных установ-
ках применяют: вакуум-
Таблица 6
Рис. 38. Функционалы! «я схема ма1-
нитло'Пмпульсгтой установки
ХАРАКТЕРИСТИКИ ПРИМЕНЯЕМЫХ КОНДЕНСАТОРОВ
Тип конденсаторя мкФ и, кВ L, мкГ W, кДж Ресурс импульсов
ИМ-З-100 100 3 0,3 0,45 105
ИМ-5Д50 150 5 0,3 1,875 J04
ИМУ-5-140 140 5 6,06 1,75 ю4
ИС-20-6,65 6,65 20 1 1,33 104
ИМ-20-8 8 20 0,03 1,6 ю4
ИМГ-5-75 75 5 0,5 4,94 10s
ИМ-30-3 3 30 о,1 1,35 4-103
ИМ-50-3 3 50 0,3 3,75 4-1()з
К ИМ-6 15 20 0,005 3,0 104
КИМ-6А 15 80 .— 48,0 3-104
КИМ-10 10 30 — 4,5 104
КИМ-13 350 5 —- 4,38 105
КММ 50-2,5 2,5 50 0,015 3,12 104
МИОМ-2 20 20 0,15 4,0 3 105
ные разрядники, разрядники под давлением, разрядники
при атмосферном давлении и игнитроны.
В качестве коммутирующего устройства широко при-
меняется трехэлектродный разрядник (тригатрон), рабо-
тающий от устройства поджига. Запуск таких разрядни-
ков осуществляется вспомогательным маломощным раз-
рядом между одним из основных и вспомогательным
электродом. При этом плазма вспомогательного разряда
ионизирует межэлектродное 'Пространство и вызывает
включение основного промежутка.
Представляют интерес разработки конструкций раз-
рядников XIШ, ЛПИ, МЭИ, ФТИ АП УССР. Наиболь-
шее распространение получили воздушные тригатроны
с плоскими, сферическими, кольцевыми и плоскими рель-
совыми электродами. Для уменьшения эрозии электро-
дов проектируют тригатроны с бегущей дугой разряда.
109
Воздушные разрядки применяют обычно при рабочих
напряжения установок 10;—20 кВ.
Вакуумные и газонаполненные тригатроны обладают
некоторыми преимуществами по сравнению с воздушны-
ми, по их работа связана с оборудованием для восстанов-
ления вакуума или давления в газоразрядной камере
после каждого разряда, что снижает производительность
установок.
Известно применение в качестве разрядников специ-
альных импульсных игнитронов. Они обладают рядом
преимуществ перед воздушными и вакуумными разряд-
никами. Отечественная промышленность 1выпускает иг-Л
нитроны марок ИРТ-2, ИРТ-3 на напряжения соответ-
ственно 20 и 50 кВ с максимальным током разряда
100 кА.
При магнитно-импульсной обработке металлов и, в :
частности, при сварке токи разряда достигают нескольких ..
сотен тысяч ампер, поэтому основным требованием, :
предъявляемым к коммутатору, является его долговеч-
ность. Вместе с тем коммутатор должен обладать малой ••
индуктивностью, малым сопротивлением и быстродей- ;
ствием. ;
Питание накопителей магнитно-импульсных устано- '
вок постоянным током производится через зарядные
устройства.
Зарядное устройство состоит из повышающего тран-
сформатора, токоограничивающего элемента, выпрями-
теля и аппаратуры защиты и управления. Повышающие
трансферматоры (обычно масляного наполнения) могут
быть однофазными и трехфазными. Чаще всего применя-
ют одпополупериодную схему выпрямления. Используют
серийные трансформаторы ОМ 10/6, ОМ 4/6, ОМ 1,2/6,
ТР 0,38/6 и т. п. Токоограничивающими элементами
обычно служат активные или емкостные сопротивления,
а также другие устройства.
В качестве выпрямителей используют кремниевые
диоды Д247, Д248, так как они надежны и отличаются
большим сроком службы, высоким к. п. д. и хорошей
перегрузочной способностью.
Управляют установкой с пульта посредством аппара-
туры управления, контроля ,и сигнализации. Импульс
высокого напряжения на включение коммутатора посту-
пает от устройства поджига. Блоком поджига можно уп-
равлять вручную или автоматически. В автоматическом
по
режиме работы величину запасаемой энергии устанавли-
вают с помощью задатчика напряжений. При достиже-
нии требуемого 'напряжения зарядки поступает команд'
.иый импульс на включение блока поджига.
Магнитно-импульсная установка 'компонуется, как
правило, 'из зарядного и разрядного блоков. В зарядный
блок 'входят высоковольтный трансформатор, выпрями-
тель, блок поджига и 'все узлы автоматики. В разрядный
блок входят на-копитель энергии, ком мутирующее устрой-
ство, индуктор и ошиновка.
В связи с требованиями малой собственной индуктив-
ности установок одной из наиболее важных проблем при
их конструировании является выбор ошиновки плоских
шин или коаксиальных кабелей. В первом варианте соб-
ственная индуктивность установки меньше, чем во вто-
ром, однако при плоской ошиновке нельзя произвольно
изменять количество подключенных 'конденсаторов.
В табл. 7 представлены основные характеристики
магнитно-импульсных установок, эксплуатируемых в
СССР [69—7'2], а втабл. 8— за рубежом.
Наибольшее распространен не в промышленности за-
падных стран получили американские установки типа
«Magneform». В 1969 г. имелось около 250 действующих
Таблица 7
ХАРАКТЕРИСТИКИ ОТЕЧЕСТВЕННЫХ
МАГНИТНО-НМПУЛЬСНЫХ УСТАНОВОК
Установка Эи&ргоси- кость, кДж кв mat’ С, мкФ L, мкГ 1 Собственнач частота, кГц
МИУ-20, ХПИ 20 (20)* 100 0,085 (54,7)
МИУ-50, ХПИ 50 (18,3) 300 0,100 (29,0)
МИУ-100, ХПИ 100 (20) 500 0,045 (35,4)
МИУ-20/5, ЭНИКмаш 20 5 (1600) (0,0159) 30
ЭМУ-1, НИИТмаш 3,5 5 280 (1,00) 30
ЭМУ-2, ВНИИТмаш 16 20 80 (0,022) 120
ЭМУ-3, НИИТмаш 21 5 1680 (0,0355) 20
миу-ео, хпику 18,9 21 86 0,126 48,5
МИУ-15, КуАИ 15 10 300 0,21 20
МИУ-40, КуАИ 40 5 3360 0,012 25
МИУ-60, КуАИ 60 10 1230 0,252 0
МИУ-100, КуАИ 100 50 80 0,175 42,5
* В скобках приведены ориентировочные расчетные значения характеристик.
** Даны характеристики установки. эксплуатируемой н КуАИ.
гн
Таблица 8
характеристики зарубежных
МАГНИТНО-ИМПУЛЬСНЫХ УСТАНОВОК
Тил установки кДж ^шах' и В с, мкФ L, мкГ А кГц
«Magnelorm-l» США 6 8,3 180 (0,0145)* 100
« М. a gne I or m -12 ». США 12 8,3 (220) (0,0117) 100
«Magncform-14», США 2 8,3 (58) (0,121) 60
«Magneform-Зб», США 36 8,3 (1044) -— —
«iVlagnefortn-84», США 84 8,3 (2436) — —
«Elmag», ЧССР 7,5 Ю (150) (0,745) 15
«MfMR-Ь, ГДР 5,5 19,1 30 (0,530) 40
«ВВС», ФРГ 10 10 (200) (0,391) 18
* В скобках приведены ориентировочные значения характеристик, полу-
ченных путем расчета по известным параметрам,
установок этого типа с запасаемой энергией от 6 до
84 кДж. В США действовало около 150 таких установок,
в странах Западной Европы 34, в том числе 10 в Англии
[73].
Большинство из представленных в таблице оте-
чественных установок изготовляется небольшими серия-
ми или ,в лабораторном исполнении.
Большую работу по созданию магнитно-импульсных
установок проводит Харьковский политехнический инсти-
тут.
На ряде предприятий страны и в исследовательских
организациях работают установки конструкции ХПИ:
МИУ-20/1, МИУ-20/3 [72].
Одной из наиболее важных характеристик магнитшо-
импульоных установок является их производительность,
зависящая от скорости зарядки конденсаторов, величи-
ны запасаемой энергии и применяемых устройств для
подачи заготовок в рабочую зону и их удаления. При
ручной подаче заготовок в рабочую зону индуктора произ-
водительность обычно не превышает 300—400 деталей в
час.
Эти цифры могут быть значительно выше в условиях
массового производства, когда установки снабжены спе-
циальными автоматическими устройствами для подачи
заготовок и удаления потовых соединений.
При разработке технологического процесса магнитно-
импульсной сварки .важен выбор типа М а ГНИ ТНО-ИМ пуль-
112
с ной установки, так как диапазон основных 'пара'Метров
установок весьма широк.
При магнитно-импульсной штамповке к концу процес-
са деформирования скорость 'заготовки должна быть ми-
нимальной, а при магянтно-импулБоной сварке она дол-
жна достигать максимального значения. Ускорение
метаемой заготовки зависит от величины скорости нара-
стания магнитного поля.
В работе [44] с учетом ряда допущений установлено,
что начальная скорость нарастания поля (dB]di) о макси-
мальна
при N = У (79)
или Ly = l-i № = LH_3, (80)
где Лг — число витков индуктора; Ц— индуктивность,
приходящаяся на один виток; Ly — собственная индуктив-
ность установки; /-п-в—индуктивность системы индук-
тор — заготовка.
Следовательно, в установках, где собственная индук-
тивность контура значительно больше L\, для получения
максимального значения скорости нарастания поля необ-
ходимо увеличивать число 'витков до тех пор, пока индук-
тивность 'системы индуктор — заготовка не сравняется с
собственной индуктивностью контура. Если собственная
индуктивность разрядного контура намного меньше Li,
то наибольшее значение (dB/dt)a будет при W= 1, т. е.
при одновяткавом индукторе.
Применение одновитковых индукторов, в особенности
при малых диаметрах, обусловливает высокие требова-
ния к параметрам магнитно-им пульспой установки: при
индуктивности индуктора порядка 10~s—10-7 Г соб-
ственная индуктивность установки должна быть по край-
ней мере па порядок меньше [44].
Следует отметить, что, применив импульсный тран-
сформатор, можно повысить коэффициент использования
магнитно-импульсной установки с одновитковым индук-
тором. Так, при 'Применении кабельного трансформатора
с числом витков 15 коэффициент использования ки«65%
[44]. Изготовление для этой же цели многовитковой ка-
тушки в данном случае было бы весьма сложной зада-
чей, так как напряжение на батарее конденсаторов в
этих опытах составляло 100 кВ.
113
Показателем эффективности преобразования элек-
трической энергии в механическую при магнитно-им-
пульсной обработке металлов, как отмечалось ранее, мо-
жет служить ,к. п. д. .процесса Если полезную •
энергию W приравнять к кинетической энергии деформи-
ру ем ой заготовки, тогда
Л = O,5mov®j/r8, (81)
где mu — масса деформируемой заготовки; vR — ско-
рость деформируемой заготовки на заданном перемеще-
нии ДЛ?.
На основании (81), можно провести сравнительную
оценку эффективности магнитно-импульсных установок.
При постоянных значениях массы та и энергии разряда
11" скорость заготовки для различны?: установок ири про-
чих равных условиях однозначно связана с перемещени-
ем АД.
Рассмотрим ускорение трубчатых заготовок при их
раздаче на установках МИУ-20 ХПИ, МИУ-50 ХПИ и
МИУ-100 ХПИ при постоянной энергии разряда 8,17 кДж
и постоянных параметрах системы индуктор — заготов-
ка, приведенных в гл. II. Для расчета ускорения заго-
товки в этих условиях 'воспользуемся уравнением движе-
ния (46),
На рис. 39 представлены расчетные зависимости
процесса ускорения при раздаче трубчатых
заготовок на магнитно-импульсных установках МИУ-20
(кривая /), МИУ-50 (кривая 2), МИУ-100 (кривая 3).
Видно, что ускорение заготовки с помощью установки
МИУ-20 происходит наибо-
лее интенсивно. Так, напри-
мер, скорость 400 м/с на
установке МИУ-20 достига-
ется при радиальном пере-
мещении 1,2 мм, па установ-
ке МИУ-50 — при переме-
щении 2,3 мм, а на установ-
ке МИУ-100 —при переме-
щении 3,8 мм. Кроме того,
ускорение трубчатой заго-
товки с помощью установки
МИУ-20 обеспечивает наи-
большие скорости движения
во всем диапазоне рассмот-

Рас. 39. Рис. четные из висимостп
= яри №=-=-=8.17 кДж
114
репных перемещений АТ?, а следовательно, и наибольшие
к.п.д. процесса разгона.
Рассмотренный пример не позволяет дать определен-
ных рекомендаций по выбору магнитно-импульсных
установок путем сравнения их характеристик. Выбор
установки должен производиться для определенных ус-
ловий сварки (скорости соударения, величины зазора,
размеров системы индуктор — заготовка и др.).
При серийном производстве магнитно-импульсные
установки должны быть достаточно универсальны для
получения сварных соединений различных типоразмеров.
4. Методы контроля соединений
Существующий уровень технологии магнитно-импульсной сварки
ле может гарантировать полное отсутствие дефектов в сварных
соединениях. Оли могут быть вызваны неконтролируемым отклоне-
нием технологических факторов (качество поверхностей деталей,
точность взаимного расположения спариваемых поверхностей и
т. п.), произвольным колебанием параметров режима сварки при
работе магнитно-импульсной установки.
Для своевременного обнаружения дефектов и принятия соот-
ветствующих мер по их устранению необходим систематический
контроль всех этапов производства сварных соединений.
Разработанные в настоящее время методы контроля соедине-
ний, получаемых контактной сваркой [74], могут успешно приме-
няться для контроля соединений, изготовляемых магнитно-импульс-
ной сваркой. Поэтому, не касаясь известных, рассмотрим новые
способы контроля, основанные па применении магнитных полей
высокой напряженности и ударных волн.
Сущность метода контроля с помощью магнитного поля высо-
кой напряженности нахлесточного соединения, разработанного и
КуАИ, сводится к следующему*.
Известно, что давление магнитного поля индуктора на заго-
товку в некоторой точке Аг определяется по формуле
рлг=0,5ц(//^-//М (82)
где //у — напряженность магнитного поля между индуктором и за-
готовкой в точке N; HN, — напряженность магнитного поля под за-
готовкой в точке .V'; ц— магнитная проницаемость материала заго-
товки.
Соотношение между HN тт Нзависит от материала, толщи-
ны заготовки н скорости изменения магнитного поля. Для двух-
слойной заготовки из разнородных материалов в силу различного
характера затухания поля по толщине слоев могут быть подобраны
такие соотношения между толщштами и проводимостями слоев, что
один слой будет стремиться лторват,.;';! от другого. Например, при
1 -I ; г ’ 1 ъ.т .р । ,м« 1.
«Откры । ,г ' • ' 'f I А
с. 105
контроле нахлесточного соединения труб, наружный элемент кото-
рого выполнен из материала с низкой удельной электропровод-
ностью, а внутренний — из материала с высокой электропровод-
ностью, деталь помещают в цилиндрический индуктор, через кото-
рый пропускают импульс разрядного тока. Ж
Если толщина наружного слоя такова, что при дайной частоте Л
разрядного тока не происходит заметного затухания магнитного $
поля в этом слое, можно считать давление поля сосредоточенным'
главным образом и зоне контакта слоев, т. е. магнитное поле будет
оказывать силовое воздействие па внутренний слой, не оказывая jj
заметного давления на наружный. W
В работе [75] определены количественные соотношения между
энергией заряда батарей конденсаторов магнитно-импульсной ус-
тановки и давлением магнитного поля в зоне нахлесточного соеди- -(,
нения трубчатых деталей. Рассмотрена система, состоящая из ин- у:
дуктора с помещенной внутрь его двухслойной цилиндрической зато- Е
товкой. Электрическая проводимость слоя заготовки, обращенного к >
индуктору, характеризуется конечной величиной, а проводимого вто- ,(
рого слоя величина бесконечно большая, т, е. для внутреннего ци-
линдра выполняется условие резко выраженного поверхностного эф-
фекта.
В случае тонкостенных цилиндров уравнения равновесия с уче-
том формулы (82) для внешнего и внутреннего колец могут быть
записаны соответственно:
0,5 [л0 (Hq — Н]) -J- ос —- cFj Sj/7?k.h — О, (83)
0,5 [10 Я? — — СТаЗг/Як.п = 0, (84)
где Яо — напряженность магнитного поля в зазоре между индукто-
ром и заготовкой; Я1 — напряженность магнитного поля в зоне
контактных слоев; сс — напряжения, возникающие в сварном сое-
динении; сг1 и о2 — тангенциальные напряжения во внешнем и внут-
реннем кольцах соответственно; Si и S2— толщина наружного и
внутреннего слоев; /?к.п — радиус контактной поверхности.
Разделение колец произойдет в том случае, если напряжение
<тс будет равно прочности соединения хТвс- Если внешнее кольцо нс
будет деформироваться, то из выражения (84) прочность соедине-
ния
ствс = О,5’р.^в/7о — <tsS (85)
где
Решая уравнение (85), можно определить прочность соедине-
ния, при которой произошло разделение сваренных металлов, или
определить величину напряжений, возникающих в сварном соедине-
нии при различных величинах энергии разряда магннтно-имиульс-
ной установки.
Поскольку напряжения ог суммируются с давлением магнитно-
го поля па внешнее кольцо, то они способствуют его деформации.
Подставив в уравнения (83) и (84) o1=.o,si и (тг=<Уя2, получим
условие отсутствия деформации внешнего кольца при контроле
прочности соединения:
гёа/(1 - ^)1 К ,/as 2)(St -Я|;,п (ТВ1А ~
(86)
.116
Ес.чй наружное кольцо пластически деформируется, то опреде-
лить прочностные характеристики нельзя. Для расширения границ
применения данного метода контроля сварного соединения можно
применять специально подготовленные образцы и простое приспо-
собление.
Для ограничения деформации внешнего кольца в центральной
части внутреннего кольца образца делают две кольцевые проточки
глубиной, равной его толщине. Края образца для ограничения де-
формации наружного кольца закрепляют втулками специального
приспособления. При этом центральная часть внутреннего кольца,
ограниченная с двух сторон кольцевыми проточками, может сво-
бодно деформироваться. Такой способ позволяет контролировать
нахлесточные соединения е очень высокими прочностными характе-
ристиками.
На рис. 40 показаны биметаллические образцы, полученные
магнитно-импульсной сваркой (12Х18Н10ТЧ-АД1), после испыта-
ния магнитным полем. В этом случае слой с хорошей электропро-
водностью расположен снаружи. Видно, что на двух образцах сле-
ва обнаружены местные непровары. На этих участках контролиру-
емый слой деформировался. На правом образце разрушение при
той же энергии разряда отсутствовало, что свидетельствует о каче-
ственном соединении по всей поверхности. Следует отметить, что
подбор режимов контроля в данном случае обеспечил отсутствие
деформации соединений п сохранение их размеров.
Метод контроля соединений магнитным полем обладает рядом
преимуществ: возможен как разрушающий, так и перазрушающий
контроль; давление равномерно по всей площади контролируемого
соединения; метод прост, высокопроизводителен; процесс контроля
может быть автоматизирован. Однако этот метод применим толь-
ко для контроля соединений из металлов и сплавов с разной электро-
проводностью, что ограничивает область его применения.
Этого недостатка лишен метод контроля с помощью удар-
ных волн.
Сущность способа контроля нахлесточных соединений труб с
помощью ударных волн заключается в следующем*. На одной на
Рис.. 40. Соединении 12X181II0Т+ЛД1, полученные маг-
нити’о-им пул йеной сваркой, после контроля магнитным
полем
1 Дудин А. А., Карпухин В. Ф. Авт. евпд. № 335584. —
«Открытня, Изобрет. Пром, образцы. Товарные знаки», 1972, № 13,
с. 179,
117
поверхностей контролируемого соединения возбуждают ударную
волну или волну сжатия. Волна, пройдя последовательно сквозь од-
ну деталь, зону соединения и другую деталь, выходит на свободную
поверхность последней. Отразившись от нее, волна сжатия трансфор-
мируется в волну разгрузки, которая является волной растяжения.
Волна растяжения последовательно проходит путь волны сжатия в
обратном направлении, нагружая растягивающими усилиями сварное
соединение.
Напряжения в отраженной су.т и проходящей <тпр волнах могут
быть выражены через напряжение в падающей волне и физиче-
ские константы материалов соединения, согласно уравнениям (6)
и (7):
°оЛ == (Раcl„ — Р1 Cl, "I' Ра ClJ<
%^п = 2₽аС'ЛР1СА
где pi, р2, с { , с — соответственно плотности первого и второго
материалов н скорости распространения продольных волн в них, а
произведение ре/— акустическое сопротивление материала.
Из уравнений видно, что если акустическое сопротивление сре-
ды, в которой возникает волпа, выше, чем в среде, в которую волна
произведение рс^ 5»pjcfj),TO проходящая волна будет иметь мень-
шую амплитуду, чем падающая, а отраженная приобретает обрат-
ный знак. Если же р,с {1 <р2с , амплитуда напряжений в прохо-
дящей волне больше, чем в падающей, а отраженная волна сохра-
няет знак падающей. При равенстве акустических сопротивлений
двух сред (тОт/аи=0> Опр/<Тп/'Оп= 1, откуда следует, что отражен-
ной волны не образуется, и волна проходит через границу целиком
без отражения и изменения амплитуды. Равенство нулю акустиче-
ского сопротивления соответствует свободной границе. Б этом слу-
чае Пот — —'0ц, т. е. волна сжатия при отражении становится вол-
ной растяжения.
При необходимости обеспечить однократное действие волны
разгрузки поверхность соединения, со стороны которой вводят вол-
ну сжатия или ударную волну, обеспечивают контактом со вспо-
могательным телом, в которое и уходит волпа разгрузки.
Прочность сварного соединения оценивают, исходя из величи-
ны, выдержанной соединением нагрузки, которую либо вычисляют
теоретически (исходя из геометрии соединения, величины ударной
нагрузки и материала соединяемых изделий), либо определяют из
опыта для опрсделснного вида соединения н условий нагружения.
Из описания очевидна возможность иопытания как плоских сое-
динений, так и соединений, имеющих сферическую или цилиндри-
ческую симметрию. Конечно, возбуждаемая волна сжатия или удар-
ная волна должны обладать соответствующей симметрией.
Данным методом проводился контроль трубчатых соединений
меди Ml и алюминия АД! следующих размеров: диаметр соедине-
ния 58 мм, толщина медной детали 2 мм, толщина алюминиевой де-
тали 1 мм, длина нахлеста 10 мм.
Ударная волпа генерировалась при соударении кольца из алю-
миния, разгоняемого давлением импульсного магнитного поля, с
внутренней поверхностью специального волновода, который плот-
но прилегал к внутренней поверхности медного образца.
118
Давление на фронте ударной полны может быть в этом случае
рассчитано как для одномерной схемы соударения ио формуле
(66). Скорость соударения регулировалась изменением энергии
разряда магшпио-нмцульсной установки.
Исследования показали [76), что при энергии разряда
6,1 кДж алюминиевый образец отделяется от медного в местах не-
провара. Разрушение носит такой же характер, как п при испыта-
нии давлением магнитного поля. При испытаниях качественных со-
единений на этой же энергии разряда отслоений не наблюдалось.
При увеличении энергии разряда до ;10 кДж сварное соединение
разрушалось. Таким образом, метод контроля может быть исполь-
зован как в качестве разрушающего, так и неразрушающего мето-
дов контроля.
Достоинством разработанного способа является возможность
количественной оценки прочности сварных соединений металлов как
в однородном, так и в разнородном сочетаниях, независимо от их
физико-механических свойств. Способ может быть также применен
для контроля соединений, состоящих более чем из двух деталей.
Для контроля соединений двух или более деталей одинаковой
толщины с близкими механическими свойствами волновод можно
устанавливать со стороны любой детали соединения.
Если же соединяются детали разной толщины или механиче-
ские свойства их резко различаются, то при контроле желательно
устанавливать волновод со стороны более толстостенной или более
прочной детали.
В качестве материала для волновода может применяться сталь.
Если одна деталь контролируемого соединения из высокопрочного
материала и достаточной толщины, то можно обойтись без волно-
вода, еоударяя разгоняемое кольцо непосредственно со свободной
поверхностью этой детали.
Для создания в контролируемых соединениях ударных волн,
кроме импульсного магнитного поля, может применяться энергия
взрыва, импульсный высоковольтный разряд в жидкости и другие
способы. Напряжение и длину ударной волны можно менять, из-
меняя начальные параметры процесса.
При неразрушающем контроле величины этих начальных пара-
метров подбирают таким образом, чтобы действие разрывающих
напряжений в отраженной волне было эквивалентно контрольным
напряжениям при испытании на отрыв данного соединения, при
разрушающем контроле определяется величина разрушающих сое-
динения напряжений.
5. Перспективы развития
магнитно-импульсной сварки
Магнитно -.импульсный 'способ принципиально отлича-
ется от других способов сварки в условиях высокоско-
ipocTHoro соударения метаемой и неподвижной isawroBOк.
Это отличие заключается в том, что динамические уси-
лия, вызывающие ускорение, возникают непосредствен-
но в металле самой заготовки без участия какой-либо
промежуточной среды .в результате взаимодействия то-
мя
Ка индуктора с током, Наведенным в заготовке. Вслед-
ствие этого движение заготовки обусловливается харак-
тером изменения разрядного тока. Магнитно-импульс-
ная сварка осуществляется за счет кинетической энергии
движущейся заготовки. Вместе с тем воздействие маг-
нитного поля на ускоряемую заготовку ограничено вре-
менем ее перемещения до встречи с неподвижной сва-
риваемой поверхностью. В течение этого времени метае-
мому элементу передается вся энергия, необходимая
для сварки.
Вследствие -малого (времени ускорения заготовки воз-
никает необходимость повышения мощности разряда,
однако -при этом возникают ограничения, связанные с
прочностью и стойкостью индукторов, -во сир внимающих
те же давления, что и деформируемая заготовка.
Таким образом, величина энергии, передаваемой за-
готовке от магнитно-импульсной установки, ограничена,
-с одной стороны, -временем разгона заготовки, с дру-
гой— стойкостью индуктора.
Вследствие указанных причин магнитно-импульсную
сварку нельзя применять для получения соединений
-большой 1площади. Целесообразной областью inp-имене-
ния этого -способа является получение различных не-
разъемных соединений, в частности т-руб и соединений
труб с други-ми деталями.
Магнитно-импульсную -сварку можно -использовать
для .изготовления широкой номенклатуры -соединений
современного машиностроения. На рис. 41 представлены
некоторые из соединений, полученных магнитно-импульс-
ной сваркой. Эго всевозможные соединения трубчатых
деталей между собой и -с другими деталями, а также
плоских деталей по наружному и внутреннему контуру.
Представленные соединения выполнены из алюминия
АД1, алюминиевых сплавав АМц, АМг-3, АМг-5, АМг-6,
меди Ml, нержавеющей -стали 12Х18Н10Т и титанового
оплаиг! -ОТ4 в однороднеим и разнородном сочетаниях.
Диапазон толщин метаемых деталей составил 0,5—
2,5 мм.
Магнитно-импульсным способом можно сваривать
практически любые материалы за малый -промежуток
времени, исчисляемый .микросекундами, в течение кото-
рого происходят только процессы схватывания, а диф-
фузионные процессы не успевают развиться. Обладая
преимуществами -сварки взрывом, данный! способ имеет
по 'Сравнению с ней ряд достоинств.
120
41. Соединения, полученные мештит но-импульсном спорной
Это прежде всего возможность плавно управлять
процессом, что обеспечивает высокую стабильность
свойств свар кого соединения за счет точного дозиро!ва-
ния энергии разряда и 'постоянства заданного распре-
деления давления.
При магнитно-импульсной сварке давление магнит-
ного поля может 'быть локализовано на очень 'малой дли-
не метаемого элемента, соизмеримой с его толщиной.
Поэтому краевые эффекты, присущие сварке взрывом,
здесь отсутствуют. Это дает возможность успешно по-
лучать магнитно-импульсной сваркой соединения кон-
структивных элементов. Можно получать сварные сое-
динения минимальной длины, равнопрочные с основным
металлом.
Благодаря особенности магнитного поля проникать
через магнитно-прозрачные материалы возможна сварка
деталей в среде с заданными свойствами (вакууме, за-
щитной атмосфере и др.) с помощью индуктора, отде-
ленного от этой среды неметаллической оболочкой.
Магнитмо-импульсная сварка осуществима в цеховых
условиях при высокой культуре производства, возможна
широкая механизация и автоматизация этого процесса.
121
Одной из основных проблем расширения области
применения 'способа магнитно-импульсной сварки явля-
ется получение сильных импульсных магнитных полей
при высокой стойкости индуктора.
Эта задача (решается созданием новых и совершенст-
вованием существующих конструкций индукторов, приме-
нением высокопрочных материалов как для токопрово-
дов, так и для элементов механичеокопо усиления, разра-
боткой новых (схем магнитно-импульсных установок и со-
вершенствованием существующих. »
Одну из основных трудностей при получении сильных
импульсных магнитных полей представляет нагрев ин-
дуктора при большой плотности тока. Охлаждение мно-
говитковых индукторов до температуры жидкого азота,
гелия и водорода позволяет не только отвести тепло от
катушки, но и .существенно снизить ее активное 'Сопро-
тивление и тем самым повысить ток разряда. При ох-
лаждении жидким гелием удалось, используя маломощ-
ный источник (0,2 кДж), получить поле с индукцией
15 Тл [44].
При периодическом режиме разряда индуктор испы-
тывает ударные нагрузки в течение всего периода про-
хождения тока, хотя для воздействия на металлическое
тело необходима лишь первая четверть периода прохож-
дения тока. При магнитно-импульсной сварке частота
колебательного разряда 'Находится в пределах от 10 до
100 кГц, тогда определяемая ею толщина скин-слоя па
поверхности индуктора, обращенной к заготовке, будет
равна 0,2—0,6 мм. При прохождении тока разряда через
такой малый слой металла его нагрев может происхо-
дить до температуры плавления. При высоких темпера-
турах наступает уменьшение механической прочности
индуктора, в результате чего величина индукции магнит-
ного поля, при которой начинается разрушение индукто-
ра, уменьшается.
В связи с этим представляет интерес разработанный
способ магнитной обработки проводящих деталей1, целью
которого является увеличение срока службы индуктора.
1 Кикоин И. К., Настюха Л. И., Ксспалон О. Г. Князятог) А С.,
Смирнов П. Л., У донецко /1. Я., Фшикне Л-i. М. Авт, свил.
А» 32(1817 —«Открытия. Из об per. Пром, образцы. Товарные знаки»,
1974, № 25, с. 172.
122
Поставленная цель достигается тем, что через .индук-
тор пропускают ток разряда в течение четверти перио-
да, а. затем после достижения максимума тока, когда
напряжение на индукторе приобретает противополож-
ную полярность, индуктор вакорачивают через газораз-
рядный промежуток, В результате ток в индукторе пре-
вращается к квазипостояппый, убывающий по экспонен-
циальному закону.
При взаимодействии магнитного поля индуктора с де-
формируемой заготовкой уменьшается влияние нагрева
витков индуктора и приложенных к нему механических
усилий при полном сохранении импульса, воздействую-
щего на заготовку, без уменьшения энергетического
к.и.д. системы. Эго объясняется тем, что полезными яв-
ляются лишь силы, возникающие в первую четверть пе-
риода разряда. В результате температура скин-слоя ин-
дуктора надает в 5—10 раз и не превышает 200°С. При
этой температуре прочностные свойства индуктора не
уменьшаются, как <в- случае протекания периодического
тока. Величина суммарного импульса силы уменьшается
в 5—10 раз. Расширяется диапазон полей соленоида и
увеличивается срок его службы. Кроме того, при работе
в режиме закорачивания индуктивности значительно
увеличивается срок службы конденсаторной батареи,
уменьшается величина электродинамических сил, воз-
никающих в конденсаторах, снижается их нагрев.
Для определения границ применимости магнитно-им-
пульсной сварки представляет интерес оценка макси-
мально достижимой скорости ускоряемой заготовки.
Процесс ускорения проводника в магнитном поле
обусловлен тепловым ограничением скорости. Во время
ускорения внешнее магнитное поле постепенно диффун-
дирует в проводящую заготовку, в результате чего воз-
растает ее температура, которая может достичь темпе-
ратуры плавления.
Расчет максимальных скоростей движения тонких
металлических листов, ограниченных их плавлением, по-
казывает, что наилучшим для ускорения металлом явля-
ется алюминий. [77]. Для алюминия толщиной 1 мм
достижима максимальная скорость 13,7 -'103 м/с, для
меди такой же толщины — 8,8' 103 м/с. Плотность ки-
нетической энергии, соответствующая максимальной
скорости, будет равна для алюминиевого листа
250 Дж/мм3, для медного 340 Дж/мм\
123
Для расширения области применения способа маг*
нитно-импульсиая сварка может осуществляться с ис-
пользованием «спутников» — дополнительных покрытий
плохо проводящих метаемых заготово1К со стороны ин-
дуктора металлами с высокой электропроводностью.
Другим эффективным средством расширения области
применения м аглет тно-импульсн ой сварки, особенно ког-
да свариваемые материалы обладают повышенными ме-
ханическими характеристиками, является нагрев метае-
мой заготовки перед сваркой. В этом случае целесооб-
разно применять специальные установки, в которых
возможно сочетание высокочастотного нагрева заготов-
ки с воздействием на нее сильного импульсного магнит-
ного поля.
В целях дальнейшего развития процесса необходимо
продолжить исследования в трех основных направле-
ниях.
Первое направление связано с более глубоким изуче-
нием природы образования сварного 'Соединения, разра-
боткой на его основе расчетных методов определения оп-
тимальных режимов и созданием новых рациональных
схем процесса.
Целью второго 'направления является повышение
максимальной напряженности действующего магнитного
поля и увеличение эффективности преобразования элек-
трической энергии магнитно-импульсной установки в ки-
нетическую энергию ускоряемой заготовки.
Третье направление должно предусматривать совер-
шенствование конструкций высокоегойких индукторов
для работы при больших импульсных токах и магнит-
ных полях, совершенствование характеристик, разраба-
тываемых магнитно-импульсных установок и создание
специальных установок для магнитно-импульсной сварки.
Библиографический список
1. Райнхард Д. С., Пирсон Д. Ж.. Взрывная обработка металлов.
Пер. с англ. М., «Мир», I960. 391 с. с ил.
2. Степанов В. Г., Шавров И, А. Высокоэнергетические импульсные
истоды обработки металлов. Л., «Машиностроение», 1975. 280 с.
с ил.
124
3. How esploslves we’,! mein Is. - «Iron Age»., 1961, v. 187, X° 18.
p. 90- 91,
4. Лаврентьев 41. A.— «Успехи математических наук:», 1957, т. 12,
вып. 4, с. 41—56,
5, Birkgoff G., Mac Dougal D. Р., Pugh Е., Taylor G.— «J. Appl.
Phys.», 1948, № 19, j>. 563—582.
6. Седых В. С., Дерибас А. А., Биченков Е. И., Тришин. Ю. А.—
«Сварочное производство», 1962, № 3, с. 3—6.
7. Now... it’s explosive welding. — Metalworking Produclion», 1961,
v. 105, № 21, p. 75.
8. Blazynslci T. Z., Dara A. R. — «Metals and Materials», 1972, № 6,
p. 258-262.
9. Дерибас А. А., Кудинов В. Матвеенков Ф. И., Симо-
нов В. /I. — «Физика горения и взрыва», 1967, № 2, С, 291—298.
19. Дерибас А. А. Физика упрочнения н снарки взрывом, Новоси-
бирск, «Наука», 1972. 188 с. с ил.
11. Дерибас А. Л., Кудинов В. М., Матвеенков Ф. И. — «Физика
горения и взрыва», 1967, № 4, с. 561—568.
12. Юткин Д. А. Электрогвдравлический эффект и некоторые воз-
можности его применения. Л., ЛДНТП, 1959. 16 с. с ил.
13. Комельков В. С,— ЖТФ, 1961, т. XXXI, вып. 8, с. 948—960.
14. Рой И. А., Фролов Д. П, — «Доклады АН СССР», 1958, т. 118.
№ 4, с. 683—686.
15. Взрывающиеся проволочки. Пер. е англ. М., ИЛ, 1963. 341 с,
с ил.
16, Кривицкий Е. В.—«Электронная обработка материалов», 1973,
№ 2, с. 68—71.
17. Наугольных К. А., Рой Н. А. Электрические разряды в поде. М,,
«Наука», 1971, 153 с. с ил.
18. Дмитриев В. Г., Комаров Б. Д., Тильга А. К- — «Эксплуатация,
модернизация н ремонт оборудования». Сб. К° 8. М., ЦНИИТЭ-
пефтехкм, 1974, с. 6—9.
19. Сорочинский А. П., Конвишер Б. Я., Рынденко В. В., Чер-
ный A. UI.— «Автоматическая сварка», 1973, № 9, с. 54—56.
20. Дудин А. А., Ермолаев В. В., Лысенко Д. ЕЕ, Орлов Б. Д., Вар-
ламов Г. ТЕ. Карпухин В. Ф. —«Сварочное производство», 1971,
№ 2, с. 16—18.
21. Епечурин В. ГЕ, Ляпсин Г. В., Петров В. М.— «Сварочное про-
изводство», 1974, № 5, с. 12—14.
22. Гельман А. С. Основы сварки давлением. М., «Машиностроение»,
1970. 312 с. с ил,
23. Семенов А. П. — «Автоматическая сварка», 1974, Ks 1, с. 15—19.
24. Шоршоров Л4. X., Караковое Э. С. — «Сварочное производство»,
1971, № 1, с. 51 53.
25. Хренов К. К. — «Автоматическая сварка», 1973, № 5, с. 1—5.
26. Рыкалин Н. И., Шоршоров М, X., Красулин Ю. Л. — «Изв. АН
СССР. Неорганические материалы», 1965, т. 1, № 1, с. 29—36.
27, Орленка Л. П, Поведение металлов при интенсивных динамиче-
ских нагрузках. М., «Металлургиздат», 1965. 168 с. с ил.
28. Кларк Д., Вуд Д. — В кн.: Механика. Пер. с англ. М., ИЛ, 1952,
№ 1, с. 125—152.
29. Кривенцов А. Й„ Седых В. С. — «Физика и химия обработки
материалов», 1969, № 1, с. 132 141.
30. Захаренко Й. Д. — «Физика горсчшя и взрыва» , 1971 № 2
с. 269—272.
125
31. Шоршоров Л1. А., Каракозов Э. С.--«Вестник машинострое-
ния», 1973, № i I, с. 81—83.
32. Седых В. С.--В кн.; Сварка взрывом и свойства сварных сое-
динений. Вып. I. Волгоград, кп. изд-во, 1974, с. 3—24.
33. Каракозов Э. С. Соединение металлов в твердой фазе. М., «Ме-
таллургия», 1976. 264 с. с ил.
34. Grossland В., Bahrani А. С„ Williams I. D., Shribman V. —
«Weld, and Metal Fabric.», 1967, v. 35, № 3, p. 88—94.
35. Физика взрыва. M„ «Наука», 1975. 704 с. с ил. Авт.: Ф. А. Баум,
Л. П. Орленко, К- П. Станюкович, В. П. Челышев, Б. И. Шах-
тер.
36. Kapiza Р. L. — «Proc. Roy. Soc. London (А), 1924, v. 105,
№ 734, р. 691—710.
37. Kapiza Р. b. — «Proc. Roy. Soc. London (A), 1927, v. 115,
№ 772, p. 658—683.
38. Лысенко Д. H., Витевский И. В. — «Вестник машиностроения»,
1963, № 7, с. 51—55.
39. Карасик В. Р. Физика и техника сильных магнитных полей. М„
«Наука», 1964. 348 с. с ил.
40. Белый И. В., Горкин Л. Д., Фертик С. Л4.? Хворост В. Ю. —
«Изв. вуз, СССР, Электромеханика», 1971, № 4. с. 442—447.
41. Остроумов Г. В., Попов С. Д., Хворост В. Ю. Магнитно-им-
пульсная обработка металлов. Вып. 2. Харьков, «Вища школа»,
1974, № 94, с. 25—32.
42. Брон О. Б., Сегаль А. М. — «Изв. вуз. СССР. Электромеханика»,
1969, № 9, с. 936—943.
43. Остроумов Г. В. — «Электричество», 1975, № 5, с. 45—48.
44. Техника больших импульсных токов и магнитных полей. М.,
Атомиздат, 1970. 472 с. с ил. Авт.: П. Н. Дашук, С. Л. Зайенц,
В. С. Комельков, Г. С. Кучинский, Н. Н. Николаевская,
П. И. Шкуропат, Г. А, Шнеерсон.
45. Брон О. Б., Бпечурин В. П., Верши лов IO. И. — «Кузнечно-
штамповочное производство», 1970, Jis 2, с. 12—14,
46, Алиханов С. Г., Будквр Г. И., Кичигин Г. II., Комин А. В.—
«Прикладная механика и техническая физика», 1966, № 4,
с. 38—41.
47. Князев В. П.. Шнеерсон Г. Л. — ЖТФ, 1970, т. X, вып. 2,
с. 360—371.
48. Михкельсоо В. Т„ Шнеерсон Г. А. — ЖТФ, 1970, т. XL, вып. 10,
с. 2198—2208.
49. Дудин А. А., Князев В. П., Овчинников Ю. М. —«Вопросы тех-
нологии производства летательных аппаратов». Куйбышев. Об-
ластное гос, изд-во, 1970 (КуАИ, Сб. № 41), с. 28—32.
50. Лагутик О. Т., Хименко Л. Т., Баткилин Я. М., Горкин Л. Д. —
«Магнитно-импульсная обработка металлов». Вьш. 2. Харьков,
«Вища школа», 1974, № 94, с. 16—24.
51. Winkler R— Hochgeschwindigkeitsbearbeitung. VEB Verlag
Tcchnik, Berlin, 1973, p. 456.
52. Калантаров П. Л. и Цейтлин Л. А. Расчет индуктивностей. М.,
Л., «Госэпергоиэдат», 1955. 368 с. с ил.
53. Павлов А. И..Пашков П. О., Седых В. С. — В кн.: Материалы
научной конференции. Т. I. Волгоград, ВПИ, 1965, с .327—330.
54. Абрахамсон Г. — В кп.: Прикладная механика. Пер. с англ. М.,
ИЛ, 1961, т. 28, № 4, с. 45—55.
126
roror I В. -:Рг!--с. Roy. Soc. Ser. А»,
'и Ьш ; : ; E ПР’ехтер L> Л C n.., n-ro nop- ijвa.
Al !!: i- i и'; г > ил
!/: (V 1967, A2 fy p. 367—510,
1‘- ' f ,1. Л'. - «Сварочное пр on? no, сет bos. 1972,
79 ,-r '' .7, ;,.(. .4, B. «Магнитно i.MnynhCTiaK обра-
г": ; :o:n 2. Xa ih.-kois, «Вагца ШКОЛ,!», ЛЬ 94, 1974,
I>1? > ,< !w.c:! А. P., Verbrook С. K. — «Bander, Bleche,
о .on ; 7- о 5 269—277.
oi Ло т пеанов В. А., Елагин В. И. Металловедение и
. -го сботка цветных металлов и сплавов. М., «Ме-
’ ?’о 1 480 с. е ил.
।Л’ • si. г ?. Holzmann А. И. —«Journal of applied Physics»,
I год. - 9 6 ,r 1. p. 928—939.
o'j. В кил Сварка взрывом п свойства сварных сос-
ц .... Bi.iro 2. Волгоград, ВПИ, 1975, с, 3—38-
64 Г. Лозовская В. Ф., Седых В. С., Сонное А. П.,
В ч:в С г. Наводченко П. В. — В кн.: Технология машвно-
> НолI.ll-рад, ВПИ, 1970, с. 99—101.
65 . Во 7 -«Автоматическая сварка», 1970, Ns I, с. 32—
66 I i.'l : П (. . Гаек Ю. В., Свириденко А. Н. — «Физика горе-
::г"| : г ;п;.|! л . 1979, № 3, с. 358—303.
67 . Г'о.:,.„:<)« .7 1, ьарбарович Ю. К,. — В кн.: Технология и опыт
। * .и;о л : г,, nv, госных методов обработки металлов давлением.
'I. . l..i.i jl. 1971 е. 9—,13.
он .1 :-~ipiia."oe -4. №., Демичев В. Ф., Елисеев Г. А., Левит 17. А.—
Ц-тч! Гу. 1970, т. II, е. 582—585.
i./.i l\opriiO'.iJ-,.j Л. Д’, Лившиц Ю, Я.— «Труды научно-исслед.
,।::iгок;- .л ко п'тр. института технологии машиностроения», Л.,
। pro :.. ":’67, .:< 4. С, 9—25.
70. Еоногоо в В., Межибовский Г. Л.. Симкин С. А,— «Магнитно-
п- I.тулвеная обработка металлов». Вып. 2. Харьков, «Вища шко-
». Дб-р у. о-| {15—70.
I Пни-кевин В, Л., Гдемский М. ’о. — В кн.: Новое в электрофи-
’пиескго": и г агрохимической обработке материалов. Л., «Ma-
il шгогоросп г». !971, с. 339—344.
72. Л'-.'ик-?в!/ч. В Л . Едемский М. М, Конур Э. Н. — «Кузненно-
liiTHMiv• гоч!-> гзводство», 1970, № 7, с. 30—32.
73. WihC Г. - - «Л : 11Г;,corking Production», 1969, v. 113, № 9,
р lii АГ?.
71. Тгони.дго го, । "би тд10вание контактной снарки. М., Маипшо-
гогоочццс» 1075 536 с. с ил. Авт.: Б. Д. Орлов, Ю. В. Дмитриев,
Д А. Ч -го-.., го
Гл. С..;, .гп Г в Л-,,•pivuH В. Ф. — В кч.* «Чмпущ-.счыс м 'Т"п.’ нб
убот' , го I । го :цч-' i го 1.Г iro г ,. го.;'' V
76 ..7чл,,.,(. .1 7 , го;. ,'.,:го В. Ф - В ич Mcrepii.i. го । ?; । у11 i । 1 - тс1 .
......,,ч pro : " К'шбгопиго. 1<уЛИ, Ч?-1 ; 572 р;4.
77 К': ашГ - : ' 1 г, .1 ;: < iVI I! :1 I 'Го, го го IT го ||,1 .;| {Г. ...
ОГЛАВЛЕНИЕ
От издательства.......................................
Предисловие...........................................
Глава I. СВАРКА ПРИ ВЫСОКОСКОРОСТНОМ СОУДАРЕНИИ
1. Сварка взрывом ..............................
2. Сварка импульсным электрическим разрядом в среде,
передающей давление........................... . .
3. Магнитно-импульсная сварка ..................
4. Физические основы сварки давлением...........
Глава II. ДВИЖЕНИЕ ТЕЛ ПОД ДЕИСТВИЕМ ДАВЛЕНИЯ ИМ-
ПУЛЬСНОГО МАГНИТНОГО ПОЛЯ .............................
1. Физические основы магнитно-импульсной обработки
металлов........................................
2. Движение участка тонкостенной оболочки под дей-
ствием импульсного магнитного поля . . . . .
3. Влияние распределения давления импульсного маг-
нитного поля на кинематику движения метаемого
элемента .............. ........................
Глава III. ПАРАМЕТРЫ МАГНИТНО-ИМПУЛЬСНОЙ СВАРКИ
1. Начальные параметры..........................
2. Основные параметры ..........................
3. Давление соударения............................
Глава IV. ОБРАЗОВАНИЕ СОЕДИНЕНИЯ ПРИ МАГНИТНО-ИМ-
ПУЛЬСНОЙ СВАРКЕ . . ... ...............................
1. Влияние параметров процесса на характеристики
соединений .....................................
2. Определение основных параметров процесса . . .
3. Свойства сварных соединений..................
4. Представление о процессе образования соединений
Глава V. ТЕХНОЛОГИЯ И ОБОРУДОВАНИЕ МАГНИТНО-ИМ-
ПУЛЬСНОЙ СВАРКИ .......................................
1. Схемы магнитно-импульсной сварки и классифика-
ция сварных соединений .........................
2. Инструмент и оснастка . .....................
3. Установки для магнитно-им пульс ной сварки . . .
4. Методы контроля соединений...................
5. Перспективы развития магнитно-импульсной сварки
Библиографический список ... ...........................