Деформирование свариваемых деталей при их сближении

2.1.1. Деформирование свариваемых деталей при их сближении

Реальная деформация свариваемых деталей в процессе их сближения (рис. 2.1) представляет сложное сочетание признаков, близких как к чистому изгибу пластины (рис. 2.1, а), так и к чистому ее прогибу по типу мембраны (рис. 2.1, д). При этом переход от первого ее состояния ко второму происходит плавно (рис. 2.1, б...г) по мере увеличения расстояния u от кромки нахлестки до центра электродов. Причем этот переход происходит тем быстрее (при меньшей величине u), чем меньше расстояние t_Ш до точек опоры вдоль нахлестки.

Наличие зазоров между деталями и операции их сближения до соприкосновения, которое приводит к сложному искривлению деталей, существенно изменяет как распределение напряжений в контактах, так и характер, протекающих в них микро- и макродеформаций. При отсутствии зазора (рис. 1.5, этап 1) можно допустить, что в контакте деталь-деталь деформируются две плоские поверхности, а при большом расстоянии от кромки листов до электродов (рис. 2.1, д) — две сферические поверхности. В практике же сварки в основном встречаются промежуточные более сложные, несимметричные виды деформирования свариваемых деталей при их сближении (рис. 2.1, б...в) [91].

Сложное искривление деталей при их сближении приводит как к уменьшению размеров ядра, так и к искажению его формы (рис. 2.2). Основной причиной этого является изменение формы контакта (рис. 2.3).

Исследования влияния величины зазора δ, шага между точками t=2 t_Ш, расстояния от кромки нахлестки u и F_СВ на величину и форму начального контакта выявили сложную их зависимость от перечисленных выше факторов. При этом измерение контурной площади контакта производили по известной методике угольных плёнок [92…94].

Форма контакта оценивалась коэффициентом формы k_Ф, который характеризует отклонение формы контакта от окружности, т. е. эллипсоидность контакта. В этом случае реальный контакт принимается в форме эллипса, в котором взаимно перпендикулярные наибольшее и наименьшие значения диаметров контакта принимаются равными наибольшей 2а и наименьшей 2b оси эллипса (рис. 2.3). Эти оси сравниваются с диаметром d₀ условной окружности, площадь которой равна площади эллипса. В этом случае коэффициент формы контакта определяется по зависимости

. (2.1)

Очевидно, что коэффициент формы контакта показывает относительное отклонение формы контакта от окружности. Во всех случаях прогиба деталей при наличии зазора между ними контакт вытягивается вдоль оси, перпендикулярной линии края нахлестки (рис. 2.4).

Увеличение расстояния от края листа u при постоянстве остальных параметров приводит к уменьшению контурной площади сварочного контакта S_К относительно ее величины при отсутствии зазора S₀ (S_К/S₀) и уменьшению коэффициента её формы k_Ф, т. е. его эллипсоидности
(рис. 2.4, а). Это объясняется плавным переходом вида деформации детали

от изгиба к прогибу по типу мембраны.

Увеличение расстояния между точками t приводит к увеличению контурной площади контакта и увеличению искажения его формы (рис. 2.4, б). Причем увеличение k_Ф происходит до некоторого значения t, зависящего от величины зазора δ, а затем с увеличением t эллипсоидность контакта k_Ф уменьшается. Это также объясняется изменением вида деформации деталей в контакте. Так, увеличение S_К при уменьшении u и увеличении t можно объяснить увеличением усилия сжатия F в площади контакта, так как усилие, которое затрачивается на деформацию деталей при их сближении при таком изменении t и u уменьшается. Уменьшение же k_Ф при увеличении u объясняется переходом от изгиба детали в месте сжатия к ее прогибу по типу мембраны. Начальное увеличение k_Ф при увеличении t, наоборот, обусловлено переходом от прогиба детали по типу мембраны к ее изгибу, а дальнейшее уменьшение k_Ф обусловлено уменьшением искривления деталей при увеличении t.

При увеличении зазора δ (рис. 2.4, в) площадь контакта S_К вначале уменьшается, что можно объяснить уменьшением усилия в площади контакта, а затем резко увеличивается вплоть до первоначальных размеров. Последнее обусловлено тем, что при достижении зазором некоторой величины δ, которое зависит от конкретного сочетания значений t и u, происходит резкий переход от изгиба детали к её прогибу по типу мембраны. Дальнейшее же увеличение забора приводит к монотонному уменьшению площади контакта, причиной чего является уменьшение усилия сжатия в площади контакта. Эллипсоидность контакта при увеличении зазора вначале увеличивается, а затем монотонно уменьшается. Это объясняется описанным выше изменением вида деформации деталей. Причем, положение точек перегиба (δ = 2…2,5 мм, и t = 100…125 мм) на кривых изменения S_К/S₀ и k_Ф не является постоянным, а изменяется при изменении сочетаний значений t, δ и F.

Увеличение усилия F сжатия деталей (рис. 2.4, г) во всех случаях приводит к монотонному увеличению площади контакта деталь–деталь, обусловленному увеличением давления в его площади. При этом монотонно уменьшается и искажение формы контакта.

Таким образом, контурная площадь контакта деталь–деталь всегда уменьшается при наличии зазора между ними, а искажение её формы зависит от конкретных сочетаний расстояния между точками и расстояния до кромки нахлёстки, а также значений зазора и усилия сжатия деталей. При величинах зазоров, встречающихся в практике КТС, искажение формы контакта однозначно увеличивается с увеличением расстояния между точками и уменьшением расстояния до кромки нахлёстки.

 

2.1.2. Влияние деформирования деталей на усилие сжатия
в свариваемом контакте

Из силовой схемы двусторонней точечной сварки (см. рис.1.1) следует, что усилие сжатия в контактах электрод–деталь и деталь–деталь равны усилию сжатия деталей электродами. Однако это всегда справедливо только для контактов электрод–деталь. Что же касается усилия сжатия в контакте деталь–деталь, то во многих случаях сварки оно отличается от усилия сжатия деталей электродами. И причиной этого являются зазоры, которые приводят к тому, что некоторая часть усилия сжатия электродов (в дальнейшем будем обозначать ее — F_Д) затрачивается на деформирование свариваемых деталей при их сближении до соприкосновения. Вследствие этого усилие в площади свариваемого контакта F_C меньше усилия сжатия электродов F_Э на величину F_Д.

Оценка величины отклонения F_C от F_Э важна не только для формирования начальных контактов, а для всего процесса формирования соединений при КТС. Так, устойчивость процесса формирования соединений против образования выплесков при традиционных способах сварки связывают, в частности, с наличием зазоров между свариваемыми деталями. При этом основной причиной образования выплесков при наличии зазоров считают значительное уменьшение усилия сжатия деталей в свариваемом контакте, несмотря на то, что величину зазоров при КТС жестко регламентируют (табл. 2.1) [10, 11, 91, 95].

Очевидно, что такие допуски, в особенности при сборке крупногабаритных изделий, например, при сборке обечаек диаметром в несколько метров с перегородками или набором, выдержать весьма проблематично. Такие ограничения, несомненно, удорожают технологию сборки и сварки. При этом, конкретные результаты исследований, которые бы установили степень влияния F_Д на отклонение F_С от F_Э в процессе КТС и тем самым обосновали бы такое объяснение причин повышенной склонности процесса сварки к образованию выплесков и такие жесткие допуски на величину зазоров, очень немногочисленны.

Таблица 2.1

Допускаемая величина зазоров при КТС

Длина участка (мм)	Толщина более тонкой детали — s, мм
	0,3 ≤ s < 1	1 ≤ s < 1,5	1,5 ≤ s < 2,5	s ≥ 2,5
	Допускаемая величина зазоров δ, мм
100	0,5	0,4	0,3	0,2
200	1,0	0,8	0,6	0,4
300	1,5	1,2	0,9	0,6

По-видимому, наименее трудоемким было бы расчетное определение величины F_Д, например, решением известного уравнения С. Жермен – Лагранжа, описывающего прогиб пластинки [96],

,  (2.2)

где w – величина прогиба пластинки; x и y – координаты; q – внешняя нагрузка; D – цилиндрическая жесткость листа, равная

;

здесь E – модуль упругости; s – толщина листа; μ – коэффициент Пуассона.

Однако точное решение уравнения (2.2) даже для идеализированных граничных условий представляет большие трудности и, например, по мнению автора работы [97], не всегда оправдано. Кроме того, аналитическое определение величины F_Д  затрудняется еще и тем, что схема закрепления деталей при точечной сварке, например, посредством уже сваренных точек весьма неопределенна. Она не имеет близких аналогов среди идеализированных схем закрепления пластинок в известных [96…98] аналитических решениях этой задачи.

В экспериментальных исследованиях силового взаимодействия деталей при наличии зазоров [91, 99, 100], величина усилия F_Д, необходимая для сближения свариваемых деталей, определялась как функция комплексного влияния ряда технологических факторов точечной сварки (рис. 2.5):

F_Д = F(t, t^*, u, α, δ, s, R_Э),

где t – расстояние между сваренными точками; t^* – расстояние до соседних сваренных точек; u – расстояние от кромки листа до центра свариваемой точки, которое, как правило, равно половине ширины В нахлестки; α – угол раскрытия зазора в нахлестке; δ – величина зазора в месте сварки; s – толщина деталей; R_Э – радиус сферы рабочей поверхности электродов.

Так как при точечной сварке зона нагрева ограничена и составляет относительно небольшую часть зоны упругопластической и упругой деформации деталей при их сближении, то считается, что усилие прогиба деталей в процессе сварки не изменяется [95]. Такое допущение позволяет проводить эксперименты по определению F_Д на холодных образцах вне сварочной машины.

Моделирование зазоров производилось по известной методике, показанной на (рис. 2.6). В этом случае образцы 1 в местах имитации уже сваренных точек сжимались специальными струбцинами 2 усилием 2…8 кН, которое вполне обеспечивало жесткое закрепление образцов толщиной 1…4 мм при их деформировании электродами в месте сварки (рис. 2.6, а). Величина зазора δ, а также угол α раскрытия зазора в нахлестке устанавливались прокладками 3. Кроме того, зазоры моделировали и по известной методике [95], в соответствии с которой образцы сваривали через размерные прокладки (рис. 2.6, б).

Деформация образцов производилась на экспериментальной установке изготовленной на базе разрывной машины УММ-5 (рис. 2.7).

В ней верхний 1 и нижний 2 электрододержатели с установленными в них электродами закреплены в губках разрывной машины 3 и 4. На нижнем электрододержателе 2 жестко закреплена направляющая скоба 5, в направляющей 6 которой верхний электрододержатель 1 установлен с возможностью осевого перемещения. На кронштейне 7, жестко закрепленном на верхнем электрододержателе 1, установлен индикатор перемещения часового типа 8, установка нуля на котором производится регулировочным винтом 9. Деформируемые детали 10 помещаются между электродами перпендикулярно их оси. Поддерживающее приспособление 11 служит для фиксации пространственного положения деформируемых деталей.

Прогиб ω деформируемых деталей 10 измерялся с точностью ± 0,005 мм по сближению h электродов 1 и 2, а величина деформирующего усилия измерялась по шкале разрывной машины с точностью ± 10 Н. Погрешность Δh измерения сближения деталей h учитывалась как среднестатистическая поправка. Она появляется из-за деформации элементов конструкции установки при нагружении, внецентренного расположения индикатора перемещения и вдавливания электродов в детали. Величина погрешности Δh, которую определяли при сжатии одного листа, зависит от сжимающего усилия F_Д (рис. 2.8). В итоге прогиб одного листа определялся по выражению

.

В экспериментах использовались образцы из сплавов АМц, Д16Т, АМг6 и МА2-1 размером 300 × 400 мм и толщиной 1...5 мм. Измерения деформирующего усилия F_Д при сочетании факторов каждой ячейки производились три раза.

Для определения значимости влияния на величину F_Д усилия сопротивления деталей их сближению до соприкосновения семи технологических факторов точечной сварки, которые показаны выше (рис. 2.5), планировались четырёхфакторный эксперимент в пяти уровнях (латинский квадрат) и трехфакторный эксперимент в семи уровнях по известным методикам [101…105].

При проведении четырехфакторного эксперимента в пяти уровнях осуществляли проверку значимости влияния на величину F_Д факторов t^*, α, R_Э и s при неизменных значениях параметров t, δ и u. В результате получены отношения дисперсий факторов к дисперсии воспроизводимости, которые соотносятся с критерием Фишера, для условий данного эксперимента равным 3,9, следующим образом:

; ;

; .

Таким образом, из этого эксперимента следует, что влияние фактора Д, т. е. толщины деталей s, на величину F_Д значимо, а влияние факторов А, В и С, т. е. t^*, α и R_Э — не значимо.

Проверку значимости влияния исследуемых факторов t, δ, u на величину F_Д при неизменных значениях параметров t^*, α, R_Э и s осуществляли проведением трехфакторного эксперимента в семи уровнях. В результате также получены отношения дисперсий факторов к дисперсии воспроизводимости, которые соотносятся с критерием Фишера, который для условий данного эксперимента равен 3,9, следующим образом:

; ; .

Следовательно, все исследуемые в данном эксперименте факторы А, В и С, т. е. расстояние между сваренными точками t, величина зазора в месте сварки δ и расстояние от кромки листа до центра свариваемой точки u на величину F_Д влияют значимо.

Степень влияния каждого из факторов на величину усилия сопротивления деталей деформации при их сближении F_Д можно оценить по соотношению дисперсий. Тогда значимо влияющие на величину F_Д факторы в порядке уменьшения их влияния располагаются следующим образом:

; ; ; .

Таким образом, из семи исследуемых технологических факторов значимо влияют на величину F_Д только четыре вышеуказанных: толщина деталей s, расстояние между точками t, величина зазора в месте сварки δ и расстояние от кромки листа до центра свариваемой точки u (рис. 2.9). Влияние же расстояния до соседних сваренных точек t^*, угла раскрытия зазора в нахлестке α и радиуса сферы рабочей поверхности электродов R_Э в исследуемом диапазоне их изменения не значимо и находится в пределах статистического разброса измеренных значений F_Д.

Зависимость F_Д от значимо влияющих на его величину факторов однозначна при любых их сочетаниях. Величина F_Д возрастает с увеличением s, δ и u, а также с уменьшением t (рис. 2.9). При этом градиент изменения F_Д, характеризующий степень влияния каждого из факторов, согласуется с приведенным выше соотношением их дисперсий.

Для определения количественной зависимости между усилием сопротивления свариваемых деталей их прогибу F_Д и значимо влияющими на его величину технологическими факторами КТС проводились однофакторные эксперименты по общеизвестной методике. Проведенными исследованиями установлено следующее.

С увеличением толщины деталей s характер увеличения усилия сопротивления свариваемых деталей их прогибу F_Д практически не изменяется при всех сочетаниях остальных значимых факторов (рис. 2.10). Это же можно сказать и о характере уменьшения F_Д при увеличении расстояния между сваренными точками t (рис. 2.11).

Влияние величины зазора δ и расстояния до кромки листа u на усилие сопротивления свариваемых деталей их прогибу F_Д не столь однозначно (рис. 2.12). Так, при сжатии деталей у кромки нахлестки, т. е. при небольших значениях u (кривая 1 на рис. 2.12, а) или при небольших отношениях δ/t (рис. 2.12, б), что имеет место при малой величине зазора δ или большом шаге между точками t, увеличение F_Д происходит практически пропорционально увеличению зазора. Это объясняется тем, что при таких условиях искривление деталей в месте сжатия небольшое, характер деформации листов близок к чистому изгибу и детали деформируются в упругой области (см. рис. 2.1).

При увеличении отношения δ/t деформирование листов переходит от их изгиба к прогибу по типу мембраны. Кривизна деталей в месте сжатия увеличивается и деформации могут выходить за пределы области упругих. В этом случае детали в области, прилегающей к месту сжатия, могут деформироваться упруго-пластически или даже пластически. В следствие этого прямо пропорциональная зависимость усилия F_Д от величины зазора δ нарушается и рост величины F_Д замедляется (рис. 2.12, а).

С увеличением расстояния до кромки нахлестки u усилие сопротивления свариваемых деталей их прогибу увеличивается F_Д (рис. 2.13). Однако в этом случае рост F_Д происходит только до определенного соотношения между параметрами δ, u и t, а затем прекращается (рис. 2.13, а, б).

Это объясняется тем (см. рис. 2.1), что по мере увеличения отношения u/t характер деформации деталей изменяется от состояния, близкого к чистому изгибу (при малых значениях отношений u/t и δ/t), к состоянию, близкому к чистому прогибу по типу мембраны (при увеличении отношений u/t и δ/t). При достижении отношением u/t определенного значения, которое зависит от соотношения s и δ, соответствующего переходу к прогибу по типу мембраны (рис. 2.1, г), дальнейшее увеличение u на усилие F_Д практически не влияет.

 

2.1.3. Экспериментально-расчетный метод определения усилия
деформирования деталей при их сближении

В связи с тем, что точно рассчитать величину усилия сопротивления свариваемых деталей их прогибу F_Д решением уравнения (2.2) для условий точечной сварки представляет большие трудности, то для решения технологических задач рационально использовать приближенный экспериментально-расчетный метод определения при КТС усилий, необходимых для деформирования деталей до их соприкосновения [91, 100]. Его суть заключается в следующем.

Результаты экспериментальных измерений величины усилия сопротивления свариваемых деталей их прогибу F_Д при различных сочетаниях технологических факторов значимо влияющих на его величину, приближенно можно описать следующими функциями, которые выражают зависимость F_Д от каждого из них при неизменных значениях остальных:

,

где f₁, f₂, f₃, f₄ – функции удовлетворяющие равенствам, которые представляется возможным определить по экспериментальным результатам деформирования свариваемых деталей при конкретных условиях точечной сварки; w – прогиб одной свариваемой детали.

Тогда можно предположить, что существует некая функция f₅, которая удовлетворяет условию

. (2.3)

Толщину деформируемых деталей в зависимости (2.3) можно выразить через цилиндрическую их жесткость D по зависимости 2.2

,

а величину прогиба свариваемой детали w — через величину зазора δ

,

где D₁, D₂ — цилиндрическая жесткость деталей, причем D₁ жесткость более тонкой детали.

С учетом приведенных выше зависимостей выражение (2.3) можно преобразовать к следующему виду:

, (2.4)

где f₆ – функция, удовлетворяющая равенству.

Эмпирическая зависимость (2.4) структурно согласуется с зависимостями, полученными при аналитических решениях задач прогиба пластинки для идеализированных граничных условий, например, в работе [97].

Анализом результатов экспериментальных исследований зависимости величины усилия сопротивления свариваемых деталей их прогибу F_Д от значимо влияющих на неё технологических факторов точечной сварки установлено, что параметры u/t, (w/t) и s влияют на величину F_Д не однозначно. Так, в области упругих деформаций прогиба деталей значение функции f₆ в основном зависит только от параметра . В области же деформаций упругопластических — значения функции f₆ уменьшаются с увеличением параметра (w/t) и толщины деталей s.

Определено, что с достаточной для приближенных технологических расчетов точностью функции f₆ может быть аппроксимирована зависимостью вида

,

где А и В – экспериментально определяемые коэффициенты, которые зависят, соответственно, от параметров (u/t) —  и от параметров (w/t) и s —  (рис. 2.14).

Тогда, с учетом сказанного выше, зависимость (2.4) для расчетного определения величины усилия F_Д сопротивления свариваемых деталей их прогибу можно преобразовать к следующему окончательному виду

, (2.5)

где δ — величина зазора в месте сжатия; D₁ и D₂ — цилиндрическая жесткость деталей (см. зависимость 2.2), причем при неодинаковой их толщине: D₁ жесткость более тонкой детали; А и В – экспериментально определяемые коэффициенты (рис. 2.14); t — расстояние между точками.

Сравнение значений F_Д при различных сочетаниях значимо влияющих на него технологических факторов, в частности, приведенных в
табл. 2.2, показало, что относительное отклонение усилия в плоскости свариваемого контакта ε_F от усилия сжатия деталей электродами F_Э при сварке деталей этих толщин, равное

, (2.6)

даже при исследуемых величинах зазоров (до 3-х мм) находятся в пределах 0,5…10 %. При встречающихся в практике КТС сочетаниях t, δ и s значения ε_F не превышают 2…5 %.

Таким образом, полученная зависимость (2.5), позволяет при решении технологических задач расчетным путем приближенно определять величину усилия F_Д, необходимого для сближения свариваемых деталей до соприкосновения их поверхностей при конкретных условиях сварки, и с достаточной для практики точностью прогнозировать возможное отклонение усилия сжатия в площади свариваемого контакта от усилия сжатия деталей электродами.