CC BY
27
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Попов, И.О. Технология внутрипечного обеднения конверторных и анодных шлаков медного производства [Текст] /И.О. Попов, С.М. Устинов, Б.Н. Бутырский // Материалы XII Всеросс. конф. по проблемам науки и высшей школы.— СПб.: Изд-во Политехнического университета, 2008.— С. 252-254.
2. Davenport, W.G. Extractive metallurgy of Copper (fourth edition) [Текст] /W.G. Davenport, M. King, M. Schlesinger, A.K. Biswas.— Oxford, 2002.
3. Смирнов, В.И. Металлургия меди, никеля и кобальта [Текст] / В.И. Смирнов, А.А. Цейдлер, И.Ф. Худяков, А.И. Тихонов.— М.: Металлургия, 1964.
4. Ванюков, А.В. Теория пирометаллургиче-
ских процессов [Текст] / A.B. Ванюков, В.Я. Зайцев.— М.: Металлургия, 1973.
5. Патент № 2391420 Российская Федерация, МПК7. Способ огневого рафинирования меди [Текст] / Попов И.О., Устинов С.М., Бутырский Б.Н., Макаров A.M.- Заявлено 24.06. 2009.-№ 2009124157.
6. Федоров, С.Г. Химическая переработка минеральных концентратов Кольского полуострова [Текст] / С.Г. Федоров, А.И. Николаев, Ю.Е. Бры-ляков [и др.].— Апатиты: Изд-во КНЦ РАН, 2003.- С. 22-26.
7. Купряков, Ю.П. Производство тяжелых цветных металлов из лома и отходов [Текст] / Ю.П. Купряков.— Харьков: Основа, 1992.
УДК 621.791.14
К.А. Охапкин
РАСЧЕТНО-ТЕОРЕТИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ ТЕПЛОВЫХ ПРОЦЕССОВ ПРИ ТОЧЕЧНОЙ СВАРКЕ ТРЕНИЕМ
Точечная сварка трением — перспективный процесс соединения пластичных металлов в твердой фазе. Сварка в твердой фазе обладает рядом преимуществ по сравнению со сваркой плавлением (отсутствие сварочной ванны с жидким металлом, следовательно, отсутствие пор и трещин; возможность сварки разнородных металлов, не свариваемых традиционными дуговыми способами). При точечной сварке трением значительно снижается осевое усилие на инструмент по сравнению с холодной точечной сваркой, что облегчает реализацию технологического процесса (снижаются требования к оборудованию и оснастке).
4
Рис. 1. Процесс точечной сварки трением
Точечная сварка трением позволяет выполнять нахлесточные соединения. Областью применения данного способа может быть электротехническая промышленность, так как он хорошо подходит для сварки электротехнических шин, которые изготавливают из цветных металлов и сплавов, обладающих хорошей пластичностью.
Сварка выполняется цилиндрическим инструментом 2, который под действием осевого усилия, вращаясь, погружается в металл верхней заготовки 7 на глубину, приблизительно равную толщине верхней заготовки, затем выдерживается в этом положении в течение некоторого времени, достаточного для образования качественного соединения (рис. 1).
В случае точечной сварки трением механическая энергия вращения инструмента, затрачиваемая на преодоление сил трения, рассеивается в форме тепла предположительно на площадках фактического контакта, которые в совокупности образуют поверхность фрикционного контакта. Выделяющаяся теплота затрачивается на пластифицирование прилежащих к источнику
слоев металла, что позволяет инструменту без значительного усилия углубляться в металл верхней заготовки. Однако для выбора оптимальных параметров режима процесса нужно знать достаточно ли теплоты выделяется для пластифицирования металла, каких значений достигают максимальные температуры. Возникает необходимость установления количественной зависимости мощности тепловыделения на поверхности фрикционного контакта инструмента и заготовок от конструктивно-технологических параметров режима сварки.
Существуют различные модели распространения теплоты при сварке трением, но отличительная особенность и главный их недостаток — то, что количество вводимой энергии является входным параметром модели и отсутствуют аналитические выражения, позволяющие определить мощность источника теплоты в зависимости от параметров режима сварки.
Цель настоящей работы — построение тепловой модели процесса точечной сварки трением, в которой мощность тепловыделения определяется аналитически.
При решении задачи нестационарной теплопроводности в процессе сварки необходимо знать значение мощности источника тепла в каждый момент времени и его пространственное распределение. В случае точечной сварки трением действует плоский, распределенный по линейному закону источник. Его можно представить в виде активного теплогенерирующего плоского слоя некоторой небольшой толщины. Для простоты рассмотрим неподвижный теплогенерирующий слой на поверхности верхней заготовки. Предполагается, что в случае рассмотрения подвижного источника, который с определенной скоростью погружают в заготовку, максимальные температуры не превышают значений, полученных для неподвижного, и мощность определяется по тем же выражениям, что и для неподвижного источника (при одинаковом времени действия подвижного и неподвижного источников).
Аналитическое выражение для тепловой мощности может быть получено из рассмотрения процесса тепловыделения на элементарной площадке поверхности трения. На бесконечно малой площадке размером с15= г с№с1г действует элементарная сила трения (1Г= т,¡.¿/5, где тк — контактное напряжение на поверхности взаимодействия инструмента и заготовки; г — расстояние
от оси вращения инструмента до рассматриваемой элементарной площадки. Момент этой силы относительно оси вращения — йМ = гс!Р. Тепловая мощность в рассматриваемом элементе площади трения находится из выражения
¿/0 = ЮП//'=(ОГ2ТкйШл (1)
где со — угловая скорость вращения инструмента.
Проинтегрировав (1) по всей площади фрикционного контакта инструмента и заготовки, получаем полную мощность тепловыделения:
2 тс Я
= -тка>Я\ (2)
О О 3
где Я — радиус инструмента.
Выбор выражения для расчета контактного напряжения зависит от вида фрикционной связи инструмента и заготовки. В работе [1] показано, что в процессе сварки трением можно выделить три стадии изменения мощности, которые различны по характеру зависимости мощности от времени. Можно предположить, что этот характер связан с изменением вида фрикционной связи инструмента и заготовок и переходом от внешнего трения к внутреннему.
Из рассмотрения контактной пары трения «инструмент (материал инструмента — нержавеющая сталь марки 12Х18Н10Т)— заготовка (алюминиевый сплав 7075 Т6)» можно заключить, что по мере нагрева алюминиевый сплав будет разупрочняться, пластифицироваться, а сталь до температуры солидуса алюминиевого сплава будет сохранять высокие значения твердости и прочности. Следовательно, в соответствии с молеку-лярно-механической теорией трения [3] вначале взаимодействия будет наблюдаться внешнее трение — упругий контакт, затем по мере нагрева алюминиевого сплава — упругопластический и, наконец, пластический. Временной интервал внешнего трения предположительно приходится на первую и вторую стадии процесса сварки. Известно, что на третьей стадии, когда наступает внутреннее трение процесса (сдвиговое сопротивление связи сталь — алюминий превышает сдвиговое сопротивление поверхностного слоя алюминия), выделяется практически вся теплота. В случае внутреннего трения принимается, что
хконт = Тт = , где тт — сдвиговое сопротивление материала заготовки; стт — предел текучести материала заготовок на растяжение.
Таким образом, выражение для нахождения мощности источника теплоты принимает вид
(3)
Из формулы (1) получаем выражение для вычисления удельной мощности
q{r) = x1&r. (4)
Необходимо учесть, что тт зависит от температуры и скорости пластической деформации (происходит наклеп поверхностного слоя заготовки, сдвиговое сопротивление увеличивается). Поэтому в процессе решения температурной задачи значение q корректируется на каждом шаге по времени с учетом распределения температур.
По данным [3] скорость пластической деформации при сварке трением превышает скорости пластической деформации статических испытаний в 3000—10000 раз. Поэтому для выполнения вычислений по формуле (4) необходимо провести испытания при повышенных скоростях пластической деформации.
Для исследования был выбран сплав 7075 — высокопрочный деформируемый алюминиевый сплав. Некоторые теплофизические и механические свойства сплава 7075 приведены в таблице.
Кроме того, из литературы [4] известна следующая зависимость сдвигового сопротивления от температуры:
Температура, Сдвиговое
°С сопротивление, МПа
28 242
150 173
200 116
300 71
350 48
400 34
425 28
450 23
475 15
500 10
531 0
Решение уравнения теплопроводности осуществлялось методом конечных элементов с использованием программного комплекса С0М80Ь. Сетка конечных элементов, имеющих геометрическую форму тетраэдров (рис. 2), была построена со сгущением в области действия источника. Максимальный размер наибольшей стороны тетраэдра — 0,004 м, размер в переходной области — 0,00175 м, в зоне действия источника — 0,001 м. Геометрические размеры заготовки 25x25x3 мм.
Для учета ограниченности размеров заготовки границы были приняты адиабатическими. Мощность источника теплоты, вводимая в расчетную модель, отличается от значений, рассчитанных по выражению (4). Это связано с необходимостью учета теплоотвода в инструмент, составляющего порядка 10 % общей генерируемой тепловой энергии [5]. Поэтому в расчетную модель закладывается значение мощности, равное 0,9#(л7). Начальные условия устанавливают температуру заготовки 300 К. Были рассчитаны зависимости мощности от времени, максимальных температур, достигаемых в процессе сварки, от основных параметров режима — скорости вращения и диаметра инструмента.
Мощность тепловыделения. Для расчета мощности были приняты следующие параметры режима: скорость вращения инструмента — 800 об/мин; диаметр инструмента — 6 мм. На рис. 3 приведена зависимость средней по площади инструмента мощности тепловыделения от времени. По характеру зависимости видно, что от максимального значения мощность падает до некоторого установившегося значения, которое незначительно снижается с течением времени, что совпадает с характером зависимости мощности от времени на третьей стадии процесса сварки трением [1]. Наблюдаемое падение мощности согласуется с физическими закономерностями процесса: заготовка нагревается, следовательно, уменьшается сопротивление пластической деформации, а соответственно снижается момент
Теплофизические и механические свойства сплава 7075 Т6
Параметр и единицы его измерения Значения параметра при указанной (°С) температуре
100 200 300 400
Теплопроводность, ВтДмК) 139 168 176 176
Теплоемкость, Дж/(кГ-К) 277 505 759 1105
Плотность, кГ/м3 2705 - 2664 2640
1 74
0, Вт
Рис. 2. Сетка конечных элементов
О 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 с
Рис. 3. Зависимость мощности тепловыделения от времени
трения и мощность тепловыделения. С течением времени процесс стабилизируется: по мере приближения к температуре солидуса сплава мощность тепловыделения снижается практически до нуля, и в точках, где достигнута нулевая мощность, идет охлаждение металла заготовки, упрочнение и соответствующее увеличение мощности тепловыделения. Так поддерживается приблизительно постоянное значение мощности на установившемся этапе процесса.
Максимальные температуры процесса. Для расчета максимальных температур в зависимости от скорости вращения инструмента принимался диаметр инструмента 6 мм. Для расчета максимальных температур в зависимости от диаметра инструмента была принята скорость вращения инструмента 800 об/мин. Из приведенных на рис. 4, й зависимостей видно: когда время действия источника составляет 3 и 4 секунды, значения максимальных температур практически не изменяются, что хорошо согласуется с данными рис. 3, где мощность приобретает установившее-
200 400 600 800 10001200 п, об/мин
ся значение при времени действия источника около 3 с. Поэтому зависимость максимальных температур от диаметра инструмента была рассчитана при времени процесса, равном 3 с.
Расчетное изменение максимальной температуры процесса при изменении скорости вращения инструмента от 400 до 1200 об/мин составляет 109 °С, апри изменении диаметра инструмента от 4 до 12 мм- 249 °С.
Анализ максимальных температур является методом количественной оценки эффективности способов управления процессом сварки за счет диаметра инструмента и скорости вращения. При известных максимальных температурах процесса появляется возможность прогнозирования структуры и свойств сварных соединений.
Разработана методика расчетной оценки мощности тепловыделения на поверхности фрикционного контакта инструмента и заготовок. Зависимость мощности от времени, полученная по данной методике, согласуется с экспериментальными данными других исследователей, например [ 1 ].
6 Я, мм
Рис. 4. Зависимости максимальной температуры от скорости вращения инструмента (а) при времени действия источника 3 и 4 с и от радиуса инструмента (б) при времени действия источника 3 с
На основе предложенной методики расчета мощности тепловыделения получено решение нестационарной задачи теплопроводности, которая служит основой для решения диффузионной, термомеханической и микроструктурной задач при сварке.
Показано, что процесс нагрева устанавливается в течение 3 с при заданных параметрах расчета.
Установлено, что изменение диаметра инструмента — более эффективный способ управления процессом сварки, чем изменение скорости вращения инструмента.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Билль, В.И. Сварка металлов трением [Текст] / В.И. Билль,- М.: Машиностроение, 1976,— 176 с.
2. Серегин, С.А. Вопросы механики процесса сварки металлов трением [Текст] / С.А. Серегин,— Филиал ТГУ при КемГУ,— Кемерово, 1991,— 154 с.
3. Крагельский, И.В. Основы расчетов на трение и износ [Текст] / И.В. Крагельский, М.Н. Добычин, B.C. Комбалов,— М.: Машиностроение, 1977.
4. Cavalière, P. High temperature deformation of friction stir processed 7075 aluminium alloy [TeKCT] / P. Cavaliere, A. Squillace // Materials Characterization.- 2005. Vol. 55,- P. 136-142.
5. Dickerson, T. Heat Flow into Friction Stir Welding Tools [TeKCT] / T. Dickerson // 4ltl Intern. Symp. on Friction Stir Welding.— Park City, Utah, USA.— 14-16 May. 2003.
