При проектировании тонкостенных изделий и выборе оптималь­ных режимов их сварки необходимо знать характер нагрева основного металла микроплазменной дугой. Особое значение высокотемпературный нагрев имеет при изготовлении изделий; в которых процессу сварки предшествовали операции пайки, изде­лий, имеющих изоляцию или защитные покрытия, и, наконец, би­металлических изделий, для которых нагрев свыше определенных температур недопустим. Во всех случаях процессы распростра­нения тепла оказывают влияние на структуру и свойства метал* ла шьа и околошовной зоны, а также на напряжения и дефор­мации, возникающие в сварных конструкциях. щ

Степень термического воздействия источника нагрева на свариваемый металл определяется термическим циклом свар­ки, т. е. характером изменения температуры в данной точке металла шва или околошовной зоны во времени. Характер тер — ‘ мического цикла при микроплазменной сварке, а также вид изотерм и изохрон нагрева зависят от многих факторов: кон­центрации энергии в дуге, режимов сварки, марки и толщины свариваемого металла, конструкции технологической оснастки, размеров и формы свариваемых изделий. На рис. 97 представ­лены схемы термических циклов в точке околошовной зоны, нагретой до одной и той же температуры при микроплазменной и аргонодуговой сварке. В начальный период нагрева (уча — сток /) происходит весьма быстрое нарастание температуры до максимального значения. Однако при аргонодуговой сварке нагрев протекает несколько медленней, чем при микроплаз­менной. В течение среднего периода (участок //), когда макси­мальная температура удерживается некоторое время на достиг­нутом уровне, уже резко проявляется влияние способа сварки. Время пребывания металла околошовной зоны при максималь*

ПРИ МИКРОПЛАЗМЕННОЙ СВАРКЕ

о

6

Рис. 97.

Термические циклы микроплазменной (а) и аргонодуговой (б) сварки*

т

т


ной температуре в условиях микроплазменной сварки значи­тельно меньше, чем в условиях аргонодуговой сварки. Для ко­нечного периода (участок III), в течение которого происходит остывание металла до средней температуры свариваемых изде­лий, для обоих способов характерно более медленное изменение температуры, чем при нагреве. При аргонодуговой сварке ме­талл остывает с меньшей скоростью, чем при микроплазменной сварке.

Термические циклы, изотермы и изохроны нагрева основ­ного металла при микроплазменной сварке можно получить расчетным и экспериментальным путем. Современные методы расчета тепловых процессов при сварке, разработанные Н. Н. Рыкалиньш [64], позволяют определить температурные поля в зависимости от условий выполнения сварки и теплофи­зических характеристик свариваемых металлов (теплопровод­ность, теплоемкость, температуропроводность). В зависимости от толщины свариваемых, разрезаемых или наплавляемых ме­таллов при микроплазменной обработке возможны следующие упрощенные схемы нагреваемого тела и ввода тепла (рис. 98).

Пластина. Микроплазменную сварку или резку выполняют за один проход с полным проплавлением металла. Такой схеме соответствует линейный источник тепла, характеризующийся тем, что изотермы изображаются прямыми по всей толщине металла (рис. 98, а). Распределение температуры в листе при подвижном источнике нагрева характеризуют вытянутыми изо­термами. При установившемся температурном поле распреде* ление тепла в тонкой пластине неограниченной длины и шири­ны, нагреваемой линейным источником постоянной мощности, перемещающимся с постоянной скоростью, описывают в системе координат OXY, центр которых О совпадает с источником на­грева и перемещается вместе с ним, Все случаи микроплазмен­ной сварки стыковых, угловых и торцовых швов тонкого металла

Рис. 98.

Расчетные схемы тепло проводящего тела:

о —пластина е линейным источником нагрева:

6—полубесконечное (массивное) тело с точечным источником наїрева; в — стержень с плоским

со сквозным проплавлением, а также разделительную микро-і плазменную резку относят к данной схеме.

Полубесконечное тело. Микроплазменную сварку или на — ллаьку выполняют на массивном теле, размеры которого зна­чительно развиты в трех пространственных направленнях ОХ, О У, QZ (рис. 98, б). Поток тепла в этом случае пространст­венный. Такой схеме соответствует точечный источник тепла.

Применительно к микроплазменной сварке схемой полубес — конечного тела можно характеризовать, например, наплавку валика на поверхность относительно массивного тела или за­варку дефектов в толстостенных изделиях.

Стержень. Этой схеме соответствует тело с осью большой длины, площадь поперечпого сечения которого довольно мала (рис. 98, в). Температура по поперечному сечению полностью выравнена, т. е. тепловой поток в стержне ^—линейный. Источ­ник тепла представляют плоским и неподвижным. Такая схема имеет место при микроплазменной сварке концов термопар, круглых проводов, шин и других деталей малого сечения.

Экспериментально наиболее удобно определять температур­ные поля при микроплазменной сварке с помощью малоинер­ционных медь-константаиовых и хромель-алюмелевых термопар диаметром 0,1—0,4 мм. Медь-константановые термопары используют для измерения температур до 600° С в материалах, обладающих высокой теплопроводностью. Хромель-алюмелевые термопары диаметром 0,1—0,15 мм применяют практически на всех материалах. Однако следует иметь в виду, что из-за повы­шенной жесткости проволока такого диаметра требует опреде­ленного навыка в работе. Обычно определение температурных полей при сварке алюминиевых сплавов производят медь-кон — стантановыми термопарами, а при сварке сталей, титана и никеля — хромель-алюмелевыми. Из-за малой толщины метал­лов, свариваемых микроплазменным способом, соединение тер­мопар с поверхностью металла выполняют с помощью специ альной разрядной машины. Показания термопар измеряют по­тенциометрами типа КП-59, ПП-53, ИУП-60М или осциллогра­фами типа Н-102 и Н-700 с использованием добавочных сопро­тивлений.

Согласно принципу местного влияния теории теплопровод­ности, разработанному применительно к сварке Н. Н. Рыкали — ным, температурные поля областей, отдаленных от дуги на определенное расстояние, с достаточной точностью описываются указанными выше идеализированными схемами источников на­грева, не учитывающими размеры сварочной ванны, а также импульсный характер изменения тепловой мощности источника сварочного нагрева. Применимость таких схем для расчетов процессов распространения тепла в высокотемпературных зо-

нах, близких к дуге, не установлена. Между тем с точки зрения практики микроплазменной сварки это наиболее важные области нагрева, поскольку при сварке тонколистовых металлов размеры сварочной ванны значительно больше толщины сва­риваемого материала. В связи с этим нами рассмотрено влия­ние размеров источника тепла на создаваемые температурные поля при сварке металлов малых толщин [65].

Температурное поле в бесконечной пластине, нагрео^емой движущимся с постоянной скоростью лиьейным источником теп­ла с плотностью W = qo(x, у — t/т), при квазистационарном теп ловом режиме описывается [66] формулой

т = ~ е-^Ко (IV. 2)

Здесь до — мощность линейного источника тепла; q^ — bq

ш = Va = 1 + (*М2;

а — коэффициент теплоотдачи с боковых поверхностей z = ± 8/2; о —толщина пластины; /(0(£) — функция Макдональда нулевого порядка; Хи У— координаты точки в движущейся вместе с ис­точником тепла системе координат OX{Y\ a, X — соответственно коэффициент температуропроводности и коэффициент теплопро­водности.

Формулу (IV.2) используем для определения температурного поля пластины, нагреваемой движущимся цилиндрическим источ­ником тепла радиусом R. Если источник тепла находится в точке N (рис. 99, а)у то по формуле (IV.2) найдем температуру в точке

Лі (хи //і):

где Хи г/i—координаты точки М в системе координат NXiYi.

М(х;, у!)

Рис. 99.

Расчетная схема цилиндрического источника тепла (а) и полярная система координат (б) для определения температурных полей.

Установим связь между координатами х, у и Х, yt: Для этого рассмотрим две системы полярных координат — одну с по­люсом в точке N, а другую с полюсом в точке О. Из рис. 99, б следует, что

7= ОМ—ON.(IV.4)

9

Введем обозначения р0 = ОМ, т = NM, р0 = ON. Проектируя

векторное равенство (IV.4) на ось NY, находим

* *

ух = pocosf*— pocos^, (I V. b)

Из треугольника ONM следует, что

ро + ро—2p0o0cos(^ — р) = УГ^12+ V * (IV. 6)

Координаты точки М в полярной системе координат с полю­сом в точке О будут ро, (3. Формула (IV,3) теперь примет вид

с_ ( («V. V р о2 + р * _ 2роРо cos (<|> — Р)).

(IV.7)

Пусть Q — количество тепла, выделяемого круговым цилинд­рическим источником тепла за единицу времени. Тогда QfaR2— количество тепла, выделяемого источником тепла, площадь попе­речного сечения которого равна единице, a Qpodpadty/nR2— коли­чество тепла, выделяемого источником, поперечное сечение кото­рого равно podpodty единиц площади. Температура в точке М (хи yi) от источника, поперечное сечение которого равно podpc^ единиц площади, будет

2г2^2хв e_“(pocos?-p’cos*)podpod, j</<:o (o»v« V рГ-Ь Ро — 2oopocos(‘|) — j)).

(IV.8)

Температуру в точке А/ (jcj, у) от источника тепла, попе­речное сечение которого представляет собой круг радиусом R, получим, проинтегрировав (IV.8) по площади поперечного сече­ния источника:

р = _1°; Ре = —; Bi = находим

2-n^fiX 2Р

Переходя к безразмерным переменным 6 — — Т; R* =

Пренебрегая удельной теплотой фазового перехода твердое тело—жидкость, температуру в центре источника, т. е. при р* — 0, можно аппроксимировать формулой

По этой формуле на ЭВМ «Минск-32» проведены расчеты температурного поля алюминиевой пласіины толщиной 0,5; 1 и 2 мм (а=3.9-10~3 кал/с• см2*град, А ~ 0,63 кал/с*см-град,

= 1 см2/с).

При заданных коэффициенте теплоотдачи и коэффициенте теплопроводности значения критерия bi = ctS/2X зависят от толщины пластины. На рис. 100 показаны результаты расчетов квазистационарного температурного поля пластины, толщина которой 1 мм. На том же рисунке нанесены результаты расче­тов при р=0° и р = 180°. При этом Ві=0,00031. Критерий

«і

Ре= — j — при скорости сварки v=25 м/ч равен 0,017. При

радиусе цилиндрического источника, в 2 раза меньшем и в 2 ра­за большем толщины пластины (/?* = 1; 4), эффективная мощ­ность источника принималась равной 185 кал/см. На этом же рисунке для тех же значений безразмерных параметров пока*» заны результаты расчета температурного поля пластины, нагре­ваемой линейным источником тепла. Видно, что температурные

Рис. 100.

Квазисгационарное температурное поле пластины толщиной 1 мш

1 — линейный источник тепла;

2 — цилиндрический источник тепла. R* *» 1; 9 — то же, /?* 4.

ііоля при нагреве пластины линейным и цилиндрическим источниками тепла за пределами источника практически совпа­дают. Отметим, что для более корректного решения задачи в пределах источника тепла в исходных формулах необходимо учесть удельную теплоту фазового перехода твердое тело — жидкость. Такая постановка задачи представляет интерес для изучения распределения температур в сварочной ванне.

Описанные выше расчеты выполнены для одного и того же значения эффективной мощности источника нагрева при раз­личных объемах расплавляемого металла сварочной ванны. Однаки в зависимости от концентрации тепла в источнике на­грева размеры сварочной ванны будут изменяться. Для задан­ной толщины металла в случае более концентрированного источ­ника нагрева потребуется меньшая эффективная мощность, а следовательно, и размеры разогрева до определенной темпера­туры таким источником будут меньше (табл. 15).

С учетом полученных данных рассмотрим влияние эффектив­ной мощности источника нагрева, скорости его перемещения и теплофизических свойств металла на температурные поля при микроплазменной сварке различных металлов. Осциллографи — роьанием термических циклов сварки металла толщиной 1 и 2 мм подтверждена высокая сходимость экспериментальных данных с расчетными, что дало основание использовать расчет­ные методы и для металлов меньших толщин (0,1—0,5 мм).

Как показывает рис. 101, изменение тепловложения и тол­щины свариваемого металла (табл. 16) приводит к существен­ному изменению характера распределения температур. Изотер-*

Т а б ли ца 15

Эффективная

Ширина

Ширина зоны разогрева мм до температур, °С

Сварка

мощность.

швов, мм

кал/с

200

300

400

500

Гз00

Аргонодуговая

220

3,2

30

20

15

10

8

М икроплазменная

150

2,1

20

12

10

6

4

Таблица J6

Толщина металла, мм

Эффективная мощность источника, кал/с

Скорость срарки. м’ч

0,1

25

60

0,3

50

40

1,0

185

25

2,0

380

20

мы нагрева при микроплазменной сварке алюминия толщиной ОД мм уже и короче, чем при сварке металла толщиной 0,3 мм и более. Так, например, ширина зоны разоірева до темпе­ратур 400° С при б == ОД мм равна 12 мм, а при о = 2 мм она составляет 200 мм. Длительность нагрева свыше 400° С для толщин ОД; 0,3; 1,0 и 2,0 мм соответственно составляет 1,5; 2; 4 и 7 с.

При микроплазменной сварке алюминия толщиной ОД и 0,3 мм в начальный период нагрева происходит более быстрое нарастание температуры, чем при сварке металла толщиной 1 и 2 мм. Аналогичное изменение температуры наблюдается в период остывания металла, скорость остывания при сварке металла толщиной ОД и 0 3 мм намного больше, чем металла толщиной I и 2 мм. Соответственно изменению характера тер­мических циклов сужаются изотермы нагрева как в направле­нии оси шва, так и в направлении, перпендикулярном к ней.

С увеличением скорости сварки области, нагретые выше определенной температуры, уменьшаются по площади, а соот­ветствующие изотермы сужаются во всех направлениях, особен­но сгущаясь впереди дуги (рис. 102). При сварке со скоростью 50 м/ч ширина зоны разогрева с Г> 400° С не превышает Ь мм, в то время как при сварке со скоростью 20 м/ч она в 3 раза больше.

Изотермы нагрева при микроплазменной сварке низкоугле­родистой и хромоникелевой сталей, титана, алюминиевого спла­ва АМгб и меди Ml толщиной 0,5 мм на одинаковом режиме (qr—100 кал/см, исв = 30 м/ч) приведены на рис. 103. Так как теплоемкости низкоуїлеродистой и хромоникелевой сталей мало

Рис. 101.

Характер распределения температур при микроп лазменкой сварке алюминия А5 толщиной 0,1 (а) и 2 (б) мм.

Рис. 102.

Изотермы нагрева алюминия А5 толщиной 0,5 мм при скорости сварки 20 м/ч (а) и 50 м/ч (б).

различаются, основное влияние на характер распределения температуры оказывает теплопроводность. Области, нагретые выше определенной температуры (например, область, ограни­ченная изотермой 71=1000°С), в хромоникелевой стали имеют большие размеры, чем в малоуглеродистой. Отсюда следует, что для получения заданной глубины проплавления хромоин — келевой стали в сравнении с низкоуглеродистой требуется источник нагрева меньшей мощности. Как и для хромонике­левой стали, изотермы нагрева для титана более вытянуты, чем для низкоуглеродистой стали.

Более высокая теплопроводность алюминия значительно уменьшает высокотемпературную область. Высокой теплопро­водностью алюминия объясняется и меньшая сгущенность изо­терм перед подвижным источником тепла.

Мед*> еще более теплопроводна, чем алюминий. Для ее рас­плавления в условиях сварки необходимо применять большую мощность. Из рис. 103 видно, что с увеличением теплопровод­ности при прочих равных условиях изотермы все больше при­ближаются к окружности с центром, расположенным по оси электрода.

Сравнивая приведенные на рис. 101—103 данные, можно за­ключить, что характер влияния параметров режимов сварки и теплофизических свойств основного металла при микроплаз­менной сварке металлов малых толщин и при дуговой сварке металлов больших толщин качественно аналогичен. Большая концентрация источника нагрева при микроплазменной сварке обеспечивает минимальный нагрев основного металла вслед­ствие снижения эффективной тепловой мощности источника нагрева, необходимой для проплавлення металла на заданную глубину [35, 54].

Для определения температурного поля при микроплазмен­ной сварке стыковых соединений однополярными и разнопо­лярными импульсами за расчетную схему принимаем схему движения с постоянной скоростью сосредоточенного линейного источника тепла в бесконечной пластине с теплоотдачей. Удель­ную эффективную мощность источника тепла обозначим через

Рис. 103.

Температурные поля при микроплазменной сварке низкоуглеродистой стали (/), хромоникелевой стали (2), титана (<?), алюминиевого сплава АМгб (4) и меди (5)^ (сплошные линии —Т = 500° С, пунктирные—Г = 1000° С, штриховые — Т = 300° С).

<7, Вт/м. Тогда эффективная мощность источника тепла

40 (IV. 12)

Используя асимметричную единичную функцию

(О с < О-

s+(t)H <IV-13)

+ U Е>0,

импульсный характер изменения эффективной мощности свароч­ного источника нагрева (рис. 104) можно описать формулой

N

Яо СО = £ < Яі {S+ їх—П(ті 4- — t2)] — S+ [T — (n + 1) T, — m2]} +

/1=0

+ <72 {S-f-Гс — (л + 1) —nx2] — S+[z — (n — f- 1) (xi+ ^2)1} >1 (IV. 14)

где ЛГ+1—число изменений МОЩНОСТИ 9о(^); ^1* ~2— проме­жутки времени, в течение которых мощность источника постоян­на и равна соответственно qx и 92-

Если коэффициенты теплоотдачи а* с поверхностей г = ± 8/2

пластинки одинаковы (а+ = а*~ = а), а температуры Тс сред,

омывающих поверхности г = ± 8/2, также равны (Tt = ТТ —

— Тс)у то температурное поле Т в предположении постоянства теплофизических ларактеристик удовлетворяет уравнению тепла-* проводности

+ Х2(Г — Гс) = -^ — W (IV. 15)

dx2 a. y2 ‘ с’ а дт М.

и краевым условиям

= 0, Т| = Тс. (IV. 16)

И

Г 1 — г 57

I с>

т—0 ох

1*1 —V ОО!#| -*• *о |х| -*■ ОС

Здесь X, а, х2 означают то же, что и в формуле (IV.2), а

у W (z) dz.

~г/2

Рис. 104.

Характер изменения мощности импульсного источника нагрева.

Принимая направление движения источника за положитель­ное направление оси ОХ, запишем плотность источников тепла в виде

y)S+(х), (IV.17)

где В (;) —дельта функция Дирака.

Если температура Тс постоянна, то, сделав замену 0 = Т —

— Тс, вместо (IVJ5) и (IV.16) получим

S +Ъ — А’- 7Ж — — ТГ-[4]‘ <х- к>8 м ЗД. (IV. 18)

дх ду

в|==о,

дЬ

т=0 дх Ч

= 0, 0 j = 0.

ОО

со и

U-I

Ы

Решая уравнение (IV. 18) методом Фурье — Лапласа, после некоторых выкладок имеем

(IV. I9)

О

Подставляя в (IV. 19) значение q0(~ — 0 из (IV. 14), находим

‘“тяг £{«> I «Н"—*=—)*+

/ї^-O т— (^-j-1) Tj—-ПТ|

Рис. 105.

Изотермы нагрева алюминия А5 толщиной 1 ым при импульспой микроплазменной сварке со скоростью 25 м/ч для различных моментов времени от начала сварки:

+ <72

Ц}- (IV.20)

По формуле (IV.20) для различных режимов сварки (табл. 17) алюминиевых пластин толщиной 1 мм выполнены расчеты и построены изотермы при различпых моментах вре­мени т (рис. 105). Для всех десяти режимов, у которых средняя эффективная мощность источника тепла

(IV.21)

распределение температурного поля описывается одинаковыми изотермами, приведенными на рис. 105, а. При q^ =

=* 166 ккал/с распределение температурного поля описывает­ся изотермами, приведенными на рис. 105, б. Таким образом, из полученных данных видно, что при импульсной сварке опре­деляющую роль в распределении температурного поля играет средняя эффективная мощность источника тепла. При одном и том же ее значении изменение параметров импульсов не влияет на характер нагрева основного металла. Время установления квазистационарных температурных полей составляет 15—20 с от момента начала сварки.

Приведенные выше методики и примеры расчета темпера­турных полей в основном металле относятся к стыковым соеди­нениям. В случае микроплазменной сварки торцовых соедине­ний тонколистовых металлов величина зазора между свари­ваемыми элементами во многих случаях соизмерима с толщи­ной свариваемого металла. Поскольку данный тип соединений нашел весьма широкое распространение при микроплазменной

Таблица 17

Режим

Ф«. кал/с

*4. с

Сі, кал/с

■<». С

% — 200 кал/

£

1

1300

0,05

100

0,055

2

600

0,0 і

120

0,05

3

600

0,02

120

0,1

4

500

0,02

140

0,1

5

400

0t01

0

0,01

6

350

0,01

50

0,01

7

300

0,0 І

100

0,01

8

300

0,02

150

0,04

9

250

0,01

160

0,01

10

200

0,01

200

0,01

qo* = 166 к ал/с

її і

500 |

0,01 I

100 I

0,05

сварке, представляло интерес определить влияние величины этого зазора на процессы распространения тепла в такой системе.

Выведем уравнение для расчета температурных полей в тор­цовом соединений двух тонких пластин, имеющих инородное пластинчатое включение, В качестве расчетной схемы рассмот­рим соединение толщиной 26 с тонким инородным пластинча­тым включением толщиной 2hj симметричным относительно средней плоскости (рис. 106). Нагрев металла производится источником тепла плотностью W(x, у, гу т). Теплофизические характеристики системы представим в виде

Х(2)

c(z)

Р(г)

^•1 + (Хо

С + (Со Pi + (ро

(IV..22)

X,) fS_ (z + ft) — S_ (г — Л)]; 1 t’j) [S— (z h) — S_ (z — Л)]; — p,) [S_ (z + ft) — S_ (z — /t)l,

где X0, Co, po. >1, cu pi — коэффициенты теплопроводности, тепло­емкости и плотность включения и металла соответственно;

У)Ш)>ттВЩ

Рис. 106.

Схема торцового соединения с зазором.

S_(£)—асимметричная единичная функция

1 f > О*

S_ (5) = і ’ v ’ (IV.23)

I 0, £ < О,

При зависящих от координат теплофизических характери­стиках дифференциальное трехмерное уравнение теплопровод­

ности системы запишется так:

где cv(z) = c{z) р (z).

Введя характеристики температурного поля системы

Т *= — Ґ t(z)dz9 w == J W(z)dz, (IV.25)

ft —В

dz

умножим левую и правую части формулы (IV.24) на ^ и про­интегрируем по г в соответствии с введенными характеристиками. После некоторых преобразований, учитывая граничные условия, уравнение (IV.24) запишется в виде

Предположив, что вместо пластинчатого включения имеем воздушный зазор, примем уравнение (IV.26) за исходное прн

Рис. 107.

Расчетная схема системы двух пол у бесконечных пластин с зазором.

— о ^

’ дх

= 0. (IV.28)

°’ ду

определении температурного поля при сварке торцового соеди­нения двух пластин.

Рассмотрим систему двух полубесконечных пластин с зазо­ром между ними (рис. 107). Сварочный источник моделируем линейным источником тепла, плотность которого

W = ^b(x, у —w), (IV.27)

где до — мощность источника.

Для определения стационарного температурного поля имеем уравнение теплопроводности (IV.26) и краевые условия

дТ

Т | = ТС, Т — Тс, d-f

т=0 х-к« их

о X-*™ |i/|

Используя интегральное преобразование Фурье по уу коси­нус-преобразование Фурье по х и преобразование Лапласа по времени т, находим, что

Т (ху уу т) =- 2Q [ 1 + ц. (р, «))] Ко (р) (IV.29)

где

г) / [5] г„Н* (*+ =•)] I

Q = Ш’ «‘(Р» К0(р) 0) eL Ji—l,

о

vat>-

— vx)2

р = VX2 + (у — m)2; a>i “ ?пг ; =

При квазистационарном тепловом режиме температурное поле будет

Т = 4Qe~a‘’i^~sr>Ko (оі]Гґ*а); r = V х2 (у — vt)2. (IV.30)

Переходя к безразмерным переменным и безразмерным пара­метрам

2яХ,& х г/ —■ vt

е = —— / ; Л — — ; V = ‘—“—г— ;

<7о 0 0

гч т-ч w Ош О

Ре = -— ; Bi = г—

2а, * л, ’

температурное поле (IV.30) запишем в виде

По формуле (IV.31) выполнены расчеты безразмерного тем­пературного поля для алюминиевых ппастин толщиной 1 и 2 мм с зазором между ними 2Л=0>2 мм На рис. 108 показано квазистационарное температурное поле пластин толщиной 2 мм каждая в зависимости от безразмерной координаты У при раз­личных значениях критерия Вь При этом критерий Ре=0,058. На рис. 109 показана зависимость квазистациоьарного темпе­ратурного поля для пластин толщиной 1 мм каждая в зависи­мости от координаты Y при различных значениях критерия В і. При этом Ре=0,038. На рис. 110 построены кривые квазиста — ционарногс температурного поля пластин из алюминия А5 тол­щиной 1 мм каждая с зазором 2ft=0,2 мм и квазистационарно — го поля системы тех же пластин толщиной 1 мм каждая, но вез зазора между ними* Эти поля практически совпадают (кри­вые 1). Здесь же построены кривые квазистационарного тем­пературного поля ь сплошной пластине толщиной 2,2 мм

в

-8 -6 -4 ? о? 4 6 8 У

Рис. 108.

Квазистационарное температурное поле

пластин толщиной 2 мм.

Рис. 109.

Квазистационарное чемпературное иоле

пластин толщиной 1 мм.

Рис. 110.

Квазистационарное температурное поле

пластин алюминия тол­щиной 1 и 1,1 мм.

(кривые 2). Во всех трех случаях коэффициент теплоотдачи при­нят равным а = 3,9-10~3 кал/см — с-град. Квазистационарное тем­пературное поле в сплошной пластине толщиной 2,2 мм меньше квазистационарного температурного поля системы двух пла­стин толщиной I мм каждая зазором 2Л=0,2 мм между ними. Следовательно, при сварке торцового соединения двух тонких пластин, имеющих воздушный зазор, температурное поле можно рассчитывать па модели сплошной пластины, толщина которой равна сумме толщин свариваемых пластин.

Приведенные выше результаты исследований позволяют по­лучить распределение температурных полей, время пребывания отдельных участков околошовной зоны при определенных 1ЄМ — пературах, а также скорости нагрева и охлаждения металла для наиболее характерных типов сварные соединений и условий милропла^менной сварки. Такие характеристики необходимы для прогнозирования степени нагрева основного металла на стадии проектирования сварных тонкостенных изделий, при выборе оптимальных параметров режимов сварки и оценке ра­ботоспособности сварных соединений в условиях эксплуатации.