автореферат диссертации по обработке конструкционных материалов в машиностроении, 05.03.06, диссертация на тему:Свариваемость термопластичных композиционных материалов и математическое моделирование процессов сварки

• Министерство образования Российской Федерации «МАТЙ» - Российский государственный технологический университет им. К.Э. Циолковского " ■

На правах рукописи Для служебного пользования

- 3 ЛИВ 2101'

ГОНЧАРЕНКО Виктор Алексеевич

УДК 621,791.01 :678.029

СВАРИВАЕМОСТЬ ТЕРМОПЛАСТИЧНЫХ КОМПОЗИЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ И МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ СВАРКИ

Специальность 05.03.06 Технология и машины сварочного производства

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва - 2000 г.

Работа выполнена в «МАТИ» - Российском государственном технологическом университете им. К.Э. Циолковского МО РФ

Научный консультант:

доктор технических наук, профессор

Комаров Г.В.

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

Калинчев Э.Л.

доктор технических наук, профессор

Симонов-Емельянов И.Д.

доктор физ - мат. наук, профессор

Зотов В.А.

Ведущее предприятие: ГП «Всероссийский научно-исследовательский институт авиационных материалов» ГНЦ РФ

Защита состоится «2?» ноябРЗ 2000 г. в 15— на заседании диссертационного совета ДР 063.39.01 в «МАТИ» - Российском государственном технологическом университете им. К.Э. Циолковского * по адресу: 121552, Москва, ул. Оршанская, 3, ауд. Б513

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке университета.

Отзыв на автореферат в двух экземплярах, заверенный печатью организации, просим направлять по указанному адресу на имя ученого секретаря диссертационного совета

Автореферат разослан « 23 » 2000 г.

Ученый секретарь диссертационного совета

доктор технических наук, профессор

Надежин А.М.

2

А Ша ? 9 9. Р 5¿4- П>

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Основной задачей современного этапа развития сварочного производства в отношении термопластичных-материалов (ТМ) второго поколения - композиционных ТМ (ТКМ), армированных непрерывными волокнами, является разработка оптимальных и управляемых сварочных процессов с целью повышения надежности узлов соединений в изделиях авиационной, ракетно-космической и других отраслей машиностроения.

Наибольший объем знаний в настоящее время накоплен в области теории и практики сварки ненаполненных ТМ (НТМ), в меньшей степени - дисперсно-наполненных ТМ (ДТМ). В работах Г.В. Комарова были систематизированы конструкторские, технологические и материаловедческие факторы, влияющие на свариваемость этих ТМ. Однако характерные отличия структуры и свойств ТКМ и конструкторско-технологические особенности деталей из них ограничивают использование знаний в области сварки других ТМ. Так, высокий уровень упруго-прочностных свойств ТКМ предъявляет повышенные требования к прочности их сварных соединений. Вместе с тем ограниченное содержание термопласта, сваривающегося компонента ТКМ, способного к течению, как в поверхностных слоях (толщина слоя - до 1-5-10 мкм), так и в объеме основного материала (до 40% об.); затрудняет формирование кош-акта и сплавление свариваемых ТКМ. Значимость этого фактора усиливается при переходе от лабораторных исследований и образцов к опытно-промышленному этапу освоения технологии сварки и дополняется необходимостью 'учета тонкостенности, -крупногабаритности, пространственной кривизны и возможных макроотклонений формы свариваемых деталей, замкнутости сечений ряда сварных изделий, протяженности мест соединений, что в целом ограничивает выбор видов и технологических приемов сварки и требует решения вопросов воспроизводимости режимов сварки, а следовательно, и качества сварных соединений ТКМ.

Разрозненные и иногда противоречивые литературные данные в области " сварки ТКМ не создают целостного впечатления о путях повышения прочности их сварных соединений. Актуальной в связи с этим в конструкторском плане является задача исследования закономерностей разрушения сварных соединений ТКМ, а также пригодности и особенностей применения для расчета их прочности математического аппарата, известного, например, в области адгези-онньк соединений конструкционных материалов.

Приоритетной в технологическом плане выглядит задача выявления за- „ кономерностей теплового и режима вязкого течения тонкого слоя расплава (под" ((расплавом» условно понимается общепринятая его трактовка как полимерной, жидкости, приложимая и к аморфным термопластам), зависимости параметров этих режимов от заданных технологических параметров и шГвлияния на скорость и глубину протекания физических явлений в зоне сварки, обусловливающих в свою очередь прочность сварных соединений.

Наиболее распространенным классом сварки ТМ является .тепловая диффузионно-реологическая сварка (далее - сварка в расплаве или просто сварка), которая представляет собой сложный физический процесс, включающий явления вязкого течения термопластов и кондукгавно-конвекгавного теплоперено-

са, сопровождаемые фазовыми переходами, формированием вязкого контакта ] сплавлением свариваемых поверхностей, образованием и залечиванием пор ориентацией и рекристаллизацией расплава. Многие из этих процессов имею релаксационный характер. Порядок протекания этих явлений (условно -сварочных) может быть различным в зависимости от схемы («давление Р ■ температура 7>> или «Г- Р») и стадии сварки, типа ТМ, особенностей тепловой режима выбранного вида сварки и его конструкторско-технологическоп оформления, что в совокупности с разнообразием видов- сварки делает задач; оптимизации ее режимов эмпирическим путем и без привлечения расчетны: методов весьма материале- и трудоемкой. Опыт решения подобных задач в раз личных областях науки и техники, включая сварку деталей из НТМ и ДТМ, по казывает, что эффективным средством исследования и оптимизации технологи ческих процессов является принцип моделирования, практически не востребо ванный в области сварки ТКМ.

В настоящее время наибольший опыт разработки математических моде лей (ММ) процессов сварки ТМ накоплен применительно к сварке нагретыл инструментом трубопроводов из НТМ, производство которых является самыл крупнотоннажным в промышленности изделий из ТМ. Приоритет в этой области принадлежит отечественной школе сварки в лице К.И. Зайцева и его колле] - Б.Ф. Виндта, В.Д. Корнеева, И.В. Лурье и В.Ф. Ляшенко. В меньшей степет сказанное относится к сварке трением и ультразвуковой сварке. За рубежом этс научно-практическое направление развивается главным образом в работах X Потенте с сотрудниками и В. Стокса. В целом же известные ММ, построенные для ограниченного числа видов сварки ТМ, включая ММ терморезисторно? (авторы - А. Маффезоли, Д. Кенни и Л. Николаи) и ультразвуковой (А. Бенатар и Т. Гутовски) сварки ТКМ, не учитывают указанных выше особенностей свойств ТКМ, деталей из них и (или) фактических условий их теплообмена, чтс требует дальнейшего развития физического и математического моделирования в отношении новых объектов и других видов сварки.

Цель работы - выявление средствами моделирования феноменологических закономерностей образования сварных соединений ТКМ и процессов их разрушения и разработка рекомендаций по реализации их свариваемости.

Основные задачи работы:

1. Исследовать основные закономерности разрушения сварных соединений ТКМ с целью выявления возможных путей повышения их прочности.

2. Выявить особенности течения расплава термопласта в зоне сварки.

3. Выявить количественные критерии, характерные для явлений, протекающих в процессе сварки, с целью использования их в качестве ограничений при решении задач оптимизации режимов сварки ТКМ.

4. Решить краевые задачи, отражающие основные закономерности течения расплава и теплопередачи в процессах сварки ТКМ и необходимые для построения ММ стадий вязкого течения, в том числе с аномалией вязкости расплава и при использовании как внешнего, так и внутреннего источников тепла.

5. Построить обобщенные ММ стационарной стадии при сварке ТКМ с помощью внешнего и внутреннего источников тепла и выявить общие закономерности и характерные особенности взаимосвязи основных технологических параметров сварки.

6. На основе полученных решений построить ММ перспективных для ТКМ видов сварки и применить их для оптимизации режимов сварки натурных изделий, провести промышленное апробирование и внедрение результатов исследований.

Научная новизна.

1. На основе совместного анализа полей напряжений и скоростей в сдавливаемых пленках расплавов термопластов и ММ основных сварочных явлений выявлены и систематизированы их количественные критерии, установлена их взаимосвязь с параметрами режимов сварки.

2. Предложен механизм образования сварных соединений ТКМ и других ТМ в условиях ламинарного вязкого течения расплава, согласно которому причиной взаимопроникновения макромолекул свариваемых поверхностей являются деформации сжатия-растяжения слоев расплава.

3. Проведено группирование видов сварки в расплаве по признакам классификации тепловых задач, характерных для стадий вязкого течения. В качестве главного признака выбран тип источника тепла - внешний или внутренний, определяющий основные закономерности тепловых режимов сварки.

4. Экспериментально выявлены и теоретически обоснованы возможность и условия достижения стационарной стадии сварки тонколистовых ТКМ, в процессе которой стабилизируются тепловой и режим течения расплава..

5. Получены необходимые для математического моделирования и последующей оптимизации режимов сварки решения тепловых и реологических задач для расплава на стационарной стадии, учитывающие специфику его течения, а также решение тепловой задачи для твердой фазы свариваемых материалов, являющееся общим и охватывающее возможные варианты теплообмена свариваемых материалов с окружающей средой.

6. Построены для ряда видов и обобщены для обоих подклассов сварки (внешним и внутренним источниками тепла) ММ стадий вязкого течения, описывающие взаимосвязь заданных технологических параметров (давление прижима Р0, время I и параметр Я,-, характерный для выбранного вида сварки и источника тепла - тепловой поток до, создаваемый закладным нагревательным элементом, амплитуда Л и частота /ультразвуковых колебаний или др.) и основных параметров теплового режима (максимальная температура 7\( в пленке расплава) и режима течения (толщина Л пленки расплава, осадка 5 и глубина / проплавления твердой фазы, а также скорости их изменения - «л, и,; ц).

Практическая значимость и реализация результатов работы.

Предложенные и развитые в работе принципы моделирования процессов образования сварных соединений ТКМ и их разрушения позволяют установить оптимальные режимы наиболее распространенных видов сварки и изготавливать изделия сложной формы, в том числе крупногабаритные, из ТКМ на осно-

ве различных термопластичных матриц и армирующих волокон, в которых i носигельная прочность сварного шва близка к единице, а относительная пр< ность ' нахлесточных сварных соединений достигает 0,95, соединений . образной формы - 0,4, что обеспечивает решение важных актуальных пробп

сварочного производства применительно к машиностроению и другим отр; лям техники.

Разработанный единый расчетно-экспериментальный подход оптимизации режимов сварки, основанный на использовании математическс j моделирования стадий вязкого течения, был реализован при разработ

! технологических процессов сварки изделий из ТКМ и других ТМ:

] • терморезисторной сварки тонкостенных крупногабаритш

] воздуховодов из полиамидного фенилонового пластика ПАП-Ф, внедренной

j НПО им. С.А. Лавочкина (г. Химки, Моск. обл.);

• послойного формования намоткой трубчатых изделий из полиэтилен! рефталатного стеклопластика с применением сварки нагретым воздухом (/ НПО «Композит», г. Королев, Моск. обл.);

• послойного формования выкладкой листовых изделий из полисульф нового углепластика с применением сварки нагретым инструментом косвеннь нагревом (УНИИКМ, г. Пермь);

• ультразвуковой сварки элементов каркаса опытного унифицированно пассажирского кресла летательных аппаратов из полиамидного терлоново

' пластика (ГНЦ ОНПП «Технология», г. Обнинск, Калужская обл.);

• технологии точечно-шаговой сварки проплавлением нагреть стержнем крупногабаритных георешеток из саженаполненного полиэтиле] (НПО «САМОС», г. Москва) и осадительных электродов электрофильтров :

. углеродонаполненного полипропилена (ООО «Промгазоочистка - АКС»,

Москва);

• сварки нагретым инструментом (косвенным нагревом) встык с накла кой крупногабаритных трехслойных панелей с обшивками из полиамидно! стеклопластика (ЗАО РИА «А», г. Москва);

• ультразвуковой сварки рабочих колес из углеродонаполненных пол 1 пропиленового и полиамидного пластиков для электронасосных агрегатов (А

НПП «ГидроЛюКС», г. Москва).

Результаты работы используются в учебном процессе при подготовке повышении квалификации инженерных кадров по технологии изделий из m лимерных композиционных материалов.

В целом полученные в работе результаты представляют собой совоку] ность технических и технологических решений, внедрение которых вносит зн; j чительный вклад в ускорение научно-технического прогресса.

Апробация работы. Содержание и реззугьтаты работы доложены и обе; ждены на 22 всесоюзных, республиканских, отраслевых и международны конференциях, симпозиумах и семинарах: «Сварка и склеивание изделий из п< ' лимерных материалов» (Киев, РДЭНТП, 1987), «Конструкции и технология пс

¡6 '

!

лучения изделий из неметаллических материалов» (М., ВИМИ, 1990), «Полимерные композиты - 90» (Л., ЛДНТП, 1990), «Сборка изделий из полимерных композиционных материалов» (М., МДНТП, 1990), «Неразрушающий контроль качества изделий из полимерных материалов» (М., ЦРДЗ, 1991), «Технология производства деталей из КМ» (Киев, РДЭНТП, 1991), «Повышение качества и эффективности сварочного производства на предприятиях» (М., ЦРДЗ, 1992), «Новые материалы и технологии» (М., «МАТИ» - РГТУ им. К.Э. Циолковского, 1992, 1993, 1994, 1995, 1997, 1998), «Полимерные материалы в народном хозяйстве» (М., ВИМИ, 1993), «Наука - транспорт - автоуслуги» (М., РАН, 1994), 1-ый (1994) и 2-ой (1997) международные аэрокосмические конгрессы (М., МГУ), «Современные композиционные материалы и их применение в различных отраслях техники» (М., ЦИПККАП, 1995), «Физико-химические и механические процессы в композитных материалах и конструкциях» (М., ВИМИ, 1996), «Материалы и конструкции в машиностроении, строительстве, сельском хозяйстве» (Вологда, ВПИ, 1996), «Слоистые композиционные материалы - 98» (Волгоград, ВГТУ, 1998), «Приборинформ -99» (Севастополь, СГТУ, 1999).

Публикации. По результатам диссертации опубликовано 56 работ.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения,-четырех глав, основных выводов, списка литературы из 320 наименований источников, двух приложений и содержит в целом 387 страниц, включая 135 рисунков и 41 таблицу. Приложения включают 7 таблиц со справочными данными о физико-механических свойствах ТМ на 5 страницах и 8 актов внедрения и практической реализации результатов диссертации на 8 страницах.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении охарактеризовано состояние вопроса, обоснована актуальность темы, сформулированы цель и задачи исследований.

Глава 1. Напряженно-деформированное состояние и прочность сварных соединений ТКМ

Объектами исследований были как натурные, так и модельные__образцы сварных соединений ТКМ различной природы и схемы армирования. Мрдель-ные образцы имели форму сварных соединений и были изготовлены совместным прессованием пластин ТКМ в закрытой форме для исключения влияния технологических факторов сварки. В качестве основного материала соединений' использовали ТКМ (табл. 1) на основе аморфно-кристаллической поликапроа-мидной (ПА) и аморфной полисульфоновой (ПСФ) матриц, а также углеродных (ПАП-У и ПСФП-У), стеклянных (ПАП-С) и органических фенилоновых (ПАП-Ф) армирующих волокон, содержание которых составляло 55-^60% об.

Свариваемость в работе понимается как сложное свойство материала, характеризуемое более простыми свойствами - технологическими (уровень и диапазон допустимых температур, теплофизические, реологические и другие свойства, влияющие на выбор вида сварки и величину технологических пара-

метров ее режима и их допустимых погрешностей; трудоемкость сварочного процесса; сложность его технического оснащения и др.) и эксплуатационными (абсолютная и относительная прочность сварных соединений, воспроизводимость свойств и др.). Для более полной характеристики эксплуатационной стороны понятия «свариваемость» и облегчения анализа возможностей повышения прочности сварных соединений целесообразно использовать это понятие в двух его аспектах - применительно к термопластичной матрице (сваривающемуся компоненту ТКМ) и оценивать относительной прочностью Кщ сварного шва, как это принято для соединений гомогенных материалов:

V - "М

(1)

Кщ. -

Хщ Хп

(здесь Хщ и Хо - одноименные прочностные характеристики материала сварного шва и матрицы соответственно), и применительно к ТКМ и оценивать относительной прочностью Ясс сварных соединений". • р

Рс

сс РРо' ■ (2)

где Грс - нагрузка, разрушающая сварное соединение, Рр0 - основной материал:

(3)

F,

Ро

(здесь ср0 — разрушающее напряжение при растяжении основного материала, В и до- его ширина и толщина соответственно (рис. 1)).

25

Clr

f ||| 1 f

JA ■—■ i ~ ~r

Рис. 1. Характерные формы мест сварных соединений деталей из ТКМ: а - на-хлесточная; б - Т-образная; — - слои армирующего длинноволокнистого наполнителя; ---плоскость соединения

У сварных соединений HTM и ДТМ понятия Кш и Ксс совпадают, а их значения могут достигаться близкими к единице в основном технологическими средствами. Высокая же прочность ТКМ затрудняет ее реализацию, характеризуемую показателем Ксс, даже при значениях Кш, близких к единице, и требует применения для достижения этой цели комплекса технологических и конструк-торско-материаловедческих методов.

Характерными критериями разрушения сварных соединений ТКМ в зависимости от типа соединения и вида нагружения (рис. 1) являются разрушающие напряжения при сдвиге трш, отрыве сгРш или энергия разрушения G\c, значения которых определяются главным образом типом ТКМ и зависят от режима сварки. У нахлесточных соединений ТКМ со сравнительно невысокой несущей способностью (малая толщина деталей, малое объемное содержание и (или) относительно невысокая прочность армирующих волокон, например, фенилоно-вых) критерием разрушения соединений может стать <jPo.

Максимальная прочность при сдвиге нахлестанных сварных соединений достигается, если армирующие волокна в наиболее напряженных слоях основного материала, прилегающих к сварному шву, располагать в направлении действия нагрузки (табл. 1).

Таблица 1

Разрушающее напряжение тр при сдвиге модельных сварных соединений

Орто-тропный ТКМ Тр (МПа) при углах а (град) между направлениями действия нагрузки и расположения волокон в двух прилегающих к сварному шву слоях наполнителя

а = 0 а = ±45 а=0, 90 а = 90

ПАП-Ф 33,5 27,5 27,5 19,5

ПАП-С 33,5 25,5 23,5 21,0

ПАП-У 42,5 31,5 31,0 24,5

ПСФП-У 27,5 . - - 12,5

Примечание: указаны средние арифметические значения при коэффициенте вариации в-г-12%.

Формирование контакта и сплавление шероховатых поверхностей ТКМ, свариваемых без присадочного материала, требуют противления нескольких армированных слоев, прилегающих к месту соединения, что сопровождается межслоевой и (или) межволоконной фильтрацией в них расплавленного связующего, осадкой и совместным утонением свариваемых деталей (рис. 2), приводящим к некоторому увеличению сдвиговой прочности нахлесточных соединений (рис. 3, а) вследствие снижения в них концентрации напряжений.

Рис. 2. Форма места нахлесточного соединения образцов ТКМ до сварки (а), после сварки (б) ив процессе его нагружения силой Р (в)

При конечной осадке = 0,1-^0,4 мм и достаточной длине нахлестки / могут достигаться значения КСс = 0,85-0,95 сварных соединений тонкостенных (толщиной 1+2 мм) образцов (рис. 3, б). При увеличении же ^ прочность ТКМ уменьшается (рис. 3, б) из-за сдавливания армирующих волокон, их смещения и вытеснения с расплавом связующего, чего в значительной степени можно избежать при использовании присадочного материала одинаковой природы с матрицей ТКМ. На основе аппарата Фолькерсена расчета клеевых соединений однородных материалов получено выражение для относительной прочности Ксс нахлесточных сварных соединений ТКМ: 9, ».;

к _. (е -0 '

~ ар0 А- (еЛ'' +1)' (4) где Л [м~!] - эмпирическая константа, значение которой зависит от типа основного материала и значения

тяжении (а) И' относительной прочности Ксс {б) нахлесточных соединений ор-тотропных полиамидных стеклопластика ПАП-С (слева) и органопластика ПАП-Ф (справа) от конечной осадки як при различных длине нахлестки / и

толщине 5о основного материала: - разрушение по основному материалу;---

предельные значения Ксс (высокочастотная сварка без присадочного материала по режиму: Ро - 0,5 МПа; напряженность 0,8 кВ/мм; время нагрева Ю-нЗО с)

В расслаиваемых Т-образных сварных соединениях реализуется межслоевая прочность на отрыв орш = 16+21 МПа (в зависимости от типа ТКМ) если их трещиноподобное устье (рис. 1, б), где наблюдается максимальное напряжение, заполнено остывшим расплавом, выдавленным в процессе сварки (сварочным гратом). Относительная прочность Ксс таких соединений хорошо описывается выражением, модифицированным с учетом известного анализа напряженного состояния подобных клеевых соединений однофазных материалов:

(5)

аРо 0

(здесь Е„ - модуль упругости при изгибе и 8 - толщина основного материала в месте соединения; к [м3/4-Н~'/4] - эмпирическая константа), и может составлять от 0,1 ч-0,4 в зависимости от несущей способности ТКМ. Эффективным конст-рукторско-технологическим средством повышения прочности таких соединений является увеличение толщины 5 свариваемых деталей в месте соединения за счет накладок, привариваемых до, в процессе или после сварки основного материала.

Если же объем сварочного грата невелик, то устье Т-образного сварного соединения становится подобным «трещине» с начальной длиной а (рис. 1, б), критерием разрушения расслаиваемого соединения становится энергия разру-

шения (лс, а. относительная прочность Ксс соединения, которую можно рассчитать по формуле, полученной с учетом (2) и (3) из известного в механике разрушения выражения для Си- 1/1 г

(6)

1с

12а

резко уменьшается вплоть до 0,02*0,1 в зависимости от значений Рра и энергии разрушения б^с, которая, например, у сварных соединений ПАП-У составляет около 0,7 и ПАП-Ф - около 1,05 кДж/м2.

На основе результатов длительных (до полугода) испытаний на отрыв крестообразных образцов модельных сварных соединений ТКМ установлена возможность использования расчетного аппарата С.Н. Журкова, основанного на термофлуюуационной теории прочности. Так, с коэффициентом корреляции 0,94+0,97 оказались справедливыми следующие зависимости длительной прочности ста, [МПа] от долговечности ? [с] сварных соединений

ПАП-Ф: о* = 1,626 -0,110 Ле (7)

ПАП-У: оа, = 1,734-0,163г, (8)

ПАП-С: • стал = 1,156-0,099-^ г. ' (9)

Значения одноименных критериев разрушения ТКМ и качественных сварных соединений соизмеримы, а разрушение последних происходит по основному материалу (рис. 4, а, б) (при его малой толщине до = 0,5*1,0 мм и достаточно большой длине нахлестки / = 10*20 мм) или по месту соединения и может сопровождаться разрывом (рис. 4, в - д) армирующих волокон в слоях, прилегающих к сварному шву.

Рис. 4. Вид в плане (а, б, г, д) и сбоку (в) на места сварных соединений ТКМ после их разрушения: а, б - ПАП-С; в, г - ПАП-Ф; д - ПАП-У; а - в - сдвиг при растяжении нахлесточных соединений; г, д - расслаивание Т-образных соединений; 1 - место разрушения основного материала

Глава 2. Этапы и стадии сварка ТКМ. Сварочные тления

Для удобства анализа процессов сварки ТКМ и их математического моделирования проведено разделение цикла сварки на этапы и стадии, характеризуемые кинетикой изменения осадки .у свариваемых деталей (рис. 5): надевание свариваемых деталей в их твердом состоянии (этап 1); нагревание при на-

личйи расплава, сопровождаемое его вязким течением (этап 2): 2.1) начальная нестационарная стадия вязкого течения (скорость осадки и, увеличивается); 2.2) стационарная стадия (и3 = const.); 2.3) конечная нестационарная стадия (и, уменьшается); охлаждение (этап 3): 3.1) стадия вязкого течения расплава; 3.2) стадия охлаждения в твердом состоянии сварных соединений.

3- -3.2—

-2.-1 — - 2.2— * ЪЛ

'U* —W—J t. — tts ■tj ~tM- t ts :-

Рис. 5. Характерная для сварки ТКМ зависимость «осадка s - время г»; вверху -номера этапов и стадий; h - длительность соответствующего этапа, Щ - длительность стадии

На примере терморезисторной сварки тонколистовых образцов ТКМ установлено, что при наличии достаточного количества присадочного материала становится возможным выход процесса на стационарную стадию (рис. 6, а) с установившимися тепловым и режимом течения расплава. Выявление необходимых для этого предпосылок потребовало в дальнейшем разработки соответствующего расчетного аппарата (глава 3). Важное методическое значение при этом имеет прямая количественная оценка глубины / проплавления твердой фазы, ее осадки s, а также толщины h (h ~ I - s) пленки расплава на этапе 2, в том числе и на стационарной стадии {h = h0 = const.), что возможно из результатов подобных опытов (рис. 6, а) и необходимо доя проверки адекватности ММ стадий вязкого течения, решения обратных коэффициентных задач и косвенной оценки температурного режима сварки, прямая идентификация которого в большинстве видов сварки затруднительна или невозможна.

Наличие нестационарной стадии 2.3 вязкого течения, характерной лишь для сварки ТКМ, объясняется сдавливанием утоняющейся на этой стадии пленки расплава между ограничивающими поверхностями прилегающих к ней слоев армирующего наполнителя (сварка внутренним источником тепла) или между поверхностью слоя армирующего наполнителя и поверхностью внешнего источника тепла (рис. 6, а, г). Длительность этой стадии, достижение которой необходимо для сплавления присадочного и основного материалов, должна быть в то же время ограничена из-за опасности излишнего проплавления и снижения прочности основного материала вследствие смещения и вытеснения армирующих волокон (рис. 6, б).

б

в

Рис. 6. Зависимости толщины h пленки расплава, осадки s и глубины I проплав-ления твердой фазы (а), а также разрушающих напряжений при растяжении основного материала ор0 и сдвиге тР нахлесточных соединений (б) от времени t терморезисторной сварки образцов 1 стеклопластика ПАП-С толщиной 2 мм (в) и тепловые схемы на различных стадиях этапа 2 (г): 2 - присадочный материал в виде пакета из 8 поликапроамидных пленок ГЖ-4; 3 - закладной нагревательный элемент (ЗНЭ) в виде тканой сетки из нержавеющей стали; режим сварки: мощность ЗНЭ - 38 кВт/м2; Ро = 0,63 МПа; длина нахлестки 6=10 мм; i - номер этапа; ij - номер стадии; о - моменты выключения источника питания; • -соответствующие им поверхности отслаивания пленок

В качестве характерных геометрических моделей пленок расплавов термопластов в работе были выбраны протяженная (модель места соединения натурных деталей) (рис. 7), дисковидная (модель контактного перешейка при сварке шероховатых поверхностей) и прямоугольная в плане (модель места соединения лабораторных образцов). На основе смазочного приближения Рей-нольдса были получены полные решения для параметров полей напряжений и скоростей в сжимаемых давлением Ро пленках расплава, в том числе скоростей, деформаций сжатия и растяжения, необходимые для последующего анализа основных сварочных явлений, описаны траектории движения частиц расплава (рис. 7), выведено и экспериментально подтверждено выражение для скорости осадки пленки расплава (вязкость tj = const.) имеющей прямоугольную в плане форму со сторонами а я Ь:

позволяющее на основе принципов теории подобия экстраполировать режим течения при сварке лабораторных образцов на натурные свариваемые детали.

(10)

Шс

h h

-и;

(1 -

б

Рис. 7. Траектории движения некоторых частиц расплава, форма участков его слоев (зачернено) и эпюра скорости иу в установившемся процессе течения (h = /¡о = const.; us= (Л-о = const.): a - при одном плоском источнике расплава (у = К), имитирующем межфазную поверхность в видах сварки внешним источником тепла (у = 0); б - при двух источниках расплава (у = ± /г/2), характерных для видов сварки внутренним источником тепла

Анализ сложного процесса сварки ТКМ и других ТМ облегчается, если представить его как совокупность отдельных явлений и процессов их протекания, в той или иной степени, в зависимости от объекта и вида сварки, влияющих на качество сварных соединений: формирование контакта свариваемых поверхностей; сплавление свариваемых поверхностей; вытеснение дефектных слоев расплава; образование и залечивание пор; ориентация слоев расплава; деструкция расплава термопласта и реологические явления в проплавляемой фазе ТКМ (фильтрация связующего, смещение и вытеснение с потоком расплава армирующих волокон). Кинетика протекания основных (контактирование и сплавление) и сопутствующих сварочных явлений определяется параметрами двух явлений переноса - момента количества движения (вязкое течение) и теплоты, которые на основе принципа причинности и для удобства анализа поставлены в работе особняком к «сварочным».

Физическая модель формирования упруго-вязкого контакта свариваемых поверхностей с неровностями формы учитывала их происхождение и предполагала последовательное контактирование по макроотклонениям, волнистостям и шероховатостям поверхностей. Анализ напряженно-деформированного состояния неплоской пластины, выпрямляемой на плоском основании, позволил получить выражение для расчета контактного давления по длине протяженного места соединения. Показано, что при формировании вязкого контакта шероховатых поверхностей движущей силой процесса является внешнее давление, преодолевающее действие поверхностных сил. Построенные на основе этих представлений ММ формирования упругого и вязкого контакта свариваемых поверхностей деталей из ТКМ позволяют определить минимально необходимое давление для преодоления макроотклонений поверхностей и описывают вязкое контактирование поверхностей, свариваемых без присадочного материала.

На основе совместного анализа распределения скоростей движения частиц расплава и известных модельных представлений о молекулярной структуре термопластов предложена трактовка механизма сплавления («механизма свар-

ки» - в традиционной терминологии) ТКМ и других ТМ в условиях ламинарного вязкого течения, в которой в качестве основной причины сегментального взаимопроникновения макромолекул свариваемых поверхностей, более очевидной по сравнению с известными представлениями, рассматриваются деформации сжатия-растяжения слоев сдавливаемого расплава (рис. 7) как в мнкро-(места контакта микронеровностей), так и в макрообъемах (расплавленные пленки присадочного и основного материалов). Существование этих деформаций в сдавливаемых пленках расплава и адекватность описывающих их ММ качественно и количественно подтверждены результатами эксперимента. Предложены критерии оценки скорости и глубины протекания процесса сплавления соответственно как скорости деформаций сжатия дОу /су (рис. 7) и степени взаимопроникновения (степени сплавления) <рс свариваемых слоев расплава, равной относительной деформации их сжатия.

Количественный критерий оценки вытеснения в сварочный грат дефектных слоев свариваемых ТМ (условно - очистки) представляет собой отношение вытесненной площади поверхности сварки к номинальной площади соединения (степень очистки срд). На примере сварки вибротрением (механодеструкиия трущихся поверхностей ТМ на этапе 1) и встык нагретым инструментом (термоокислительная деструкция ТМ в контакте с нагретым инструментом на этапе 2.1) описана кинетика увеличения щ. Расчетным путем установлено, что при сварке вибротрением значение <рд, близкое к единице, достигается при выходе процесса осадки на стационарную стадию, чем объясняются данные В. Стокса о более высокой прочности соединений, полученных при выполнении последнего условия. С этих же позиций известное оптимальное значение относительной конечной осадки (лг«/Ао) = 0,65-гО,85 при сварке нагретым инструментом, полученное X. Потенте, трактуется как значение, при котором достигается степень очистки <рд » 1. Эти результаты согласуются с работами К.И. Зайцева, в которых показаны необходимость и возможность практически полного вытеснения дефектных слоев. На примере этих двух видов сварки и на основе полученного выражения для степени очистки <рд и положений элементарной теории погрешностей более высокая надежность фиксированной осадки Яф, как критерия управления процессом сварки, по сравнению с фиксированным временем Гф объясняется тем, что в первом случае погрешность достижения заданного значения фд зависит от погрешностей всего лишь двух параметров - начальной толщины /¡о пленки расплава и осадки Зф, в то время как обеспечение надежности управления процессом по времени 1ф требует стабильности большего числа параметров - /¡о, ¡ф, давления Ро, ширины Ь места соединения и вязкости г] расплава. В случае ТКМ глубина протекания процесса очистки ограничена из-за малого количества связующего в поверхностных слоях, что налагает повышенные требования к сохранению их чистоты в условиях хранения.

Установлен количественный критериальный комплекс (табл. 2), который может служить технологическим аналогом максимальных напряжений сдвига, являющихся причиной нежелательной ориентации слоев расплава в направлении их вытекания и, соответственно, анизотропности материала сварного шва

мо-

Его критическое значение, при котором снижается прочность соединений жет оыть экспериментально установлено для одного из типоразмеров свариваемых деталей и на основе принципов теории подобия использовано в качестве ограничения параметров режима сварки деталей других типоразмеров.

Показана возможность применения для описания кинетики роста или залечивания пор в расплавах свариваемых ТКМ и других ТМ известных из физики спекания выражений для радиуса Яп пор, залечивающихся по механизму вязкого течения или диффузии. Предложена методика экспериментального определения минимального давления Л™, при котором предотвращается образование пор в условиях сварки. Так, значение РЫв для образцов ПАП-Ф на основе влагоемкого полиамида ПА-6, экспонированных в течение длительного времени в лабораторных условиях, составило 0,3 МПа, после их сушки - 0,1 МПа.

Предложена расчетно-экспериментальная методика определения критических значений напряжения сдвига ткр и давления Ркр (рис. 8), при которых начинается вытеснение армирующих волокон, для использования их в качестве ограничительных критериев при оптимизации режимов сварки ТКМ.

Рис. 8. Схема проплавляемой части ТКМ и форма эпюр давления Р, скоростей течения у, и напряжений сдвига г до (и,1; т') и после (у/; г") начала вытеснения слоя 2 волокнистого наполнителя: 1 - слои волокон, расположенные в направлении вытекания расплавленного связующего 4; 3 - твердые слои связующего

Так как наибольшее значение максимальной температуры Тм объекта сварки достигается на стационарной стадии процесса, целесообразно использовать это значение для целей оптимизации теплового режима сварки, поскольку выполнение условия Ти < Г™ (7^ - верхнее значение диапазона Т^Ттах допустимых температур расплава, где под Т^ понимается температура текучести) для стационарной стадии должно гарантированно обеспечить выполнение подобного условия и для любой другой предыдущей стадии. В табл. 2 приведены характерные для сварочных явлений количественные критерии оценки их интенсивности и глубины протекания, которые могут служить ограничениями параметров теплового и режима течения, а опосредованно через них - и заданных технологических параметров при их оптимизации.

Таблица 2

Основные сварочные явления и характеризующие их критерии

Явление Критерий, характеризующий явление Требования к критерию Технологический параметр (комплекс) Требования к параметру

1.Формирование контакта

1.1. Упругое контактирование 1.2. Вязкое контактирование шероховатых поверхностей Высота Я макроотклонений Отн. площадь фактического контакта <р® Я-» 0 <РФ -» 1 Рс Ро ■ Ро>Рrninl Ро > РшЛ2 '

2. Сплавление Степень сплавления Рс Рс>Рсп,,п t *; s* Í* > t *núnl s* > s*minl

3. Очистка (вытеснение дефектных слоев) Степень очистки Рь I t*;s* t*>t*mn2 S* > .У*тт2

4.Образование и залечивание пор

4.1. По механизму вязкого течения 4.2. По диффузионному механизму Радиус пор Ля Радиус пор Ля Ля-* min Ля 0 Po,T;t Ро> Prnia3 (Ро /7м) > (Ра/Го)

5. Ориентация Степень ориентации 0ОР . Ро?—► min Po-h/b Ро<Ркр1

6. Вытеснение армирующих волокон Степень вытеснения (условная) Рв Рв-> "I'" Ро Ро<Рчг

7. Деструкция Диапазон допустимых температур Д Г АТ = ТтштТтог—* тах Ти(П,,Р0, t) Tmin ^ Тц(П,, Ро, t) < ^max

Примечание: I * = Ро-Ио-г / т] (Т) Ьг - безразмерное время в ММ стадий вязкого течения; 5* = 5/Ао - безразмерная осадка; А0 - толщина пленки расплава на стационарной стадии 2.2; Ра -атмосферное давление; Го - температура окружающей среды; «кр» - критическое

Глава 3. Тепловые и реологические задачи математического моделирования стадий вязкого течения

На основе совместного анализа классификации задач вычислительной теплофизики и особенностей теплопередачи в различных видах сварки последние были сгруппированы в два основных подкласса по типу источника тепла на втором этапе нагрева - внешнего или внутреннего (табл. 3), определяющего ряд общих закономерностей тепловых режимов внутри одного подкласса сварки. В целом оба подкласса составляют класс сварки, в котором перевод свариваемых поверхностей в вязкотекучее состояние в отличие от сварки растворителем осуществляется с помощью тепловой энергии.

Таблица 3

Основные виды тепловой сварки

Признак Подкласс Признак Группа Признак Подгруппа Вид сварки

1.1.1. I Сварка нагретым инструментом (прямым нагревом)

Тип теплообмена между источником 1.1. Теплопроводность Род граничных условий (ГУ) на нагревае- 1.1.2. II Сварка закладным элементом

Тип источ ника 1.Внеш ний исгоч- 1.1.3. IV Сварка нагретым инструментом (косвенным нагревом) Сварка расплавом Термоимп. сварка

тепла на этапе тепла пленкой 1.2. Конвекция верхности пленки 1.2.1. III Сварка нагретым газом Сварка плазмой

2 процесса расплава 1.3. Радиация расплава 1.3.1. II или III Сварка излучением Сварка пламенем

сварки 1.4 .С ложный теплообмен 1.4.1. Сложные ГУ Комбинация видов сварки

Вид 2.1. Механическая энергия Характер 2.1.1.Сдвиг Сварка трением

2.Внут ренний источник тепла энергии, преоб- деформаций расплава 2.1.2. Сжа-тие-растяж. Ультразвуковая сварка

разуемой в 2.2. Электромагнитная энергия Частотный диапазон 2.2.1. Высокочаст. Высокочастотная сварка

тепловую 2.2.2.Сверх высокочас. Сверхвысокочастотная сварка

Примечание: этап 2 - этап нагрева объекта сварки, сопровождаемого вязким течением расплава

Основными этапами математического моделирования стадий вязкого течения были построение и исследование ММ. Этап построения ММ включал анализ физической сущности явления, выбор условий однозначности и формы уравнений сохранения и реологического уравнения, предварительный анализ возможных погрешностей от упрощения ММ, математическую формулировку и, наконец, решение поставленной задачи с последующей проверкой ее математической точности. Этап исследования ММ заключался в экспериментальной проверке ее адекватности на основе принципов линеаризации полученных выражений, регрессионного и корреляционного анализа при одновременном решении обратных задач относительно эквивалентных коэффициентов ММ (теп-лофизических характеристик, динамической вязкости и др.), что позволило минимизировать затраты времени и материалов.

На основе анализа известных подходов к построению ММ в области переработки и сварки ТМ, допущения о малости толщины И пленки расплава или толщины 8т деталей по сравнению с шириной Ъ и длиной места соединения, а также ряда других допущений в качестве канонических геометрических форм

объектов были выбраны протяженная пластина шириной Ь и толщиной Л для реологической модели жидкой фазы (рис. 7) и неограниченные пластины с толщинами И и 5т (рис. 9) - для теплофизических моделей жидкой и твердой фаз соответственно, в которых изотермические поверхности были плоскими и параллельными ограничивающим поверхностям пластин. Теплофнзические свойства твердой и жидкой фаз (плотность р, удельная теплоемкость с и коэффициенты тепло- А и температуропроводности а) принимали скачкообразно изменяющимися при фазовом переходе. Теплоту плавления IV кристаллической фазы в аморфно-кристаллических термопластах (степень кристалличности <р,г) принимали равной нулю в случае аморфных термопластов. Под температурой Тп межфазной поверхности у = к (рис. 9) понимали температуру перехода твердой фазы в условно жидкую, которая была равна температуре текучести аморфных и температуре плавления - аморфно-кристаллических термопластов, чтобы выдержать строгость в постановке задачи для межфазнон поверхности, как для плоского стока тепла при фазовом переходе.

на) на стационарной стадии сварки: 2 - жидкая фаза (пленка расплава термопласта); 3 - прижимной элемент с высокой теплопроводностью; 4 и 5 - температурный профиль в пленке расплава при внешнем и внутреннем источнике тепла соответственно

Основой моделирования нестационарных стадий 2.1, 2.3 и 3.1 вязкого течения была ММ стационарной стадии 2.2, построение которой базировалось на составлении уравнения теплового баланса для межфазной поверхности V = О (рис. 9). С этой целью в работе были последовательно решены тепловая задача для твердой фазы свариваемых деталей, характерная для тонкостенных ТКМ, и тепловые и реологические задачи для жидкой фазы. В задаче для твердой фазы учитывали теплообмен по закону Ньютона с коэффициентом теплоотдачи а противоположной поверхности пластины у = 8т, имеющей неизвестнуто температуру Тлр, с окружающей средой, имеющей температуру То. При этом предполагали, что прижимной элемент 3 толщиной д„р (рис. 9) изготовлен из материала с большой теплопроводностью, например, из металла, и достаточно тонок, чтобы можно было пренебречь его термическим сопротивлением.

Математическая формулировка данной задачи выглядела следующим об-

разом.

дТ ду

д2Т

ov

(11) -Ля -I -т0)а; (12)

-Лн [^.|>=+0 ~ Рт'9кр'и'"'

- ^у=+0 - Тп ,

(13)

В решениях задачи (табл. 4) в качестве безразмерных были приняты сле-

дующие величины:

aöm

Bi = -

Vkp-W

Kh-

4-Sm

r(T„-T0y

St =-

(14)

Ли Чя Лп-^-То)' "/«'Ли'

где Bi, Pem, Ki и St - критерии теплового подобия Био, Пекле, Кирпичева и Стэнтона соответственно; q - плотность теплового потока (индекс «от» означает принадлежность параметра к твердой фазе).

и Таблица 4

Безразмерные выражения для параметров температурногоратурпогсГтеплового п В твердой фазе на стационарной стадии сварки

Параметр

Выражение

Температура

1 + &-

Т = ■

„Ре,

Л-у-)

1 + Ä-

.Рет

I

(15)

Температура внешней ограничивающей поверхности

Т* — Т* • —

^=гу=1=1+а-(>" -1

(16)

Тепловой поток, необходимый для поддержания постоянной скорости проплавления твердой фазы

Kim=}V-Pe,n +

.Ре.

В' Р^ х_L

(17)

То же в другой форме представления

Kim=Kiw+Kix + Kia =

= W ■ Ре„, +

{^-т'Л

Pe„,+ Bi-Tr

"Р

(18)

Тепловой поток, расходуемый на плавление кристаллической фазы

KL =1У"-Ре„

(19)

Тепловой поток, расходуемый на поддержание теплосодержания твердой фазы

«А

Рет =

ePt-'-l

Bi Ре,„ V 1

(20)

Тепловой поток, расходуемый на теплоотдачу в окружающую среду

Bi Рет V >

(21)

Полученные решения позволяют наметить пути управления тепловым режимом на стационарной стадии, связанные с изменением условий теплообмена на внешних поверхностях свариваемых деталей. Так, наиболее стабильным и управляемым выглядит тепловой режим, если свариваемые детали близки по теплофизической форме к полуограниченному телу (8,„ -» со) (зависимо-

сти 5 и 6 на. рис. 10). В этом случае тепловой режим не зависит от условий теплообмена с окружающей средой, и наблюдается прямолинейная зависимость скорости ит проплавления твердой фазы от величины поступающего в нее теплового потока с]т. Наиболее простым техническим решением в этом отношении является искусственное «утолщение» свариваемых тонкостенных деталей за счет достаточно толстых прижимных элементов, изготовленных из того же материала, что и свариваемые детали, или из материала с близкой температуропроводностью. Этому же эффекту способствует и увеличение и„, (кривые 1 - 4 на рис.10 при больших значениях КО), что связано, однако, с увеличением требуемого для этого теплового потока д0 и повышением максимальной температуры Тм'в пленке расплава, что небезопасно из-за возможной деструкции последнего. Если для изготовления прижимных элементов использовать материалы с высокой теплоизолирующей способностью (а -» 0), процесс прогрева твердой фазы будет наименее энергоемким, но становится проблематичным достижение стационарной стадии и появляется опасность перегрева твердой фазы свариваемых деталей. Применение массивных теплопроводных прижимных элементов (а -»• а>), например, металлических, наиболее энергоемко (кривая 4 на рис.10), но позволит стабилизировать температуру ТПр.

Начальные участки криволинейных зависимостей (рис. 10) хорошо аппроксимируются прямолинейными зависимостями следующего вида:

Ре,

т 0<Ретй1

^•(РЬе-Во)

(22)

(здесь В0 = В/ / (1 + Ш)\ что было использовано при построении ММ терморе-зисторной сварки ТКМ (глава 4).

Рат

0,5 \0 Н,5 2,СГ К1ж

Рис. 10. Графическое отображение выражения (17) при различных значениях критерия Ш и безразмерной теплоты Ж* плавления кристаллической фазы термопласта: 1 - В1 = 0,1, ¡V* = 0; 2 - 5/ = 0,5, Ш* = 0; 3 - Д/ = 2, IV* = 0; 4 - а оо, (V* = 0; 5 - 8т -> оо, цг* = 0; 6 - 5т ю, Ш* = 1,4; тонкие линии на рис. справа -аппроксимирующие прямые по выражению (22)

Формулировка тепловых задач для жидкой фазы, в которых учитывали тип источника тепла и ГУ на нагреваемой поверхности в различных видах сварки внешним источником тепла, была упрощена допущением о малом влиянии температуры на профиль скорости Оу движения частиц расплава, решения

для которой были получены в главе 2, и выглядела следующим общим образом для видов сварки внешним источником тепла (рис. 11):

' 2 У

3---2—

2 Л3

(24)

и внутренним источником (рис. в табл. 6):

2 И иъ

У

д2Т иУ дТ

ду2 аж ' ду

у = И: т = т„

дТ | Чу ■ = 0,

(27) у=±(И/2):

Г = Г„

(23)

(25)

(26) (28)

где с/„ - его интенсивность, а индекс «э/с» означает принадлежность параметра к жидкой фазе.

Ро*

1

б

Р0|

Тн-Ти

Ж

Ч

Рр*

тп т

Рис. 11. Тепловые схемы сварки ТМ внешним источником тепла (см. также табл. 5): | I - расплав - твердая фаза;^^- одна из свариваемых деталей из слоистого ТКМ; - нагретый инструмент или закладной элемент

В основных решениях тепловых задач для пленки расплава на стационарной стадии безразмерные параметры имеют следующее размерное содержание при сварке внешним источником тепла (табл. 5):

У ~,

© =

Т-Т„ тм-тп

кы

ч-ь

Лж'^Тм

"вж >

а™

8;

.

■ 1

и внутренним источником тепла (табл. 6):

л' тм-тп'

и,-И

ю=-

д-И

Ро=

Чу Г Лж:' (Ги ~ Тп)

(29)

(30)

где Ро - критерий теплового подобия Победителева.

Из полученных решений (табл. 5 и 6) видно, что при малых потерях тепла с выдавливаемым расплавом (малые значения Ргж) форма температурных профилей в пленке расплава близка к линейной:

Т-Тп~{Тм-Тп)(\-у) (54)

при сварке внешним (рис. 11) или к параболической:

Т-Т„~(Тм-Т„)-[ 1-4/2

(55)

при сварке внутренним (рис. в табл. 6) источниками тепла, что учитывали при задании температурного режима в реологических задачах, соответствующих двум основным подклассам сварки. Поводом для такой постановки этих задач

П

послужили невозможность аналитического решения системы уравнений сохранения при температурной аномалии вязкости расплава термопласта, а также допущение о том, что сток тепла с выдавливаемым со скоростью осадки Ь, расплавом мало влияет на линейность (сварка внешним источником тепла) или «параболичность» (сварка внутренним источником тепла) профиля температуры в пленке расплава, в то время как температура сильно влияет на скорость осадки.

Таблица 5

Выражения для основных параметров температурного и теплового полей в пленке расплава, нагреваемой внешним источником тепла (стадия 2.2)

Вид сварки (указания на тепловую схему) и ГУ на нагреваемой по-верхностн пленки_

Безразмерные выражения для параметров температурного и теплового полей

Сварка нагретым инструментом (прямым нагревом ) (рис. 11, а)

т />^{0,15-0,25у-3+ ОДУ") 0 = 1 -у -е ^ '=0

у = 0: Т = ТН = Тм

(31)

(32)

(33)

(34)

Сварка нагретым инструментом (косвенным нагревом) (рис. 11,6)

0 =

-1 ■ .0*

-Л ■ ^

>. = - 0 = >- = 0

(35)

(36)

кЬк -К*у' =1 -

к км

-1

-0,35Ре,

(37)

0.И1 = © /=0 = ( ** Л 1 ** J 1 (38)

КЬ =К'/=0 = 1 J -1 (39)

(40)

Сварка закладным нагревательным элементом (рис. 11, в)

(41)

(42)

0И = 0/=О = А- е -0Д5Ргж ; (43)

К1Ж=К1 у-=1=Ц) (44)

' (47)

-ОД 5/4. (48)

< с* > ] .'(49)

Термоимпульсная сварка (рис. 11, г)

(¿ГЛ

-М

сГГ

\<Ь>)

у = - 0 = у = О

(45)

(46)

-0,5Реж

(50)

Таблица 6

Выражения для основных параметров температурного и теплового полей в пленке расплава, нагреваемой внутренним источником тепла (стадия 2.2)

Тепловая схема

Безразмерные выражения для параметров температурного я теплового полей

1

h Т

fct

таг

«Лм fr

. V: 8

1 . /13 .2 2 .-Л

• •...• у 0 8

Юж =

vt -Р° „ -0ЛРе„

(51)

(52)

(53)

Это допущение, оправдывающее упрощение поставленной задачи до одностороннего характера связи потенциалов (скорость и температура) и, тем самым, до возможности ее аналитического решения, было подтверждено в работе на примере сварки нагретым инструментом прямым нагревом.

С учетом ряда других допущений была выбрана следующая форма диф-

ференциальных уравнений неразрывности: +

дх ду дР _ Згу*

= 0,

(56)

(57)

движения:

дх ду

и реологического уравнения: ди

V^äf. (58)

где коэффициент динамической вязкости tj принимал различное выражение в зависимости от типа решаемой задачи (табл. 7). ГУ для свободных поверхностей пленки расплава были одинаковы независимо от типа задач:

х = ±Ь/ 2: Р = 0, (59)

а для ограничивающих поверхностей выглядели следующим образом для случая сварки внешним источником тепла (рис. 7, а):

у = 0: их = 0; 1^=0; y = h\ l>x = 0; vy=-v,\ _ ^

и внутренним источником тепла (рис. 7, б):

у = -(1/2)А: их = 0; = у = (1/2)А: их = 0;

Выражения (59) и (61) были дополнены следующими.ГУ (рис. 7, б) для случая ультразвуковой сварки:

у=-Ы2: у/=0, y=h/2: yf=A-ü\i{2!tf-i) (62)

(здесь А и/- соответственно амплитуда и линейная частота вынужденного колебательного движения в направлении оси у) и линейной сварки вибротрением:

y=-h/2: г = 0, у= h/2: zf =A-m[li;f-i) ■ (63)

(здесь Auf- соответственно амплитуда и линейная частота вынужденного колебательного движения в направлении не показанной на рис. 7, б оси z).

Таблица 7

Выражения для скорости осадки (Л на стационарной стадии вязкого течения

№ задачи и выражение для вязкости расплава Профиль температуры Выражение для скорости осадки

1 1 = const. (б4) Не имеет значения _ Ц)' (65) (выражение, известное * fj.jp- из литературных данных)

(66) Линейный р0-И3 \р{тм-т.) ПТп'Ь

3. -в{т-т.) (68) Параболический т-вЗ . (69) цт„-Ъ-

4. Tj = m-(vx)y J (70) Не имеет значения {^-»м^гу^ (71) ' (2*2«)

5. 1 (72) Не имеет значения ■ ;; (73) т-Ь

Примечания. 1. т, п, Р и 1]т„ - константы. 3 -средняя скорость сдвига при вынуж-

денном колебательном движении вдоль оси у. 4. (кг)у - средняя скорость сдвига вынужденного колебательного движения вдоль оси г.

. Полученная совокупность решений краевых задач (табл. 5-7) позволяет в зависимости от вида и объекта сварки и с различной требуемой точностью идентифицировать основные параметры теплового (7д/) и режима течения {И и и3) стационарной стадии ряда видов сварки ТКМ и других ТМ. С целью подтверждения правильности выбранного в работе подхода к решению подобных задач были построены ММ стационарной стадии двух видов сварки - вибротрением (с учетом сдвиговой аномалии вязкости расплава) и нагретым инструментом прямым нагревом (с учетом температурной аномалии вязкости расплава), являющихся представителями двух различных подклассов сварки (табл. 3). Проверка адекватности этих ММ, проведенная с использованием собственных и независимых экспериментальных литературных данных, показала высокую точность построенных ММ (коэффициент корреляции составил 0,92^-0,95) по сравнению с более упрощенными (0,70*0,75), в которых вязкость расплава принимается постоянной.

На основе полученных решений были построены обобщенные ММ стаг ционарной стадии двух подклассов сварки деталей из ТКМ и других ТМ, твердая фаза которых была близка по теплофизической форме к полуограниченному телу (табл. 8 и 9). Две формы представления этих ММ - с учетом (табл. 8) и без учета (табл. 9) стока тепла с выдавливаемым расплавом и температурной аномалии вязкости расплава - дают возможность оценить погрешности, вносимые этими упрощениями задач (рис. 12). Для сокращения числа переменных и обобщения полученных решений в них были использованы следующие безразмерные величины:

Тм-Тп. т„- То'

■оБ\ Л* =

ПГп'Ъс'Ь'

Л

У4

У4

ПГпЪс'Ь'

•А; * ^ кс ~ ~

/?=Р-{тм-т„)\

ПГп-Ож'Ь

Ьс\Тм-Тп)

т1 = Тд ~

Т„-Т0

Т

Таблица 8

Обобщенные выражения для основных параметров теплового и режима течения (стационарная стадия сварки; учитываются сток тепла с выдавливаемым расплавом и температурная аномалия его вязкости)

Параметр Выражение

Внешний источник тепла Внутренний источник тепла

Максимальная температура в пленке расплава (74) 8 (78)

Скорость осадки 3 1 я- г- 1 ±в-.г

Толшина пленки расплава 1 1 я* т* А-= А ¿.Г?"- (7б)

Интенсивность источника тепла ч*0=11.е0МРеж (?7) И 0.034 А

Критерий Пекле Реж=и;-к' (82)

Таблица 9

Обобщенные выражения для основных параметров теплового и режима течения (стационарная стадия сварки; сток тепла с выдавливаемым расплавом и аномалия его вязкости не учитываются)

Параметр Выражение

Внешний источник тепла Внутренний источник тепла

Максимальная температура Т'м=кс{\ + 1¥'\Реж (83) Гм = 1-кс.{\ + ТГ).Реж (87)

Скорость осадки о]=Ре^ (84) о;=Ре%4 (88)

Толщина пленки расплава И*=Ре% (85) И*=РеХ£ (89)

Интенсивность источника тепла Г* , (86) я Чу 2 (90) Л*

Критерий Пекле Ре ж = <>',■ И* (91)

а б

Рис. 12. Графическое отображение выражений (74) - (77), (82) (а) и (78) - (82) (б) для некоторых ТМ: 1 - ПЭНП; 2 - ПЭВП; 3 - ПП; 4 - ПА-6; 5 - ПЭЭК; 6 -ПСФ; 7(а) - графическое отображение выражения (83); 8(а) - (84); 9(а) - (85); 1(6) - (87); 8(6) - (88); 9(6) - (89); ¿¿£ - границы максимально допустимых значений параметров сварки ПЭНП и ПА-6, ограниченных безразмерной температурой Та* начала деструкции

Решения, полученные для внешнего источника тепла, содержат всего 5 безразмерных переменных - 7У\ <7о\ 1>Д И*, Реж и две безразмерные константы - условно реологическую {/?) и теплофизическую (комплекс кс-( 1 + IV*)). Наличие критерия Реж теплового подобия в данных решениях имеет вспомогательное значение и позволяет в графической форме (рис.12, а) выразить взаимосвязь, основных параметров - Тм*, до*, о3* и И*, описать которую в аналитической форме, минуя критерий Ргж, невозможно ввиду трансцендентности выражений (74) - (77). Аналогичный подход применен и по отношению к подобной задаче для внутреннего источника тепла (рис. 12, б). Примерами присадочных материалов, аналогичных матрице ТКМ, служили характерные представители различных групп термопластов - аморфный полисульфон (ПСФ), средне-кристаллические поликапроамид (ПА-6) и полиэфирэфиркетон (ПЭЭК), высококристаллические полипропилен (ПП) и полиэтилены низкой (ПЭНП) и высокой (ПЭВП) плотности, безразмерные константы которых /3* и кс-( 1 + IV*) были рассчитаны по литературным данным. Ограничением температуры Тм* была выбрана условная температура 7а* начала деструкции термопласта, устанавливаемая термогравиметрическим методом.

Форма графического представления взаимосвязей между основными параметрами режима сварки на стадии 2.2 (рис. 12) выполнена в виде номограммы и позволяет в первом приближении решать задачи его оптимизации. Так, по заданной безразмерной температуре Тм* нагретого инструмента (температур-

ный источник) можно найти соответствующее ей значение безразмерной толщины к* пленки расплава (рис. 12, а). Далее, зная ширину Ь места соединения и требуемое значение толщины И пленки расплава (например, из соображений достижения заданной конечной осадки для вытеснения дефектных структур из пленки расплава), из выражения (92) для к* с учетом теплофизической (аж) и реологической (т]т„) констант расплава можно найти требуемое давление прижима Р0. Рассчитанную подобным образом и соответствующую выбранному режиму скорость осадки и, можно при этом использовать для технологического контроля режима сварки.

В случае же, например, терморезисторной сварки максимальная температура Тм в пленке расплава является следствием теплового потока с/о- Тогда по требуемому значению Тм можно рассчитать соответствующее безразмерное значение Тм* и найти необходимоео §х одамееГ (правое нижнее поле рис.12, а), а затем и размерное значение теплового потока до, которое должен создавать закладной нагревательный элемент (тепловой источник).

Анализ полученных выражений (табл. 8 и 9) в совокупности с решениями тепловой задачи для твердой фазы (табл. 4) показал, что при прочих равных условиях сварка с помощью внутреннего источника тепла обеспечивает более благоприятный для свариваемых материалов тепловой режим, чем сварка с помощью внешнего источника тепла. Так, в первом случае при одном и том же значении Ты достигаются в среднем в четыре раза большие значения скорости осадки у, и теплового потока дж, поступающего из жидкой в твердую фазу, что уменьшает термическое воздействие на основной материал и снижает потери тепла в окружающую среду по сравнению с видами сварки внешним источником тепла. Следствием этих закономерностей, как показал анализ на основе положений элементарной теории погрешностей, является более высокая устойчивость теплового режима при сварке внутренним источником тепла к отклонениям технологических параметров сварки от заданных значений: одни и те же в процентном выражении погрешности параметров Ь, Р0 и д вызывают в Зн-5 раз меньшие отклонения 7^, чем при сварке внешним источником тепла. Влияние давления прижима Р0 на тепловой режим сварки заключается в том, что увеличение Р0 вызывает уменьшение толщины /г пленки расплава и увеличение скорости осадки (ли, опосредованно через эти параметры течения,-приводит к увеличению теплового потока qж, поступающего из расплава в твердую фазу, и скорости проплавления последней при меньших значениях Тм (за исключением сварки нагретым инструментом прямым нагревом, где Тм имеет фиксированное значение). В гораздо меньшей степени на тепловой режим сварки влияет некоторое изменение величины стока тепла с выдавливаемым расплавом, вызванное изменением Рои, соответственно, скорости осадки и,.

Анализ построенных ММ нестационарной стадии 2.1 течения показал, что стационарная стадия, выход процесса на которую желателен из соображений стабильности теплового и режима течения, достигается при осадке 5, приблизительно равной толщине й0 пленки расплава на этой стадии, если при этом начальная толщина 6ш присадочного материала не меньше 2/¡о.

Глава 4. Математическое моделирование и оптимизация режимов сварки

деталей из ТКМ

Результаты предыдущих исследований и методики их проведения были реализованы в прикладных целях при моделировании стадий вязкого течения и оптимизации параметров технологических режимов различных видов сварки натурных объектов не только из ТКМ, но и, в силу общности ряда результатов, из других ТМ. В общем случае основными этапами процесса проектирования сварных соединений и технологии сварки были выбор формы и размеров мест соединений, выбор вида сварки и ее технического оснащения, оптимизация технологического режима сварки и выбор критерия управления ею.

Наиболее полно указанный порядок был реализован на примере сварки тонкостенных воздуховодов из поликапроамидного фенилонового пластика ПАП-Ф. Так, на основе анализа требований к технологии сварки и качеству сварных соединений из возможных видов сварки была выбрана терморезис-торная, при которой нагрев закладного нагревательного элемента (ЗНЭ), осуществляется при пропускании по нему электрического тока. Данный вид сварки обеспечивает локальность и равномерность нагрева свариваемых поверхностей по всей длине места соединения и не требует сложного аппаратурного оформления, а также высокой квалификации сварщика. Геометрические особенности как мест соединений (кривизна и протяженность до 1000 мм), так и собственно сварных изделий (крупногабаритность, сложность формы, замкнутость, сечений) обусловили выбор Т-образной формы мест соединений (рис. 13), допускающей односторонность (относительно стенки сварного изделия) доступа к ним для создания давления прижима. Из соображений стабильности электрических характеристик и необходимости компенсации макроотклонений формы свариваемых поверхностей и заполнения сварочным гратом устья Т-образного соединения в качестве ЗНЭ была выбрана тканая металлическая лента, заполненная присадочным материалом - полиамидом ПА-6, аналогичным матрице основного материала.

Рис. 13. Схема места соединения до (а) и после (б) терморезисторной сварки деталей из ПАП-Ф: 1 - присадочный материал; 2 - свариваемые детали; 3 -ЗНЭ; 4 - упругое прижимное приспособление (<%, ¿>]Ю и 5„р — толщины деталей, ЗНЭ и прижимных элементов соответственно; дщлн и ¿пш - начальная и конечная толщины присадочного материала соответственно; зд - конечная осадка; Рот« и Рпрк ~ начальное и конечное усилия прижима соответственно; 5 - площадь сечения устья Т-образного соединения)

Решение технически сложной проблемы создания равномерного давлею прижима было осуществлено с помощью малогабаритных пружинных прижи; ных приспособлений, равномерно расположенных по всей длине протяженнь криволинейных мест соединений элементов СТР (рис. 13).

На основе решений краевых задач (глава 3) и анализа деформационно] цикла терморезисторной сварки ПАП-Ф (рис. 14) были получены упрощеннь полуэмпирические выражения, описывающие с коэффициентом коррелявд 0,92+0,94 взаимосвязь основных параметров процесса на его стационарной ст;

ДИИ: Г Г (?*)'/3 / W3 ЪV

—ЧоМй-ЧпГ -рр, (9;

Ab-M^-i®-?»)^"^-. (9,

ро

РЩ

"л^Нча-ЯпУ-^щ, (91

где т], Лж, к к qn- феноменологические константы, aq0- тепловой поток, создг ваемый одной из поверхностей ЗНЭ и равный: j ц.у

40 2 ' ьзнэ

(здесь Uni- электрическое напряжение и сила тока в ЗНЭ, Ьэнэ и Ьзнз - длина ширина ЗНЭ соответственно).

Рис. 14. Зависимости «осадка 5 — время ь> (а) и «скорость осадки V, - (б) дш образцов ПАП-Ф при различных значениях давления прижима Ро, ширины образца Ь и теплового потока qo:----ордината слоя наполнителя, прилегающего

к слою присадочного материала толщиной 5„м

Выражения (93) - (95) послужили 'основой построения ММ нестационарных стадий 2.1 и 2.3 процесса и решения ММ оптимизации режима сварки. При выборе целевой функции и ограничений оптимизационной ММ

принимали во внимание специфику свариваемых материалов (слоистый ТКМ), деталей (крупногабаритные, тонкостенные, сложной формы), мест соединений (протяженные, криволинейные), сварных изделий (крупногабаритные, сложной формы, замкнутого сечения), вида и технологии сварки (сварка за один цикл протяженного места соединения с помощью ЗНЭ, служащего внешним источником тепла для обеих свариваемых деталей) и учитывали погрешности формы и размеров свариваемых деталей и мест соединений, а также заданных технологических параметров режима сварки, которые в свою очередь могли вызвать опасные погрешности теплового и режима течения как по длине места соединения, так и с обеих сторон ЗНЭ. Выбранный вид сварки не требовал минимизации длительности сварочного цикла, составлявшей лишь 5-1% общей длительности сборки, включая вспомогательные операции.

В качестве цели ММ оптимизации режима было выбрано условие:

б,ги + 0,2лп1 <1К< + 0,2.к.11 + А1К , (97)

где А1К - погрешность глубины 1К проплавления основного материала.

Условие (97) означало, что требуемое значение 1К должно быть гарантированно больше толщины <5,ш присадочного материала (рис. 14, а), иначе не произойдет сплавления поверхностей присадочного и основного материалов, с учетом чего условием (97) предусматривается также и проплавление основного материала, как минимум, на глубину 0,2 мм. Стадия 2.1 характеризуется нестабильностью режима течения (рис. 14, б), объясняемой его релаксационным характером при температурах расплава, близких к температуре текучести: Поэтому в качестве ограничений в ММ оптимизации режима сварки были выбраны условия достижения стационарной стадии, обеспечивающие стабильность теплового и режима течения: ^ > 2/гд; ** ^ Лц •

Как показали результаты обработки литературных данных, этот реологический эффект характерен и для других ТМ, свариваемых, например, вибротрением, что позволяет считать его имеющим общий характер.

Выбор других ограничений оптимизационной ММ был основан на анализе сварочных явлений (табл. 2) и напряженно-деформированного состояния Т-образного соединения и регламентировал температурный режим (п. 2 в табл. 2), минимальное давление прижима для предотвращения порообразования (п. 5.2 в табл. 2), минимальное значение погрешности Д1К проплавления армированной фазы ПАП-Ф во избежание снижения ее прочности (п. 7 в табл. 2), а также количество расплава, выдавленного в сварочный фат (рис. 13): $К-Ь>5 (99)

На основе построенных ММ стадий течения и оптимизации режима сварки, а также элементарной теории погрешностей были рассчитаны параметры терморезисторной сварки, которые обеспечили максимально возможную прочность Т-образных сварных соединений (20,5 кН/м длины шва при коэффициенте вариации 9,5%) и устойчивость процесса к погрешностям режима и размеров мест соединений. Время нагрева составило 70±1 с. Полученные результаты легли в основу разработанного технологического процесса терморезисторной сварки элементов воздуховодов из ПАП-Ф.

На основе принципов теории подобия и анализа напряженно деформированного состояния расслаиваемых Т-образных сварных соединение ДТМ было выведено и экспериментально подтверждено выражение для расчет; прочности на расслаивание подобных сварных соединений. Построенная и ап робированная ММ внедрения нагретого клина в свариваемые заготовки был; применена для оптимизации режима сварки проплавлением георешеток из са женаполненного ПЭНП, предназначенных для укрепления грунта. Полученньк результаты были использованы также при проектировании технического осна щения и технологического процесса точечно-шаговой сварки нагретым стерж нем осадительных электродов электрофильтров из углеродонаполненного ПП Механические и термические испытания опытного сварного блока электродо! показали его достаточную прочность и стабильность размеров.

Построены и экспериментально подтверждены на примере полиэтилен-терефталатного стеклопластика ММ основных стадий процесса послойногс формования намоткой трубчатых изделий из ТКМ с применением сварки нагретым воздухом - нагрева наматываемого на подложку ленточного препрега у нагрева подложки. Построенные ММ в совокупности с предложенными методиками ускоренной оптимизации режима послойного формования трубчаты> изделий из ТКМ были применены при проектировании типового технологического процесса в наиболее простом и доступном для практического освоение данного метода виде - с использованием прикаточного ролика, имеющегося е стандартных намоточных установках.

На примере полисульфонового углепластика ПСФП-У разработаны принципы осуществления нового непрерывного технологического процесса послойного формования листовых изделий из ТКМ, совмещающего стадии выкладки и собственно формования с использованием сварки нагретым инструментом косвенным нагревом. В данном методе приваривание каждого последующего слоя препрега к подложке происходило при скольжении по поверхности препрега сварочного узла, включающего нагретый и холодный инструмент. Физико-механические характеристики ПСФП-У, изготовленного послойным формованием, были сопоставимы с таковыми прессованного аналога. С применением того же вида сварки была впервые решена проблема изготовления крупногабаритных щитов путем стыковки отдельных заготовок трехслойных панелей, обшивки которых были выполнены из монослоя ТКМ. В обоих случаях экономия материалов и времени при оптимизации режимов сварки достигалась с применением ММ процесса.

Для целей оптимизации технологических режимов ультразвуковой сварки построены ММ стадий 2.1 и 2.2 вязкого течения. С помощью данного вида сварки проведена сборка крупногабаритных деталей из ТКМ (ортотропный по-ликапроамидный органопластик ПАП-Т) сложной формы - элементов каркаса опытного унифицированного пассажирского кресла летательных аппаратов, удовлетворяющих установленным требованиям. Спроектирована, изготовлена и внедрена в производство установка опытно-промышленного типа для ультразвуковой сварки фасонных малогабаритных изделий, оптимизирован режим и разработан технологический процесс ультразвуковой сварки рабочих колес из ДТМ для электронасосных агрегатов. 32

Основные итоги и выводы

1. На основе теоретических и экспериментальных исследований, проведенных с использованием принципа моделирования, выявлены основные закономерности образования сварных соединений термопластичных композиционных материалов и процессов их разрушения, что позволило создать единый расчетно-экспериментальный подход к оптимизации режимов сварки, улучшить свариваемость и расширить области применения этих материалов в изделиях машиностроения и других отраслей техники.

2. На основе разделения сварочного цикла на характерные этапы и стадии в качестве приоритетных для целей моделирования и оптимизации режимов сварки выделены стадии вязкого течения, во время которых протекают основные (формирование вязкого контакта и сплавление свариваемых поверхностей) и некоторые сопутствующие явления (ориентация и деструкция слоев расплава, образование и вытеснение дефектных структур, образование и залечивание пор, смещение и вытеснение армирующих волокон), определяющие качество сварных соединений термопластичных композиционных материалов. Выявлены и систематизированы количественные критерии оценки интенсивности и глубины протекания этих явлений, которые служат ограничениями основных параметров теплового и режима течения и, опосредованно через них, заданных технологических параметров, что в целом создает теоретические основы для направленной оптимизации режимов сварки.

3. На основе экспериментально подтвержденного теоретического анализа особенностей течения термопластов в зоне сварки предложен механизм сплавления композиционных и других термопластичных материалов в условиях ламинарного вязкого течения, характерного для сварки в расплаве, который основан на взаимопроникновении макромолекул свариваемых слоев в результате необратимых деформаций сжатия в направлении сдавливания и растяжения в направлении вытекания расплава как в его микро-, так и макрообъемах.

4. Проведено группирование видов сварки в расплаве по признакам классификации тепловых задач, характерных для стадий вязкого течения, что позволило упорядочить и облегчить их решение. В качестве основного признака выбран тип источника тепла (внешний или внутренний), определяющий основные закономерности тепловых режимов сварки.

5. Экспериментально выявлены и теоретически обоснованы условия достижения при сварке тонколистовых термопластичных композиционных материалов стационарной стадии и, соответственно, стабилизации теплового и режима течения расплава. Получено решение тепловой задачи для твердой фазы свариваемых материалов на этой стадии, которое охватывает возможные варианты их теплообмена с окружающей средой. Получены решения ряда краевых тепловых и реологических задач для расплавов термопластов, учитывающие специфику их течения, которые в целом составили пакет решений, необходимых для математического моделирования стадий вязкого течения в зависимости от вида сварки, типа объекта, условий его теплообмена с окружающей средой и требуемой точности математических моделей.

6. Предложено для построения математических моделей нестационарных стадий вязкого течения и оптимизации режимов сварки использовать модель стационарной стадии, во время которой стабилизируются тепловой и режим течения расплава и построение которой упрощается за счет меньшего числа переменных параметров. Среди последних как основные выделены максимальная температура 7д/ в пленке расплава, ее толщина /? и скорость осадки (Л, значения которых зависят от заданных технологических параметров выбранного вида сварки. Идентификация параметров Тм, Л, и и3, требующая небольшого числа опытов и основанная на принципах линеаризации и регрессионного анализа выражений, позволяет определить значения эквивалентных теплофизических и реологических констант свариваемых материалов, применение которых взамен литературных значений существенно повышает точность математических моделей (коэффициент корреляции - до 0,9 и выше). Безразмерная форма полученных выражений в соответствии с принципами теории подобия позволила сократить число переменных, полнее выявить роль параметров сварки и распространить полученные решения на подобные объекты и виды сварки.

7. На основе анализа математических моделей начальной нестационарной стадии вязкого течения в ряде видов сварки установлено, что необходимыми условиями выхода процесса на стационарную стадию являются наличие минимально необходимого для этого количества присадочного материала, толщина которого должна быть не менее двойной, а осадка - не менее одинарной толщины И пленки расплава на стационарной стадии. При отсутствии или недостаточном количестве присадочного материала происходит непосредственный переход из начальной в конечную нестационарную стадию, характерную лишь для процессов сварки термопластичных композиционных материалов и сопровождающуюся проплавлением основного материала. Длительность этой стадии должна быть ограничена во избежание снижения прочности основного материала из-за смещения и вытеснения из зоны сварки армирующих волокон.

8. Разработана методика экспериментальной количественной оценки толщины пленки расплава на стационарной стадии вязкого течения, которая позволяет проверить адекватность математических моделей, решить коэффициентные задачи относительно эквивалентных теплофизических и реологических характеристик свариваемых материалов и косвенно оценить температурный режим, прямая идентификация которого в настоящее время в большинстве видов сварки затруднительна или невозможна.

Впервые получено и экспериментально подтверждено выражение для скорости осадки пленки жидкости, имеющей прямоугольную форму, что позволяет на основе принципов теории подобия экстраполировать режим течения при сварке лабораторных образцов на натурные свариваемые детали.

9. Установлено, что при постоянной длине нахлестки I разрушающее напряжение при сдвиге и относительную прочность /^нахлестанных соединений термопластичных композитов, свариваемых без присадочного материала, можно повысить путем увеличения конечного значения совместной осадки свариваемых деталей, что объясняется приданием месту соединения формы и размеров, более благоприятных для равномерного распределения в нем сдвиговых напряжений, но что требует проплавления нескольких слоев основного мате-34

риала, прилегающих к месту соединения, и связано с опасностью снижения прочности основного материала из-за смещения и вытеснения армирующих волокон. Это негативное явление сводится к минимуму при использовании присадочного материала, аналогичного по природе термопластичной матрице и облегчающего формирование контакта. Максимальное значение К& составляющее 0,85-Ю,95 у соединений деталей со сравнительно невысокой несущей способностью, обеспечивается при оптимальном сочетании -значений / и ¡к, которые определяются по предложенной в работе методике.

ТТ.----------------—-----...----- „

Х111 ичшиии ^Ши>1Л ^М^^илшии иол'имши! V инч.и^и -гиоиии^иУНЦ

напряженно-деформированного состояния клеевых нахлесточных соединений конструкционных материалов предложено полуэмпирическое выражение для приближенного расчета относительной прочности /^сварных соединений. Показано, что при расположении армирующих волокон в наиболее напряженных, прилегающих к сварному шву, слоях в направлении действия нагрузки достигается максимальная сдвиговая прочность нахлесточных соединений термопластичных композиционных материалов, которая на 20-г100% больше по сравнению с другими схемами армирования.

11. Установлено, что разрушение Т-образных соединений термопластичных композиционных материалов происходит по механизму прорастания трещины, роль которой выполняет трещиноподобное устье соединений. Заполнение же его сварочным гратом, выдавливаемым при осадке свариваемых деталей, способствует смене характера разрушения с расслаивания на более благоприятный - отрыва, при котором максимальное значение ^составляет 0,1-г0,4 в зависимости от несущей способности основного материала. Дополнительным конструкторским средством повышения прочности таких соединений, понижающим концентрацию напряжений, является увеличение толщины свариваемых деталей в месте соединения за счет приваривания к ним накладок из того же или более упругого материала. Показана возможность применения для Т-образных сварных соединений термопластичных композиционных материалов известного аппарата расчета подобных клеевых соединений конструкционных материалов. Экспериментально подтверждена правомерность применения формулы С.Н. Журкова для расчета и прогнозирования долговечности их сварных соединений, основанная на термофлуктуационной теории прочности.

12. На примере четырех видов сварки внешним источником тепла (тер--* морезисторной, нагретым газом, нагретым инструментом прямым и косвенным нагревом), соответствующих четырем разновидностям граничных условий на. нагреваемой поверхности пленки расплава, а также ультразвуковой сварки (внутренний источник тепла) реализованы принципы и порядок построения, исследования математических моделей стадий вязкого течения и последующего их использования при оптимизации режимов сварки натурных изделий как из композиционных, так и других термопластичных материалов, что представляет достаточно широкую область практического применения предложенных- подходов и полученных в работе решений и позволяет рассчитывать на правомерность их распространения и на другие объекты и виды сварки.

Основное содержание диссертации опубликовано в следующих работах:

1. Волоконная технология переработки термопластичных композиционных материалов / Г.С. Головкин, В. А. Гончаренко, В.П. Дмитренко и др.; Под общ. ред. Г.С. Головкина. - М.: Изд-во МАИ, 1993. - 232 с.

2. Шишкин В.А., Гончаренко В.А. Ультразвуковая сварка элементов унифицированного пассажирского кресла // Конструкции и технология получения изделий из неметаллических материалов. Ч.З: Сб. тез. докл. Всес. НТК. - М.: ВИМИ, 1986. - С. 36 (ДСП).

3. Гончаренко В.А., Шишкин В.А. Оптимизация режимов сварки термопластичных волокнитов // Сварка и склеивание изделий из полимерных материалов: Сб. науч. тр. - Киев: ИЭС им. Е.О.Патона, 1987. - С. 71 - 76.

4. Гончаренко В.А., Палыга Р.Б. Влияние конструкторских факторов на прочность сварных соединений армированных термопластов // Влияние технологии изготовления на деформируемость и разрушение конструкций из КМ: Сб. науч. тр. - М.: МАТИ, 1989. - С.19 - 25.

5. Изготовление и контроль качества сварных соединений термопластичных КМ / В.А. Гончаренко, В.А. Шишкин, Р.Б. Палыга и др. И Приложение к журналу "Авиационная промышленность". - 1990. - № 1. - С. 35 - 37 (ДСП).

6. Гончаренко В.А., Палыга Р.Б., Фантин П.Е. О несущей способности и рав-нопрочности сварных соединений термопластичных волокнитов // Авиационная промышленность. - 1990. - №. 5. - С. 51 - 52 (ДСП).

7. Гончаренко В.А., Палыга Р.Б. Реологическая модель сварки армированных термопластов // Конструкции и технология получения изделий из неметаллических материалов. Ч.З.: Сб. тез. докл. Всес. НТК. - М.: ВИМИ, 1990. - С. 53 -54.

8. Терморезисторная сварка деталей из армированных термопластов закладным элементом / В.А. Гончаренко, Р.Б. Палыга, Ю.Л. Линдфорс и др. // Там же. - С. 57 - 58.

9. Оптимизация технологических режимов ультразвуковой сварки термопластов / В.А. Гончаренко. Р.Б. Палыга, В.К Максимова и др. // Технология. Сер. Конструкции из КМ. Межотрасл. н.-т. сб. Вып.2. - М.: ВИМИ, 1991. - С. 11 - 16.

Ю.Гончаренко В.А., Палыга Р.Б. Сварка термопластичных КМ закладным элементом, нагреваемым электрическим током // Там же. - С. 16 - 20.

11 .Гончаренко В.А., Палыга Р.Б., Блинов В.М. Исследование технологии послойного формования изделий из термопластичных КМ // Технология производства деталей из КМ: Сб. тез. докл. Всес. НТК. Киев: РДЭНТП, 1991. -С. 24 - 25.

12.Гончаренко В.А., Палыга Р.Б. Комплексный неразрушающий контроль компонентов, материала и сварных соединений воздуховодов из полиамидного органопластика // Там же. - С. 42 - 43.

13.Гончаренко В.А., Палыга Р.Б. Технологические предпосылки к разработке метода послойного формования намоткой трубчатых изделий из термопластичных КМ с применением сварки // Новые материалы и технологии маши-

ностроения: Сб. тез. докл. Росс. НТК. Направление: "Технология изготовления изделий из КМ". 17-18 ноября 1992 г.; МАТИ, М., 1992. - С. 29.

М.Гончаренко В.А, Палыга Р.Б. Оптимизация технологического режима послойного формования изделий из термопластичных КМ // Технология. Сер. Конструкции из КМ. Межотрасл. н.-т. сб. Вып.2.- М.: ВИМИ, 1993,- С. 18 -22. ^

15.Гончаренко В.А., Палыга Р.Б. Оптимизация конструкции сварных соединений армированных термопластов // Пластические массы. - 1993. - №. 3. - С. 19 - 21.

16.Гончаренко В.А., Палыга Р.Б. О возможностях управления сваркой термопластичных композиционных материалов // Новые материалы и технологии машиностроения: Сб. тез. докл. Росс. НТК. Направление: "Технология изготовления изделий из КМ". 18-19 ноября 1993 г.; МГАТУ, М., 1993. - С.78.

17.Сварные соединения при выполнении ремонтных работ на термопластичных композиционных материалах (ТКМ) / Г.В. Комаров, В.А. Гончаренко, Р.Б. Палыга и др. // Там же. - С. 74.

18.Гончаренко В.А., Палыга Р.Б. Расчет степени очистки сварного шва при сварке встык нагретым инструментом трубопроводов из термопластов // Новые материалы и технологии: Сб. тез. докл. Росс. НТК. Направление: "Композиционные, керамические, порошковые материалы и покрытия": 3-4 ноября 1994 г.; МГАТУ, М„ 1994. - С. 66.

19.Гончаренко В.А. Устройство для создания давления формования при сварке образцов армированных пластиков // Там же. - С. 67.

20.Стыковка трехслойных сотовых панелей с применением сварки / В.А. Гончаренко, Р.Б. Палыга, Г.В. Комаров и др. // Там же. - С. 68.

21.Гончаренко В.А. О механизме сварки термопластов в расплаве // Там же. -С.71.

22.Gontcharenko V.A., Palyga R.B. Resistance implant welding of continuous fibre reinforced thermoplastic composite materials // Abstracts 1 Aerospace Congress IAC'94. Theory, Applications, Technologies. Materials and Technologies for Aerospace. August 15-19, 1994. Moscow, 1994. - P. 561.

23.Гончаренко B.A., Палыга Р.Б. Критерии качества соединения и управления сваркой термопластичных композиционных материалов // Наука-транспорт-автоуслуги: Сб. тез. докл. Всеросс. конф., 28 мая 1994 г.; РАН, М-., 1994. -С.9.

24.Гончаренко В.А., Палыга Р.Б. Моделирование начального этапа терморези-сторной сварки деталей из термопластичных композиционных материалов // Новые материалы и технологии: Сб. тез. докл. Росс. НТК. Направление: "Композиционные, керамические, порошковые материалы и покрытия". 2122 ноября 1995 г.; МГАТУ, М., 1995.- С. 32.

25.Гончаренко В.А., Палыга Р.Б. Сварка ультразвуком, контроль качества и ремонт рабочих колес из полипропиленового углепластика для элекгронасос-ных агрегатов // Там же. - С. 36.

26.Гончаренко В.А. Плавление пластины из термопласта, прижатой к нагретому телу // Там же. - С. 38.

27.Гончаренко В.А., Палыга Р.Б. Технологические возможности намотки тр из термопластичных композиционных материалов с применением сварки Там же. -С. 41.

28.Гончаренко В .А. О классификации, проблемах и перспективах сварки те мопластичных композиционных материалов // Там же. - С. 43.

29.Gontcharenko V.A., Palyga R.B. Resistance implant welding of continuous fit reinforced thermoplastic composite materials // IAC'94 Int. Aerospace Congre August 15-19, 1994. Theory, Application, Technologies. Proceedings. Vol Moscow, Russia. Publisher: STK "Petrovka", 1995. - P.574 - 577.

30.Гончаренко B.A., Палыга Р.Б. Конструкгорско-технологические методы п вышения прочности Т-образных соединений деталей из термопластичнз КМ, полученных сваркой закладным нагревательным элементом // Физик химические и механические процессы в композитных материалах и коне

' рукциях: Сб. тез. докл. НТК; 20-21 марта 1996 г. М.: ВИМИ, 1996.- С.43 - Ф

31.Гончаренко В.А. Пути управления пористостью термопластичных КМ процессах их повторного формования // Там же. - С. 45 - 47.

32.Гончаренко В.А. Метод определения вязкости и поверхностного натяжек жидкостей // Там же. - С.48 - 50.

33.Гончаренко В.А. Модель нагревания ленточного полуфабриката газовым т плоносителем при послойном формовании намоткой трубчатых изделий : ТКМ // Материалы и конструкции в машиностроении, строительстве, сел ском хозяйстве: Сб. тез. докл. НТК. - М.: ВИМИ, 1996. - С. 230 - 232.

34.Гончаренко В.А. О механизме сварки в расплаве термопластичных матери лов. Часть 1 // Сварочное производство. - 1996. - № 7. - С. 2 - 6.

35.Гончаренко В.А. О механизме сварки в расплаве термопластичных матери лов. Часть 2 // Сварочное производство. - 1996. - № 8. - С. 31 - 35.

36.Гоячаренко В.А. Вытеснение армирующих волокон из сдавливаемого пакет // Новые материалы и технологии: Сб. тез. докл. Росс. НТК. Направлени "Композиционные, керамические и порошковые материалы и покрытия". 4-февраля 1997 г.; МАТИ-РГТУ. М., 1997. - С. 211.

37.Гончаренко В.А. О "смачивании" при сварке в расплаве термопластичнь материалов // Там же. - С. 212.

38.Гончаренко В-А. Пластина, надвигающаяся на источник тепла // Там же. - ( 214.

39.Гончаренко В .А., Палыга Р.Б. Математическое моделирование терморез! сторной сварки деталей из термопластичных КМ // Там же. -С. 215.

40.Гончаренко В.А., Палыга Р.Б. О создании давления прижима при терморез* сторной сварке деталей из термопластичных КМ // Там- же. - С. 216.

41.Gontcharenko V.A. The mechanism of welding in the melt of thermoplasti materials. Part 1 // Welding International. - 1997. - V. 11, № 1. - P. 52-57.

42.Gontcharenko V.A. Mechanism of welding thermoplastic materials in a melt Pa; 2 //Welding International. - 1997. - V. 11, № 2. - P. 160 -164.

43.Gontcharenko V.A., Palyga R.B. Mathematical modelling of resistance implai welding of continuous fibre reinforced thermoplastic composite materials // C£ тез. докл. Второго Междунар. Аэрокосмич. Кощр., август 1997. Москва. М год-во "Академия", 1997. - С. 253.

44.Gontcharenko V.A. Mathematical modelling of some elementary processes in the technology of polymer composite II Там же. - С. 251.

45.Гончаренко В.А. Принципы оптимизации технологических режимов сварки деталей из слоистых ТКМ // Слоистые композиционные материалы-98: Сб. тр. междунар. конф., ВГТУ, г. Волгоград, 1998. - С. 318 - 320.

46.Гончаренко В.А. Анализ напряженного состояния Т-образного клеевого соединения И Новые материалы и технологии НМТ-98: Сб. тез. докл. Всеросс. НТК. Москва, 17-18 ноября 1998 г. - М.: Изд-во "ЛАТМЭС", 1998. - С. 115.

47.Гончаренко В.А. Тепловые и реологические задачи математического моделирования процессов сварки в расплаве термопластичных материалов // Там же.-С. 118-119.

48.Гончаренко В.А. Математическая модель стационарного этапа вибрационной сварки деталей из термопластичных материалов // Там же. - С. 116 -117.

49.Гончаренко В.А. Сдавливание вязкой несжимаемой жидкости прямоугольными пластинками // Там же. - С. 117 - 118.

50.Гончаренко В.А., Артюх К.А., Комаров Г.В. Математическая модель внедрения нагретого клина в термопластичный материал // Там же. - С. 119 -120.

51.Гончаренко В.А., Палыга Р.Б. Обеспечение воспроизводимости" режимов терморезисторной сварки деталей из ТКМ// Там же. - С. 132 - 133.'

52.Гончаренко В.А., Дудкин В.Г. Проблемы и возможности оптимизации режима и условий сварки нагретым газом в технологии' намотки трубчатых изделий из ТКМ // Там же. - С. 123 - 124.

53.Гончаренко В.А., Палыга Р.Б., Артюх К.А. Напряженное состояние и прочность расслаиваемых Т-образных сварных соединений термопластичных материалов II Научные труды МАТИ им. К.Э. Циолковского. Вып. 2. - М.: Изд-во "ЛАТМЭС", 1999. - С. 90 - 94.

54. Моделирование процессов сварки термопластичных материалов в расплаве / В.А. Гончаренко, Г.В. Комаров, Р.Б. Палыга и др. II Конструкции из композиционных материалов. Межотр. науч.- техн. журнал." Вып. 1. - М.: ВИМИ, 2000.-С. 91-94.

55. Методические принципы математического моделирования процессов сварки термопластичных материалов в расплаве / В.А. Гончаренко, Г.В. Комаров, Р.Б. Палыга и др. // Научные труды МАТИ им. К.Э. Циолковского.-Вып. 3. -М.: Изд-во "ЛАТМЭС", 2000. - С. 98 - 103.

56.Патент 2118914 РФ, МКИ ВОЗС 3/40, 3/00. Способ изготовления осадитель-ных электродов электрофильтра из полимерных материалов / Мошкин А.А.,. Комаров Г.В., Гончаренко В.А. и др. II Заявл. 19.03.97; Опубл. 20.09.98.