По кривой намагничивания среднее значение магнитной проницаемости р. = 4. Эквивалентная глубина проникания тока [см. формулу (2.16)]

бз в = 5000 / j: = 1.6 см.

Поперечный размер зоны растекания тока по середине листа в начальный момент включения тока по формуле (2.25)

bo = 1,6/(2,64 + 0,5) = 0,51 см. Составляющая полного сопротивления контакта, определяемая объемным сопротивлением металла по формуле (2.23) 2-4роб 2.4-20-0,25 д г\ - 3,14.0,69.0,51 =

Полное сопротивление холодного контакта для грубой зачистки 36 + 28 = 64 мкОм, для холоднокатаных листов 74 мкОм. Эта разница в сопротивлениях холодных контактов на конечном размере диаметра ядра скажется только в долях миллиметра, т. е. несущественно. И если будет задано такое время включения тока и сжатия, что диаметр ядра будет действительно получаться равным 9 мм, то сопротивление сваренной точки в момент выключения тока окажется близким к значению

Гт= РА/Л = 140-0,25/0,636 = 55 мкОм.

Как видно, расчет согласуется с опытными данными (рис. 1.27), которые говорят о близких друг другу сопротивлениях: jR to

После того как определены из таблиц или критериально рассчитаны сварочные токи и давления, определяются токи шунтирования и вторичное напряжение холостого хода машины. Для того чтобы иметь случай убедиться в реальности токов шунтирования и достоверности метода расчета, рассмотрим следующий конкретный пример: из СтЗ свариваются две пластины толщиной 4 + 4 мм, шириной 100 мм. Сварочный ток для единичной точки 14 кА. Диаметр точки == 14 мм. Первый случай - расстояние между центрами точен / = 6 см. Тогда

г/d, = 6/1,4 = 4,3.

Для этого отношения по кривой рис. 2.9 находим hafl = = 1,45. Следовательно, ширина эквивалентной полосы Аэ 8,7 см. В данном случае ток распространяется на ширину Аэ, меньшую, чем реальная ширина пластины, что объясняется, как видно, близким расположением точек. Сопротивление горячей точки

4рте 4-140.0,4-10-* n.,

= = - 3,14-1.96 ЗбмкОм.

Падение напряжения на этом сопротивлении

f/ = /-,/10- = 14 000-36.10- = 0.5 В.

Обращаемся к равенству (2.37):

21 %

В нем согласно выражениям (2.29) и (2.30)

а == 1 + О.би /к; Ъ = 0,84к.

Рис. 4.10. Расчетная кривая функции \1м == / (х)

Функция а* + 6* = - 1/Л{ в равенстве (2.37) показана приближенной, равной 0,55к. В действительности это справедливо только для значений к :> 0,8. Полностью, в том числе для малых значений х, кривая по-

казана на рис. 4.10. Используем эту кривую для расчета. В дан ном случае

21 th 2-6-0,4-8.7 п. ,оо 2Ъии ~ 25-0,5.2(0,4+8.7)

где = -т; = 2 (б + Лз).

По этому значению 1/М = 0,183 находим и = 0,5.

Электрическое сопротивление постоянному току обеих пластин

Rom = 2-20-6/(0,4-8,7) = 69 мкОм.

Активное и индуктивное сопротивления ветви шунтирования таковы:

== Rom (1 +0,6к/й) = 69(1 + 0,6-0,5/OJ) = 83 мкОм;

= /?ош0,84к = 69-0.84.0,5 = 30 мкОм;

2ш = /83 + 30 = 88 мкОм.

Следует посмотреть, составит ли в ветви шунтирования существенную добавку сопротивление ранее сваренной, теперь уже холодной точки, через которую проходит шунтирующий ток

г, (хол) = 20-0,4-4/(3,14-1.96) = 5 мкОм. Общее сопротивление ветви шунтирования

(общ) - 88 + 5 = 93 мкОм. Ток шунтирования

/ш = UjZu, (Общ) = 0,5/(93-10?) =5150 А.

Расчет полностью соответствует опыту (см. рис. 2.10). Как видно, при столь близком расстоянии между центрами точек при

толщине 4 + 4 мм шунтирование очень сильное. Для того чтобы в таких условиях о&спечивать диаметр точки тем же размером 14 мм, для второй точки надо поднимать вторичное напряжение более чем в 1,5 раза или увеличивать время включения тока или же регулировать оба эти параметра согласно показаниям критерия К.

Рассмотрим второй случай для тех же деталей относительно малого шунтирования, когда расстояние между центрами точек составит, например, 200 мм. Тогда:

d = 20/1,4= 14,2; М= 1.

т. е. если бы сваривались бесконечно протяженные листы, то ток растекался бы на 200 мм. Однако в данном случае ширина пластин только 100 мм. Следовательно, эту реальную ширину и считаем как Аэ- Тогда

2/б/1э 2-20-0,4-10

25(7шк 25.0,5-2(10+0,4) - >0-

По кривой, приведенной на рис. 4.10,

к = 1,1; 2Ro = 2 20.20/(0,4 10) = 200 мкОм;

Рш = 200 (1 + 0,6.1,1 /Г,Т) = 370 мкОм;

Хш = 200-0,84 1,1 = 185 мкОм;

413 мкОм;

/ = 0,5-10 /413 = 1210 А.

Совпадение расчетных данных с опытной кривой (см. рис. 2.10) хорошее. Таким образом, при сварке стальных деталей даже средних толщин пренебрегать токами шунтирования нельзя. Расчеты показали также, что при сварке магнитного металла величина заметно превышает величину сопротивления постоянному току Рош. Если же дело идет о сварке немагнитного металла (коррозионно-стойкой стали, сплавах титана), то активное сопротивление jRora получается немалое, а токи шунтирования не столь значительны в отличие от токов при сварке таких металлов, как алюминиевые и магниевые сплавы и латуни. Удельное сопротивление мало и сравнительно слабо выражен поверхностный эффект, благодаря которому приходится рассчитывать не Zm, а только активное сопротивление по формуле (2.29), которое мало отличается от того, что определяется по формуле (2.32) или (2.33).

Если сварка идет на постоянном токе, то в цепи шунтирования действует чисто активное сопротивление. Явление шунтирования обязывает технологов ставить точки обязательно одну за другой {1-2-3, рис. 4.11) последовательно. Сваривая точку 2 между созданными ранее / и 5, получаем двойное шунтирование. Если же точки ставятся в линию, последовательно одна за другой, то Шунтирование надо учитывать только из свариваемой третьей в сваренную вторую. Можно убедиться то в первую точку ток