Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Аналитический обзор способов точечной сварки металлов. Современное состояние вопросов фрикционного нагрева и механизма образования соединения в твердой фазе 10
1.1 Точечная сварка металлов 10
1.1.1 Контактная точечная сварка 10
1.1.2 Холодная точечная сварка 12
1.1.3 Точечная сварка трением с перемешиванием 16
1.1.4 Точечная сварка трением 17
1.2 Тепловые процессы при фрикционном нагреве 19
1.2.1 Моделирование процессов нагрева при трении скольжения 19
1.2.2 Моделирование тепловых процессов при различных способах сварки трением 23
1.3 Эволюция представлений о механизме образования соединений в твердой
фазе 36
1.3.1 Гипотезы образования соединения при холодной сварке 36
1.3.2 Обобщенные теории образования соединения для способов сварки давлением 40
1.4 Постановка цели и задач исследования 52
Глава 2. Материал и методика исследований 53
2.1 Материал для исследований 53
2.2 Описание экспериментальной установки 55
2.2.1 Общие сведения и основные технические характеристики 55
2.2.2 Оборудование и методика измерения температуры 57
2.2.3 Оборудование и методика измерения сварочного усилия 58
2.3 Методы исследования структуры и свойств сварных соединений 59
2.3.1 Металлографические исследования 59
2.3.2 Измерение микротвердости 60
2.3.3 Испытания на статическое растяжение 60
Глава 3. Моделирование тепловых процессов при точечной сварке трением 62
3.1 Аналитическое выражение для расчета мощности тепловыделения 62
3.1.1 Удельная мощность тепловыделения 62
3.1.2 Сопротивление сдвигу на поверхности фрикционного контакта инструмента и заготовки 64
3.1.3 Расчет мощности тепловыделения методом конечных элементов 80
3.2 Распределение температуры при ТСТ 88
3.2.1 Анализ температурных полей. Влияние основных параметров режима сварки 88
3.2.2 Экспериментальная верификация методики расчета температуры и корректировка граничных условий краевой задачи теплопроводности 96
Выводы по главе 3 100
Глава 4. Исследование механизма и выявление лимитирующей стадии образования соединения при ТСТ 102
4.1 Выявление условий образования физического контакта заготовок. Выбор и
обоснование геометрических размеров инструмента 104
4.1.1 Условия образования физического контакта и выбор способа подготовки поверхности 104
4.1.2 Исследование зависимости площади периферийной зоны сварной точки от параметров режима сварки 111
4.1.3 Выбор и обоснование геометрических размеров инструмента 114
4.2 Гипотеза о характере протекания процесса схватывания 121
4.3 Исследование объемного взаимодействия 125
4.3.1 Выбор уровней варьирования факторов 125
4.3.2 Обработка экспериментальных данных 128
4.3.3 Экспериментальное исследование влияния термического цикла ТСТ на структуру и свойства сплава АД31 132
Выводы по главе 4 138
Глава 5. Практические рекомендации по технологии и выбору оборудования для ТСТ. Исследование структуры и свойств сварных соединений 139
5.1 Практические рекомендации по технологии ТСТ. Требования к оборудованию и оснастке 139
5.1.1 Параметры режима сварки 139
5.1.2 Требования к оборудованию и оснастке для ТСТ 140
5.2 Исследования структуры и свойств сварных соединений 141
5.2.1 Исследование структуры сварного соединения 141
5.2.2 Исследование микротвердости 146
5.2.3 Исследование механических свойств 147
5.2.4 Сравнительный анализ прочности точечных сварных соединений 148
Выводы по главе 5 150
Общие выводы 151
Литература 155
- Моделирование тепловых процессов при различных способах сварки трением
- Сопротивление сдвигу на поверхности фрикционного контакта инструмента и заготовки
- Условия образования физического контакта и выбор способа подготовки поверхности
- Исследование структуры сварного соединения
Моделирование тепловых процессов при различных способах сварки трением
Если к уравнению (1.11) добавить граничные и начальное условия, будет полностью сформулирована краевая задача теплопроводности. Наименьшую погрешность решения в широком диапазоне температур, когда значительно изменяются теплофизические свойства, и при сложной геометрии заготовок удается получить при использовании численных методов (например, метода конечных разностей или метода конечных элементов). Они широко применяются при решении различных краевых задач и их реализация не представляет затруднений. Наиболее сложной является задача поиска значения удельной мощности тепловыделения. Ее можно решать двумя путями: определить мощность тепловыделения экспериментально или составить расчетное выражение для аналитического определения мощности. Авторы [23 - 25], измеряя мощность, потребляемую электрическим двигателем станка в процессе сварки, используют получившееся значение при расчете мощности тепловыделения. Недостатки данного метода - постоянство заданного значения мощности, погрешность при переходе от электрической мощности к тепловой. Более перспективным экспериментальным способом определения мощности тепловыделения является моделирование обратной задачи теплопроводности [26]: в процессе сварки проводятся измерения температур в нескольких точках заготовки, затем решается обратная задача, из которой находится мощность тепловыделения. Недостатком данного способа является «фиктивность» найденного значения мощности, так как решение обратной задачи теплопроводности не единственно. Таким образом, экспериментальные значения мощности тепловыделения применимы лишь для режимов (а иногда и геометрии сварных заготовок) сварки, соответствующих экспериментальным. Само моделирование тепловых процессов при этом теряет часть преимуществ: возможность прогнозирования микроструктуры, диффузии и т. д. при различных параметрах процесса. В качестве выражения для аналитического определения удельной мощности тепловложения используют (1.8) [27]. Однако, данный способ задания удельной мощности тепловыделения сохраняет недостатки, упомянутые выше. В случае моделирования термомеханической задачи к уравнению теплопроводности (закон сохранения энергии) (1.11) добавляется уравнение сохранения момента или массы. При решении данной задачи можно получить распределение остаточных сварочных напряжений или траектории течения материала в области инструмента в процессе сварки. Отличным от случая чисто тепловой модели является учет теплоты, выделяющейся вследствие пластического деформирования материала: где и - часть энергии пластической деформации, переходящей в тепло; о эффективное напряжение; еР\ - скорость пластической деформации. Для случая сварки трением с перемешиванием используются два подхода к моделированию термомеханической задачи: с использованием механики деформируемого твердого тела и механики течения жидкости. В случае решения термомеханической задачи (механика деформируемого твердого тела) описывается пластическое течение металла или остаточные напряжения. Существует ряд методик решения данной задачи - упрощенные (общая деформация принимается равной вязко - пластической) [28 - 30] и более сложные (учитываются все составляющие полной деформации) [31 - 33]. С точки зрения физики процесса, модель, которая учитывает деформирование материала и тепловыделение одновременно, является более адекватной, однако ее реализация вызывает ряд затруднений. Во - первых, при численной реализации модели методом конечных элементов (МКЭ) сетка конечных элементов накладывается на заготовку, которая деформируется в процессе сварки. Это сильно ограничивает допустимый уровень деформаций, допустимых без перестроения сетки, следовательно, в процессе решения подобной задачи требуется очень часто перестраивать конечно -элементную сетку, делать очень небольшие размеры элементов в областях больших деформаций. Данное обстоятельство предъявляет повышенные требования к вычислительным машинам, и фактически смоделировать удается лишь погружение и относительно короткие участки сварки. Несмотря на данное затруднение, подобная модель была реализована авторами [34].
Во-вторых, решение термомеханической задачи связано с необходимостью расчета скорости и сопротивления пластической деформации. Как известно (например [35]), сопротивление пластической деформации является функцией температуры и скорости пластической деформации. Поэтому скорость пластической деформации можно найти используя одно из известных соотношений [36,37]: где и и щ - скорости деформации при сварке и механических испытаниях; о и а0 -сопротивление деформации соответствующее скоростям и и щ ; п - коэффициент, выражающий интенсивность влияния скорости деформации и зависящий от материала, степени деформации и гомологической температуры. По соотношению (1.13) автор [38] произвел аналитическую оценку скорости пластической деформации при сварке трением. Следует обратить внимание на то, что сопротивление пластической деформации при сварке трением является величиной неизвестной, поэтому была оценена максимальная скорость пластической деформации, так как за величину сопротивления пластической деформации им была принята величина эквивалентного напряжения.
Сопротивление сдвигу на поверхности фрикционного контакта инструмента и заготовки
Когда поверхности двух твердых тел приведены в контакт, на поверхности раздела в общем случае возникает сцепление. Это сцепление может быть относительно слабым, если оно возникает как следствие физического притяжения одного тела к другому (ван-дер-ваальсово взаимодействие с небольшой прочностью связей). Оно может быть и очень большим, например, имея химическую природу. Когда приложена сжимающая нагрузка, вероятность возникновения более прочного сцепления повышается, и это справедливо, независимо от того есть на поверхности пленка или нет. При очень малых нагрузках непосредственный контакт ювенильных поверхностей может вообще отсутствовать, тогда как при высоких нагрузках пленка будет продавлена. При ТСТ нагрузка является достаточно высокой для того, чтобы обеспечить погружение инструмента в заготовку, поэтому пленка гарантированно продавливается, возникает адгезия инструмента и заготовок. Природа адгезии описана автором [89]. На силу адгезии в присутствии пленок влияют как природа контактирующих материалов, так и природа пленки. На алюминии в нормальных условиях имеется пленка окиси. Если стальную поверхность сдавливать в контакте с алюминиевой под малой нагрузкой, эта пленка может не разрушаться и адгезионная связь будет определяться относительно слабым взаимодействием стали с окислом алюминия. Если же нагрузка превысит предел упругости алюминия (данное явление имеет место при определенном уровне нагрева заготовки), он будет деформироваться под пленкой пластически, а пленка в силу своей хрупкости разрушаться. Это приведет к обнажению ювенильной поверхности алюминия, для которой связь со стальной поверхностью будет очень прочной независимо от того будет сталь покрыта окислом или нет, так как атомы алюминия обладают сильным сцеплением и с атомами железа и с атомами кислорода, связанными на поверхности стали.
В любой из описанных выше ситуаций тангенциальное относительное движение поверхностей будет сопровождаться разрывом адгезионных связей. В реальных условиях эти связи редко рвутся на поверхности контакта тел, чаще это происходит в теле с меньшей когезионной прочностью, т. е. в материале заготовки. Материал последней при этом переносится на сопряженную поверхность инструмента.
Когда два твердых тела из различных материалов приведены в контакт, на пятне касания проявляется адгезионное взаимодействие. Если полусферический ползун просто отрывается от поверхности, то наблюдается перенос материала, а его направление зависит от того, какой из материалов менее когезионно прочный. При приведении ползуна в движение в тангенциальном направлении начнет формироваться пленка переноса и материал ползуна А будет намазываться на материал В, поскольку его когезионная прочность меньше (рисунок 3.3). В реальном процессе сварки роль А выполняет заготовка, В - инструмент.
Чтобы с уверенностью судить об адгезионном изнашивании и переносе успешно используется микроанализатор, совмещенный с растровым электронным микроскопом (РЭМ). Полученные в рамках приведенных ниже исследований описания фрикционных явлений на границе алюминий - сталь можно считать справедливыми для случая взаимодействия инструмента (сталь) и заготовки (алюминий) при ТСТ, с тем лишь отличием, что в случае сварки сталь скользит относительно алюминия.
На растровой электронной микрофотографии (рисунок 3.4 а) показана поверхность железа после скольжения по ней алюминиевого пальчика. На этой поверхности отчетливо видны полосы и глобулы перенесенного алюминия. Для подтверждения этого вывода была получена [89] в режиме микроанализа фотография поверхности алюминия (рисунок 3.4 б), на которой светлые области соответствуют перенесенному алюминию. Наложение обоих снимков, выполненных при одинаковом увеличении, позволяет с уверенностью судить о том, что имеет место перенос алюминия на железо. анализатора [89]. Адгезионное изнашивание, показанное на рисунке 3.4, представляет собой повторяющийся процесс среза алюминия и переноса его при движении на поверхность железа. Количество перенесенного алюминия растет с каждым проходом ползуна. При первом проходе срез имеет место в более когезионно слабом алюминии. При последующих проходах и увеличении количества перенесенного материала поверхность железа экранируется и адгезионное сцепление осуществляется между алюминием ползуна и алюминиевой пленкой переноса. В конечном итоге механизм адгезии и трения при таком переносе сводится к взаимодействию одноименных материалов. Итак, при точечной сварке трением имеет место переход от фрикционного взаимодействия инструмента и заготовки к взаимодействию между пленкой переноса материала заготовки на инструмент и самим материалом заготовки.
Адгезия, сопровождаемая переносом материала, наблюдается у всех металлов при контакте их поверхностей, свободных от загрязнений. В равной мере почти все металлы проявляют свойство переноса в направлении от менее когезионно прочного к более когезионно прочному. Указанное явление иллюстрирует тот факт, что адгезионные связи на поверхности раздела сильнее, чем когезионные связи в более слабом в этом отношении металле. Адгезионное взаимодействие на поверхности раздела может быть весьма сильным даже при отсутствии близкого сродства элементов в контакте. Эти элементы могут быть полностью несовместимы в твердом состоянии и не обладать взаимной растворимостью. Это подтверждает тот факт, что энергетические соотношения на поверхностях твердых тел могут радикально отличаться от связей в объеме, а использование объемных характеристик твердых тел мало чем может помочь при прогнозировании поверхностных явлений в трибологических системах.
При точечной сварке трением в трибологической системе инструмент -заготовка происходит динамический износ. При этом интенсивность изнашивания не является постоянной величиной во времени. Подобный случай был хорошо проиллюстрирован автором [89], который рассматривал трение алюминия по железу. Этот случай также можно распространить на взаимодействие инструмента из стали и заготовки из алюминия при ТСТ. На начальной стадии происходит срез алюминия, адгезионно связанного с железом, а в последующем - разрушение связей между алюминием ползуна (в случае сварки - заготовки) и алюминием, перенесенным в виде пленки на контртело (в случае сварки - инструмент). При этом интенсивность изнашивания, естественно, различна на различных стадиях процесса. Различие, по - видимому, наблюдается и в процессе взаимодействия стального инструмента с алюминиевой заготовкой.
Условия образования физического контакта и выбор способа подготовки поверхности
Очевидно, что чем ниже интенсивность пластической деформации верхней заготовки, которая зависит в основном от параметров режима сварки (скорости вращения и диаметра инструмента) тем хуже условия для достижения контакта заготовок. Поэтому для оценки справедливости предположения об образовании контакта при погружении инструмента в верхнюю заготовку были выбраны наименее благоприятные условия сварки (с точки зрения образования контакта) - скорость вращения 800 об/мин, диаметр инструмента - 4 мм при толщине заготовок 3 мм. При этом обеспечивается минимальная скорость и степень пластической деформации верхней заготовки, которые приемлемы в реальных условиях сварки. При дальнейшем уменьшении скорости вращения и диаметра инструмента, как показали экспериментальные исследования, сварку осуществить практически невозможно. Для эксперимента использовался цилиндрический инструмент без опорного бурта. Выполнялось погружение вращающегося с заданной скоростью инструмента на глубину, превышающую на 1 - 2 мм толщину верхней заготовки. Эксперимент повторялся по два раза для каждого режима. После проведения эксперимента пластины разрезались и подвергались визуальному осмотру. Установлено, что во всех описанных случаях было обеспечено полное протекание первого процесса стадии образования физического контакта.
Таким образом, предположение о том, что первый процесс - сближения поверхностных слоев верхней и нижней заготовок и образования контакта, протекает полностью при погружении инструмента в заготовку подтверждено. Но для протекания второго процесса - сближения ювенильных поверхностей металла заготовок на межатомное расстояние может потребоваться дополнительная подготовка поверхности. Поэтому далее рассмотрим протекание второго процесса и влияние на него подготовки поверхности.
В обычных условиях поверхности металлов не являются идеально чистыми. Однако, на протекание первого процесса первой стадии состояние поверхности влияния не оказывает. Для того, чтобы образовалась химическая связь между металлом заготовок, напротив, необходимо, чтобы поверхность была достаточно чистой. Таким образом, решающим фактором, влияющим на образование надежного физического контакта, может послужить чистота поверхности. Для случая ТСТ не существует общепринятого проверенного способа подготовки поверхности, обеспечивающего надежный физический контакт в силу недостаточной изученности процесса. Поэтому необходимо выбрать наиболее подходящий из имеющихся способов подготовки поверхности алюминиевых сплавов под сварку. Затем экспериментально обосновать применимость одного из выбранных способов по критериям максимальной прочности сварной точки и доступности применения в производственных условиях. Анализ способов подготовки поверхности алюминиевых сплавов под сварку
При подготовке деталей из алюминиевых сплавов под сварку профилируют свариваемые кромки, удаляют поверхностные загрязнения и окислы [92]. Обезжиривание и удаление поверхностных загрязнений осуществляют с помощью органических растворителей или обработкой в специальных ваннах щелочного состава.
В качестве растворителей для обезжиривания деталей из алюминиевых сплавов применяют уайт - спирит, технический ацетон, растворители РС-1 и РС-2. Обезжиривание алюминиевых сплавов можно проводить в водном растворе следующего состава: 40 - 50 г/л технического тринатрийфосфата, 40 - 50 г/л кальцинированной соды, 25 — 30 г/л жидкого стекла. Температура ванны 60 — 70 С, время обработки 4-5 мин. Удаление поверхностной окисной пленки является наиболее ответственной операцией подготовки деталей. При этом в основном удаляют старую пленку окислов, полученную в результате длительного хранения и содержащую значительное количество адсорбированной влаги.
Окисную пленку можно удалять с помощью металлических щеток из проволоки диаметром 0,1-0,2 мм при длине ворса не менее 30 мм или шабрением. После зачистки кромки вновь обезжиривают растворителем. Продолжительность хранения деталей перед сваркой после зачистки 2 - 3 ч.
При более широких масштабах производства поверхности деталей подвергают травлению. Широко применяют травление в щелочных ваннах по следующей технологии: 1) обезжиривание в растворителе; 2) травление в ванне из водного раствора 45 - 50 г/л NaOH; температура ванны 60 - 70 С; время травления 1—2 мин для неплакированных материалов; при необходимости снятия технологической плакировки (например, на сплаве АМгб) время травления выбирают из расчета 0,01 мм за 2,5 - 3 мин; 3) промывка в проточной горячей воде (60 - 80 С), затем в холодной воде; 4) осветление в 30 % - ном водном растворе HN03 при 20 С в течение 1-2 мин или в 15 % - ном водном растворе HN03 при 60 С в течение 2 мин; 5) промывка в холодной проточной воде, затем в горячей (60 -70 С); 6) сушка горячим воздухом (80 - 90 С).
Применительно к диффузионной сварке экспериментально исследовано [76] четыре способа подготовки поверхности сплава АМгб: 1) обезжиривание в ацетоне; 2) механическая зачистка на воздухе с последующей промывкой и обезжириванием в ацетоне; 3) травление в щелочном растворе бихромата калия и осветление в азотной кислоте; 4) то же, с последующей зачисткой корундовым резцом под слоем четыреххлористого углерода. Наиболее высокая прочность сварного соединения получена у образцов, подготовленных по четвертому способу; наиболее низкая - по первому.
Изложенные выше способы являются эффективными при подготовке поверхности практически для всех способов сварки. Исключение составляет холодная точечная сварка, так как наличие на поверхности металла окисла не является принципиальным препятствием для его холодной сварки и в задачи предварительной подготовки к сварке удаление этой пленки не входит. Экспериментально установлено, что в процессе пластической деформации окисная пленка металлов, поддающихся холодной сварке, разрушается и выносится из зоны соединения. Главным препятствием холодной сварке, не устраняемым в процессе деформации, являются жировые пленки на поверхностях соединяемых деталей [93]. Не удаляются полностью под действием внешнего усилия и имеющиеся на поверхности различные загрязнения, влага. Они также препятствуют образованию сварного соединения. Таким образом, удаление жировых пленок, а также загрязнений и влаги с поверхностей соединяемых деталей является главной целью подготовки к холодной сварке. В исследованиях, проведенных автором [93], содержится сравнение различных способов подготовки поверхности: механических, термического, химических, нанесения твердых пленок и мелкодисперсных частиц. В результате к практическому применению были рекомендованы следующие: зачистка вращающимися стальными проволочными щетками - в подавляющем большинстве случаев соединения деталей внахлестку; обрезка концов специальными резаками - при соединении деталей встык; никелирование - при сварке мелких деталей или деталей, зачистку которых неудобно производить (например, соединение корпусов с крышками полупроводниковых приборов); анодирование - при сварке фольги; отжиг - при сварке мелких деталей из алюминия, которые невозможно зачищать вращающимися стальными проволочными щетками. Показано, что метод зачистки вращающимися щетками обеспечивает наибольшую прочность соединений.
Исследование структуры сварного соединения
Распределение значений микротвердости лежит между значениями 45 и 65, которые соответствуют полному растворению упрочняющей фазы (нагрев выше 450 С) и исходному состоянию основного металла соответственно. Рассмотрим распределение микротвердости последовательно от центра сварной точки. Первый отрезок диаграммы 0-3 мм соответствует зоне внедрения инструмента диаметром 6 мм. От координаты 0 до координаты 3 мм наблюдается снижение значений микротвердости, так как сила трения монотонно возрастает от центра инструмента к краям, где металл нагревается в большей степени. На отрезке 3,1 - 5,3 мм, который соответствует периферийной зоне сварной точки микротвердость повышается до 56. Это повышение объясняется интенсивным пластическим деформированием металла периферийной зоны и меньшей длительностью пребывания в интервале повышенных температур (происходит охлаждение за счет взаимодействия с нижней заготовкой по мере течения металла из под торца инструмента в периферийную зону). При продвижении от сварной точки к краям пластины твердость незначительно возрастает.
Диаграмма, приведенная на рисунке 5.5 показывает, что в процессе ТСТ по выбранному режиму не происходит катастрофического падения микротвердости, не наблюдается неоднородности свойств по сечению пластины. Механические свойства после сварки остаются на достаточно высоком уровне, в полном соответствии с исследованиями микроструктуры.
Для подтверждения обоснованности выбора параметров режима сварки было испытано 2 образца на срез статическим растяжением. Сварные образцы до испытаний представлены на рисунке 5.6.
Среднее значение разрушающего усилия составило 5 132 Н (524 кгс). Характерный вид излома представлен на рисунке 5.7. Из рассмотрения вида излома можно заключить, что разрушение происходит по периферийной зоне сварной точки. Таким образом, полностью подтверждено предположение о том, что прочность сварной точки определяется размерами периферийной зоны. Среднее экспериментальное значение разрушающего усилия несколько ниже расчетного. Данное обстоятельство объясняется некоторым разупрочнением металла периферийной зоны, вызванное нагревом в процессе сварки. Однако, следует отметить, что избежать данного снижения свойств не представляется возможным и снижение незначительно.
Для оценки относительного уровня прочностных характеристик сварных соединений, выполненных точечной сваркой трением было выбрано 3 способа точечной сварки: контактная, холодная и точечная сварка трением с перемешиванием. В таблице 5.1 представлены данные по средней прочности на срез сварных точек, выполненных различными способами сварки. ТСТ по прочности незначительно уступает лишь контактной точечной сварке. При этом значение прочности соединений, выполненных точечной сваркой трением составляет 80 % прочности соединений, выполненных контактной точечной сваркой. При увеличении толщины свариваемых заготовок можно ожидать получения более высоких прочностных характеристик за счет увеличения размеров периферийной зоны сварной точки. 1) Определены конструктивно - технологические параметры режима точечной сварки трением при помощи которых возможно эффективно управлять процессом: диаметр рабочей части инструмента, диаметр опорного бурта инструмента, длина рабочей части инструмента, скорость вращения инструмента, усилие сварки, время выдержки. 2) Разработан и научно обоснован режим для точечной сварки трением алюминиевого сплава марки АД31, упрочняемого термической обработкой: скорость вращения инструмента - 900 об/мин; диаметр рабочей части инструмента - 6 мм; диаметр опорного бурта инструмента - 11 мм; длина рабочей части инструмента - 4,5 мм; время выдержки - 30с; усилие прижатия опорного бурта -3 000 Н. Показано, что предложенный режим обеспечивает высокое качество сварных соединений. 3) Сформулированы требования к оборудованию и оснастке для реализации процесса точечной сварки трением. 4) Проведено исследование макро- и микроструктуры различных характерных зон сварного соединения, выполненного по разработанному режиму показало однородность распределения вторичной фазы, незначительно растворенной по сравнению с исходным состоянием. 5) Выполнены измерения и построена диаграмма изменения микротвердости. Уровень свойств периферийной зоны (56 единиц) несколько снижается по сравнению с исходным состоянием (65 единиц), но остается на достаточно высоком уровне. 6) Определены механические свойства сварных соединений. Значение средней разрушающей нагрузки при механических испытаниях статическим растяжением на срез сварной точки - 5 132 Н. Полученное значение показывает высокий уровень свойств сварной точки, который незначительно лишь соединениям, выполненным КТС. 1. В результате выполненного расчетно-экспериментального исследования тепловых процессов и механизма образования сварного соединения разработаны рекомендации по практической реализации технологии точечной сварки трением, обеспечивающей получение соединения с высоким уровнем свойств. 2. Проведенный критический литературный обзор способов моделирования тепловых процессов при фрикционном взаимодействии металлических материалов в условиях высокоскоростного трения, традиционной сварки трением и сварки трением с перемешиванием показал, что из всех известных моделей распространения теплоты ни одна не удовлетворяет условиям высокой точности вычислений температуры наряду с инженерной простотой, математической строгостью и отсутствием необходимости проведения предварительных экспериментальных исследований
