Verfahren zum elektrischen Widerstands-Abbrennschweissen Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum elek trischen Widerstands-Abbrennschweissen, insbeson dere von Schienen, Trägern und ähnlichen Werk stücken aus Stahl, beispielsweise Schienenstahl, legier ten Baustählen, rostfreien Stählen und Leichtmetall. Die Erfindung eignet sich insbesondere auch für das Schweissen von Werkstücken mit grossem Querschnitt.
Beim Abbrennschweissen von Stahl werden die an die Schweissstromquelle angeschlossenen Werk stücke zunächst an den zu verschweissenden Enden vorgewärmt, indem diese mehrfach miteinander in Berührung gebracht werden. Dabei werden die äussersten Teile dieser Enden weissglühend. Anschlie ssend werden die Werkstückenden abgebrannt, indem die Werkstücke zusammengeschoben werden, wobei das Material an der Berührungsstelle verdampft und der Vorschub während einer bestimmten Zeit auf rechterhalten wird. Unmittelbar danach werden die Werkstücke bei abgeschaltetem Schweissstrom zusam mengestaucht, wodurch die eigentliche Schweissung entsteht. Dabei wird Metall an der Schweissstelle herausgequetscht, wodurch ein Wulst (Schweissgrat) entsteht, der anschliessend entfernt wird.
Beim Abbrennschweissen von Aluminium wird ohne vorheriges Vorwärmen abgebrannt und ge staucht.
Beim Abbrennen nach dem bisherigen Verfahren verschoben sich die Grenze zwischen dem halbflüssi gen und dem plastischen Zustand und die Grenze zwischen dem plastischen und dem festen Zustand des Werkstückes infolge der Wärmeleitung in Rich tung von der Schweissstelle weg mindestens mit der Geschwindigkeit des Abbrennens. Die senkrecht zu den zu verschweissenden Flächen gemessenen Dimen sionen der plastischen und der halbflüssigen Zone waren dementsprechend nach dem Abbrennen min destens so gross wie vor dem Abbrennen. Bei dem auf das Abbrennen folgenden Stauchvorgang wird das zähflüssige Material aus der Schweissstelle heraus gequetscht (es wird später entfernt), wobei bisher die ganze plastische Zone der zusammengestauchten Werkstücke bauchig verformt wurde.
Im Bereiche dieser bauchigen Zone musste in der Regel zwecks Erzielung eines guten Gefüges nachgeglüht werden.
Nach der vorliegenden Erfindung können Schweissungen erzielt werden, die ohne Nachglühen ein dem Ausgangszustand sehr ähnliches Gefüge vorzüglicher statischer und dynamischer Festigkeits daten ergeben und nur wenig mechanische (spanab hebende) Nachbearbeitung erfordern. Gemäss diesem Verfahren wird nach dem Vorwärmen das Abbren nen mit so grosser Vorschubgeschwindigkeit und Stromstärke ausgeführt, dass der Abbrand und die Grenzflächen zwischen den plastischen und den halb flüssigen Zonen rascher vordringen als die Grenz- flächen zwischen den festen und den plastischen Zonen.
Nach dem Abbrennen wird schlagartig mit so grosser Kraft und Geschwindigkeit gestaucht, dass das gesamte Material der halbflüssigen Phase an der Schweissstelle herausgequetscht wird.
Bei diesem Verfahren ist also der Temperatur gradient (Temperaturgefälle) senkrecht zu den zu verschweissenden Flächen nach dem Abbrennen grö sser als nach dem Vorwärmen. Dementsprechend nimmt die senkrecht zu den zu verschweissenden Flä chen erstreckte Dimension der vorgewärmten Zonen an beiden Werkstückenden während des Abbrennens ab. Dabei kann diese Dimension der plastisch ver formbaren Zone während des Abbrennens beispiels weise auf weniger als 10 mm abnehmen.
Da beim Stauchen die Stauchkraft und -geschwindigkeit so hoch gewählt werden, dass das ganze halbflüssige Material aus der Schweissstelle herausgequetscht wird, bildet dieses Material dann einen ringförmigen Wulst, der nur an einem relativ schmalen Steg mit der Schweissstelle verbunden ist. Dieser ringförmige Wulst lässt sich leicht entfernen. Der hohe Stauchdruck be wirkt, dass das ganze beim Abbrennen thermisch nachteilig veränderte Material nicht an der Schweiss stelle verbleibt. Insbesondere wird aber unter der Wirkung dieses hohen Stauchdruckes das an der Schweissstelle zu vereinigende Material der Werk stückenden gewissermassen zusammengeschmiedet.
Dadurch entsteht ein dem Ausgangszustand sehr ähn liches Gefüge der Schweissstelle mit vorzüglichen Werten der statischen und dynamischen Festigkeit, ohne dass ein Nachglühen erforderlich ist. Trotz der Wirkung des hohen Stauchdruckes ist die Schweiss stelle nach vollendeter Schweissung nicht nennenswert deformiert, weil die plastische Zone relativ kurz und das halbflüssige Material vollständig herausge quetscht ist.
Das erfindungsgemässe Verfahren wird im folgen den im Vergleich mit dem bekannten Verfahren an Hand der Zeichnung beispielsweise beschrieben. Es zeigen: Fig. 1 die Temperaturverteilung beim Abbrenn- schweissen von zwei Eisenbahnschienen, nach dem Vorwärmen, Fig. 2 und 3 die entsprechende Temperaturver teilung nach dem Abbrennen und nach dem Stauchen beim bisherigen Verfahren, Fig. 4 und 5 den Fig. 2 und 3 entsprechenden Stadien beim erfindungsgemässen Verfahren, Fig. 6 ein Vorschub- und Schweissstrom- Diagramm des erfindungsgemässen Verfahrens.
In Fig. 1 bis 5 sind mit R1 und R2 je eine im Längsschnitt dargestellte Eisenbahnschiene bezeich net. Die Fig. 1 bis 5 sind im gleichen Massstab ge zeichnet, was insbesondere für die Abstände zwischen den Linien T1 bis T3 gilt, welche zur Zeichenebene senkrechte Flächen andeuten, denen bestimmte Tem peraturen und entsprechende Grenzzustände des Ma terials zugeordnet sind.
Zwischen den beiderseits der Berührungsfläche K durch Linien T3 angedeuteten Grenzen ist das Mate rial flüssig, zwischen T1 und T3 ist es halbflüssig (entsprechend dem Zustand des Gebietes, welches im Eisen-Kohlenstoff-Diagramm durch die Solidus- und die Liquiduslinie begrenzt ist). Zwischen T1 und T,., ist das Material plastisch.
Beim Abbrenn-Schweissen ist am Ende des Vor wärmprozesses etwa die in Fig. 1 dargestellte Tem peraturverteilung erreicht. Während des anschliessen den Abbrennens blieb beim bisherigen Verfahren die Tiefe T1- T, der plastischen Zone und die Tiefe T1- T3 der halbflüssigen Zone an beiden Seiten der Schweissstelle entweder konstant oder nahm zu (Fig. 2). Die Distanz T1-T2 betrug dabei am Schluss des Abbrennprozesses z. B. 20-40 mm. Wurde anschliessend in üblicher Weise gestaucht, so wurde die Zone zwischen den beiden Grenzen T2 etwa nach Art von Fig. 3 bauchig verformt und es entstand bei starker Verkürzung der Schiene ein Schweisswulst G, der später mühsam abgefräst oder abgeschliffen wer den musste.
Bei dem an Hand der Fig. 4 bis 6 zu beschreiben den Verfahren wird der Abbrenn-Prozess mit so hoher Vorschubgeschwindigkeit und Stromstärke durchge führt, dass der Abbrand schneller als die Erwärmung vordringt, so dass auf beiden Seiten der Berührungs stelle K die Distanzen T1 T, und T1- T3 fort schreitend kleiner werden, beispielsweise auf etwa 10 mm oder weniger zusammenschrumpfen, so dass am Ende des Abbrenn-Prozesses etwa die in Fig. 4 dar gestellte Temperaturverteilung vorliegt. Anschliessend wird der Stauchprozess eingeleitet, welcher schlag artig mit so grosser Kraft und Geschwindigkeit durch geführt wird, dass mindestens die ganze halbflüssige Zone von T1 links bis T1 rechts aus der Schweiss stelle herausgequetscht wird.
Die Verschweissung erfolgt also nicht im halbflüssigen Bereich, sondern in den plastischen Zonen T1- T, bei relativ tiefen Temperaturen. Die wulstige Verformung bleibt auf den kleineren Abstand von T, links bis T, rechts der Berührungsstelle K (Fig. 5) beschränkt. Diese schmale Zone liegt dabei innerhalb eines glühenden Ringes G, zu dem sich das Material der beiden herausgequetschten halbflüssigen Zonen verformt. Der Querschnitt dieses Ringes hat angenähert die Querschnittsform eines Pilzes, so dass sich der Ring leicht abschlagen lässt. Der dabei verbleibende kleine Ringwulst kann in einem Zug abgehobelt werden, wenn man den Hobel ansetzt, solange das Material noch eine Temperatur von etwa 850 C hat.
Bei Schienenstahl beträgt beispielsweise die Tem peratur der halbflüssigen Zone T1-T3 1150 bis 1250 C und die Temperatur der plastischen Zone T1-T2 900 bis 1150 C.
Fig. 6 gibt über der Zeit als Abszisse im oberen Feld das Diagramm des Vorschubes (mm) und im unteren Feld das Diagramm des Schweissstromes (Amp.) bei der Verschweissung von zwei Schienen mit etwa 10 000 mm' Querschnitt wieder. Im Punkt A ist die Vorwärmung beendet, welche in üblicher Weise durch periodisches Berühren der Werkstücke herbeigeführt wird. Im Punkt B setzt der Abbrenn- prozess ein, der mit einer Vorschubgeschwindigkeit von etwa 1,2 mm/sec längs eines Weges von etwa 15 bis 20 mm erfolgt. Von jedem Werkstück sind also etwa 8 mm abgebrannt, wenn im Punkt C die schlag artige Stauchung einsetzt. Bei dieser Stauchung steigt die Vorschubgeschwindigkeit zunächst schlagartig auf etwa 1,5-2 m/sec.
Der bis zum Punkt D durch laufene Weg beträgt etwa 5 mm. Durch diesen ersten Teil des Stauchvorgangs werden die halbflüssigen Zonen der beiden Werkstücke herausgequetscht. Es folgt dann von D bis F der etwa 6-7 sec dauernde zweite Teil des Stauchvorgangs, der die Schweiss zone schmiedet, und bei dem die noch verform baren schmalen Zonen auf beiden Seiten der Schweissnaht (Fig.5 von T2 links bis<B>7</B>2 rechts) unter einem Druck von 5-10 kg/mm2 zusammen- geschmiedet und nur wenig verformt werden. Der Strom wird bereits im Punkt E ausgeschaltet.
Die Vorschubgeschwindigkeit zwischen D und F ist durch die Fliessgeschwindigkeit des Materials in den plastischen Zonen gegeben; sie nimmt daher mit fortschreitender Verschmiedung und Abkühlung rasch ab. Die vom herausgequetschten Ring G (Fig. 5) umschlossene Schweissnaht erstarrt hierbei natürlich zuletzt und unterliegt daher unmittelbar vor der Erstarrung einem hohen Schmiede-Druck.
Das schnelle Abbrennen ist besonders auch bei Aluminium-Legierungen, z. B. Anticorodal, von aus schlaggebender Bedeutung. Dabei beträgt die Ab- brenngeschwindigkeit beispielsweise bis 6 mm/sec und der Abbrennweg erreicht beispielsweise 60 mm. Bei dem auf das Abbrennen unmittelbar folgenden Stauchen kommen Drücke von 20 bis 25 kg/mm2 zur Anwendung.
Method for electrical resistance flash welding The invention relates to a method for electrical resistance flash welding, in particular of rails, beams and similar work pieces made of steel, for example rail steel, alloyed structural steels, stainless steels and light metals. The invention is particularly suitable for welding workpieces with a large cross section.
When flash welding steel, the work pieces connected to the welding power source are first preheated at the ends to be welded by bringing them into contact with one another several times. The outermost parts of these ends become incandescent. The workpiece ends are then burned off by pushing the workpieces together, with the material evaporating at the point of contact and the feed being maintained for a certain time. Immediately afterwards, the workpieces are compressed together with the welding current switched off, whereby the actual weld occurs. In doing so, metal is squeezed out at the welding point, creating a bulge (welding burr) which is then removed.
When flash-butt welding aluminum, it is burned off and compressed without prior preheating.
When burning off according to the previous method, the boundary between the semi-liquid and the plastic state and the boundary between the plastic and the solid state of the workpiece due to the conduction of heat in the direction of the welding point away from at least the speed of burning off. The dimensions of the plastic and semi-liquid zones measured perpendicular to the surfaces to be welded were accordingly at least as large after burning as before burning. In the upsetting process following the burning off, the viscous material is squeezed out of the weld (it will be removed later), with the entire plastic zone of the compressed workpieces previously being deformed into a bulge.
The area of this bulbous zone usually had to be re-annealed in order to achieve a good structure.
According to the present invention, welds can be achieved which, without post-annealing, result in a structure of excellent static and dynamic strength data that is very similar to the initial state, and which require little mechanical (machining) post-processing. According to this method, after preheating, the burn-off is carried out with such a high advance speed and current strength that the burn-off and the interfaces between the plastic and semi-liquid zones penetrate faster than the interfaces between the solid and plastic zones.
After the burn-off, it is suddenly compressed with such great force and speed that all of the material of the semi-liquid phase is squeezed out at the welding point.
In this process, the temperature gradient perpendicular to the surfaces to be welded is greater after burning than after preheating. Accordingly, the dimension of the preheated zones extending perpendicular to the surfaces to be welded decreases at both workpiece ends during the burning process. This dimension of the plastically deformable zone can, for example, decrease to less than 10 mm during the burning process.
Since when upsetting the upsetting force and speed are selected so high that the entire semi-liquid material is squeezed out of the welding point, this material then forms an annular bead that is only connected to the welding point on a relatively narrow web. This ring-shaped bead can be easily removed. The high upsetting pressure ensures that all of the material, which has been thermally disadvantageously changed when it is burned off, does not remain at the welding point. In particular, however, under the effect of this high compression pressure, the material of the work piece ends to be united at the welding point is to a certain extent forged together.
This results in a weld joint structure that is very similar to the initial state, with excellent values for static and dynamic strength, without the need for post-annealing. Despite the effect of the high upsetting pressure, the welding point is not significantly deformed after the welding is complete, because the plastic zone is relatively short and the semi-liquid material is completely squeezed out.
The inventive method is described in the following in comparison with the known method with reference to the drawing, for example. 1 shows the temperature distribution during flash welding of two railroad tracks after preheating, FIGS. 2 and 3 the corresponding temperature distribution after burning and after upsetting in the previous method, FIGS. 4 and 5, FIGS 3 corresponding stages in the method according to the invention, FIG. 6 shows a feed and welding current diagram of the method according to the invention.
In Fig. 1 to 5, R1 and R2 are each a railroad track shown in longitudinal section designated net. 1 to 5 are drawn to the same scale, which applies in particular to the distances between the lines T1 to T3, which indicate surfaces perpendicular to the plane of the drawing, to which certain temperatures and corresponding limit states of the Ma material are assigned.
The material is liquid between the boundaries indicated by lines T3 on both sides of the contact surface K, and semi-liquid between T1 and T3 (corresponding to the state of the area which is delimited in the iron-carbon diagram by the solidus and liquidus lines). Between T1 and T,., The material is plastic.
When flash-welding is reached at the end of the pre-heating process about the temperature distribution shown in Fig. 1. During the subsequent burn-off, with the previous method, the depth T1-T, the plastic zone and the depth T1-T3 of the semi-liquid zone on both sides of the welding point either remained constant or increased (FIG. 2). The distance T1-T2 was at the end of the burning process z. B. 20-40 mm. If the compression was then carried out in the usual way, the zone between the two boundaries T2 was deformed in the manner of FIG. 3, and when the rail was shortened, a weld bead G was created, which later had to be painstakingly milled off or ground off.
In the method to be described with reference to FIGS. 4 to 6, the burn-off process is carried out with such a high feed rate and current strength that the burn-off advances faster than the heating, so that the distances T1 T on both sides of the contact point K , and T1-T3 become progressively smaller, for example shrink to about 10 mm or less, so that at the end of the burn-off process there is approximately the temperature distribution shown in FIG. 4. The upsetting process is then initiated, which is carried out suddenly with such great force and speed that at least the entire semi-liquid zone from T1 on the left to T1 on the right is squeezed out of the welding point.
The welding does not take place in the semi-liquid area, but in the plastic zones T1-T, at relatively low temperatures. The bulging deformation remains limited to the smaller distance from T, left to T, right of the contact point K (FIG. 5). This narrow zone lies within a glowing ring G, to which the material of the two squeezed out semi-liquid zones is deformed. The cross-section of this ring has approximately the cross-sectional shape of a mushroom, so that the ring can be easily knocked off. The small annular bead that remains can be planed off in one go if the planer is used while the material is still at a temperature of around 850 C.
In the case of rail steel, for example, the temperature of the semi-liquid zone T1-T3 is 1150 to 1250 C and the temperature of the plastic zone T1-T2 is 900 to 1150 C.
6 shows the diagram of the advance (mm) over time as the abscissa in the upper field and the diagram of the welding current (amp.) In the lower field when two rails with a cross-section of approximately 10,000 mm are welded together. At point A, the preheating is completed, which is brought about in the usual way by periodically touching the workpieces. At point B, the burning process begins, which takes place at a feed rate of around 1.2 mm / sec along a path of around 15 to 20 mm. So about 8 mm have burned off from each workpiece when the sudden upsetting starts at point C. With this compression, the feed speed rises suddenly to around 1.5-2 m / sec.
The path taken to point D is about 5 mm. This first part of the upsetting process squeezes out the semi-liquid zones of the two workpieces. From D to F the second part of the upsetting process, lasting about 6-7 seconds, follows, which forges the welding zone, and in which the still deformable narrow zones on both sides of the weld seam (Fig. 5 from T2 left to <B> 7 </B> 2 right) can be forged together under a pressure of 5-10 kg / mm2 and only slightly deformed. The current is already switched off at point E.
The feed rate between D and F is given by the flow rate of the material in the plastic zones; it therefore decreases rapidly with progressive forging and cooling. The weld seam enclosed by the squeezed out ring G (FIG. 5) naturally solidifies last and is therefore subject to a high forging pressure immediately before solidification.
The rapid burn-off is particularly important for aluminum alloys, e.g. B. Anticorodal, of crucial importance. The burning speed is, for example, up to 6 mm / sec and the burning path reaches 60 mm, for example. In the compression immediately following the burning, pressures of 20 to 25 kg / mm2 are used.