Автореферат (Разработка расчетно-экспериментального метода оценки склонности сварных соединений к образованию горячих трещин при сварке тонколистовых металлических конструкций), страница 2

Согласно данной теории,сопротивляемость сварного соединения образованию горячих трещинопределяется температурным интервалом хрупкости и минимальнойпластичностью в этом интервале и оценивается критическим значением темпадеформаций (Рис. 1).Основными показателями запаса стойкости против образования ГТявляются критическая скорость и темп растяжения образца, критическаяскорость сварки и величина ТИХ. В настоящее время наиболее часто дляопределения понятия ТИХ используется формулировка, данная в ИСО 17641.ТИХ определяется как разница между температурой нулевой прочности принагреве и температурой восстановления пластичности до 5% на стадииохлаждения (Рис. 2).Рис.

1 . Графическое пояснение теориитехнологической прочности Прохорва Н.Н.Рис. 2. Определение ТИХ(согласно ИСО 17641)Для определения параметров технологической прочности разработанобольшое число экспериментальных методик (МВТУ-ЛТП, Transvarestraint,Varestraint, Gleeble и т.д.).

Экспериментальные методики используют длясравнительной оценки запаса стойкости против образования ГТ различныхматериалов и режимов, но не позволяют оценить технологическую прочностьреальных сварных конструкций и проводятся на сложном уникальномоборудовании. В основе численной оценки опасности образования трещин спомощью машинных методик лежит предположение о линейном характередеформаций в ТИХ.4В стандарт ИСО 17641, вышедшем в 2005 году, вошли испытания,прошедшие проверку при практическом использовании и отличающиесяпростотой геометрией образцов и процедурой проведения.

Однакоразнообразие методик оценки и сложность применяемого оборудованияприводит к тому, что результаты испытания по одной методике в различныхлабораториях приводит к противоположным выводам об оценкетехнологической прочности.Анализ работ отечественных (Прохоров Н.Н., Новиков И.И., Макаров Э.Л.,Якушин Б.Ф. и др.) и зарубежных авторов (W.F. Savage, C.D. Lundin, V.Shankar, K. Wilken, C.E. Cross, М.

Wolf и др.) показал, что при исследованиитехнологической прочности необходимо учитывать взаимодействие такихфакторов как:- параметры режима сварки, определяющие термический цикл;- химический состав, определяющий интервал кристаллизации;- и жесткость сварного соединения.Развитие вычислительной техники дало возможность выполнятьисследование сложных сварочных процессов путем численного моделирования.Путем сочетания экспериментальных результатов и компьютерногомоделирования Королевым А.С. был разработан расчетный метод оценкизапаса стойкости сварных алюминиевых конструкций против образования ГТ.Такимобразом,сложностьматематическогоописанияпроцессов,происходящих при взаимодействии дуги и расплавленного металла сварочнойванны, приводит к необходимости совместного использования численных иэкспериментальных методик.Во второй главе представлена разработка математического аппарата дляисследования высокотемпературных процессов при сварке тонколистовыхконструкций из высоколегированных сталей.

Из-за сложности описаниявысокотемпературных сварочных процессов для построения адекватнойчисленной модели предложено использовать схему испытания с простымиграничными условиями. За основу был выбран образец переменной ширины(тип 10а по ГОСТ 26389).Для описания температурных полей используется дифференциальноенелинейное уравнение теплопроводности:cT T  T   divT   gradT  ,(1)где T  - плотность; T  - коэффициент теплопроводности; cT  - удельнаятеплоемкость.Движущийся сварочный источниктеплаимитируетсяповерхностьюсолидус сварочной ванны TS x, y, z   Ts ,задаваемой в форме двойного эллипсоидас полуосями a f , ab , b, c (Рис.

3).Рис. 3. Полуоси эллипсоида5Для решения уравнения (1) построена трехмерная конечно-разностнаямодель (Рис. 4).Рис. 4. Пространственная конечно-разностная сеткаПостроенная численная модель была реализована на языке Fortran 90.Расчет температурных полей позволяет получить расчетные термическиециклы для сравнения с экспериментальными замерами.Эксперименты по верификации построенной модели проводились настальных пластинах, толщиной 15 мм, проплавляемой неподвижной дугой наразличных режимах (от 160 до 220 А) и интервалах времени горения дуги (от0,5 сек до 6 секунд с шагом 0,5 секунды).

Термический цикл измерялся спомощью термопары, закрепленной на расстоянии 8 мм от центра ванны.Данные об изменении геометрических размеров ванны, полученных посканированной поверхности макрошлифов (Рис. 5,а) для различных моментоввремени горения дуги, передавались в программу. Пример сравнениярасчетных и экспериментальных термических циклов для времени горения дуги3 секунды представлен на Рис. 5,б.а)б)Рис. 5.

Пример макрошлифа (а) и сравнения расчетных и реальныхтермических циклов (б) для неподвижной дугиЭксперименты с подвижной сварочной ванной проводились на листовыхпробах (Рис. 6) из стали 12Х15Г9НД, толщиной (  ) 2,0 и 2,5 мм и 12Х18Н10Ттолщиной 1,0 мм. Химический состав сталей приведен в Таблице 1.6Рис. 6. Схема эксперимента:1 – технологическая планка; 2 – прихваткаТаблица 1.Химический состав исследуемых сталейСодержание элементов, %CSiMnPSCrMoNiAlCuTiNbVB12Х15Г9НД 0,097 0,253 9,502 0,068 0,003 14,78 0,057 1,023 0,029 1,254 0,002 0,013 0,027 0,00112Х18Н10Т 0,132 0,43 0,8 0,036 0,017 18,96 0,16 10,09 0,057 0,229 0,62 0,003 0,038 0,0002СтальРежимы сварки (Таблица 2) подбирались таким образом, чтобы обеспечитьполное проплавление пластин.Таблица 2.Параметры исследуемых режимов сваркиМарка стали Толщина δ, мм Режим1.112Х15Г9НД2,01.21.32.12.212Х15Г9НД2,52.32.43.112Х18Н10Т1,03.23.34.112Х18Н10Т1,04.24.3I, А1951402102102402602708095125959595U, В v, мм/с14,010,012,57,515,010,015,38,516,010,016,012,516,213,510,66,811,27,912,110,511,010,511,012,511,27,9Ширина обратного валика использовалась для определения величиныполуосей эллипсоида b и c .

Идентификация величины хвостовой ab и переднейa f частей сварочной ванны проводилась путем сравнения и минимизацииметодомнаименьшихквадратовразницымеждурасчетнымииэкспериментальными термическими циклами, примеры сравнения которых длярежима 1.2 представлены на Рис. 7.7Дляпроведенныхэкспериментов были полученыгеометрическиепараметрысварочныхванн,контурыкоторых представлены на Рис. 8.Проведенныеисследованияпоказалиадекватностьпостроенноймоделитеплопереноса и возможность ееприменения для идентификациигеометрическихпараметровсварочной ванны.Рис. 7. Сравнение расчетных иэкспериментальных термических циклова)б)Рис. 8.

Контуры расчетных сварочных ванн: а – 12Х15Г9НД; б – 12Х18Н10ТВ третьей главе рассмотрен вопрос влияния формы сварочной ванны насклонность к образованию горячих трещин.В качестве комплексной характеристики, учитывающей взаимодействиефакторов образования ГТ, предлагается рассмотреть форму сварочной ванны.Ванна определяет распределение градиентов температур и характеркристаллизации (угол и поперечное сечение кристаллитов и т.д.). Согласноисследованиям, выполненным Прохоровым Н.Н., Новиковым И.И., МакаровымЭ.Л., Якушиным Б.Ф., характер кристаллизации определяет распределениедеформаций, минимальную пластичность и величину ТИХ.Предлагаемая методика базируется на предположении о наличии теснойкорреляционной связи между формой хвостовой части сварочной ванны и характером кристаллизации, а, следовательно, и опасностью возникновения кристаллизационных трещин.

Достаточно большой фактический материал, подтверждающий наличие такой связи, приводится в работах М. Wolf.8Славиным Г.А. в 1971 году рассматривался вопрос влияния формы сварочной ванны на стойкостьпротив образования трещин при импульсной сварке. Вкачестве численной оценки формы ванны предлагаласьвеличина радиуса окружности, построенной на базе 2точек, находящихся на расстоянии 1 мм от оси шва иа)точки хвостовой части ванны, находящейся на оси шва(Рис.

9, а). Контур сварочной ванны определялся погранице кратера выплеснутой ванны или по чешуйкамна поверхности шва.Однако данный подход весьма сложен вреализации на практике. Оценка формы ванны поб)точкам, находящимся на близком расстоянии друг кРис. 9. Схемадругуприводитксущественнымошибкам.определения кривизны Отклонение при определении положения точки на 0,1хвостовой частимм приводит к ошибке оценки критерия до 20-30% исварочной ванныполучению противоположного вывода о стойкостиобразования ГТ.Согласно предлагаемой методике ванна аппроксимируется с помощью эллипсоида по точкам, определяемым полушириной ванны b и длинной хвостовой части ab (Рис.

9, б). Погрешность аппроксимации, получаемую как площадьразности кривых ограничивающих контуры реальной ванны и эллипсоида (Рис.10), не превышает 6%, что применимо для инженерных расчетов (Рис. 11).ε =5,29%а)Рис. 10. Погрешностьаппроксимации контурасварочной ванныε =0,69%б)ε =5,95%ε =2,15%,в)г)Рис. 11. Погрешность аппроксимации εИсследования влияния ошибки при определении положения точекпоказали, что отклонение на 0,1 мм приводит к ошибке оценки критерия неболее 2%.Для дальнейшего исследования необходимо определить численныйкритерий, характеризующий форму сварочной ванны.

Т.к. сварочная ваннааппроксимируется эллипсоидом, кривизна которого плавно увеличиваетсявдоль контура и достигает максимального значения на оси шва, в качестве9критерия предлагается принять максимальную кривизну линии контурахвостовой части сварочной ванны (МКВ) (Рис. 12).ДляопределенияМКВпредлагаетсяследующая методика:1. Сваривается 3-4 контрольных образца изиспытываемого материала с обязательной записьютермических циклов в ОШЗ и параметровсварочногорежима.Путемвизуальноизмерительного контроля находятся полуосиэллипсоида b и c .2. Путем численного решения обратной задачиРис.

12 Кривизна контуратеплопроводности выполняется подбор полуосейэллипсоидахвостовой и передней части ванны.3. Путем последовательных приближений методом наименьших квадратовдобивается идентичности термических циклов, измеренных экспериментальнои полученных в результате численного моделирования.4. Базируясь на полученных геометрических характеристиках сварочнойванны, определяется значение МКВ.5. В зависимости от наличия (или отсутствия) кристаллизационныхтрещин изменяются сварочные параметры в сторону уменьшения (илиувеличения) значения максимальной кривизны контура хвостовой частисварочной ванны.6.

Повторяется последовательность этапов 1-4 до момента определенияпорогового значения максимальной кривизны.7. Полученное пороговое значение записывается в виде критериятрещиностойкости для данного материала и толщины.С целью проверки выдвинутой гипотезы проводилась серия экспериментовпо предлагаемой методике.

Контроль наличия ГТ осуществлялся при 10тикратном увеличении после снятия окалины с помощью ортофосфорнойкислоты. Пример зафиксированных ГТ представлен на Рис. 13. Для каждогорежима (Таблица 2) было проведено несколько экспериментов (от 4 до 10).Рис. 13. Примеры обнаружены горячих трещинИсследования показали, что увеличение МКВ приводит к росту опасностиобразования трещин (Рис. 14) и их длины (Рис. 16).10Рис.

15. Зависимость частотыобразования ГТ от МКВРис. 16. Зависимость длины горячихтрещин от МКВПриведенные выше результаты хорошо согласуются с предлагаемымколичественным критерием. Для всех испытанных образцов стойкость противвозникновения горячих трещин уменьшалась с ростом выбранного критерия –максимальной кривизны контура хвостовой части сварочной ванны.Четвертая глава посвящена исследованию влияния формы сварочнойванны на термодеформационные процессы и технологическую прочность присварке. Для изучения термодеформационных процессов было использованоконечно-элементное моделирование процесса сварки в пакете SYSWELD.Основными критериями оценки опасности возникновения ГТ, согласноГОСТ 26389, являются критическая скорость растяжения захватов испытательной машины A , м c и критический темп растяжения B , м С , вычисляемыйпо формулеB  A WТИХ ,(2)где WТИХ - средняя скорость охлаждения в интервале 100 °С, прилегающемснизу к температуре солидус, C c .При моделировании процесса определения критического темпа растяжениярассматривалась машинная деформация  м , вызванная перемещением захватов,и собственная деформация  с , определяемая на базе 2 мм в зоне ТИХ (Рис.