Диссертация (1026249), страница 11

Просмтор этого файла доступен только зарегистрированным пользователям. Но у нас супер быстрая регистрация: достаточно только электронной почты!

Текст из файла (страница 11)

В качестве среднего положениявыборки использовалась медиана с квантилями 25% (Q25) и 75% (Q75).Доверительный интервал экспериментальных данных – 0,95. Ширинаобратного валика определялась при обработке фотографий в программеКОМПАС 3D (см. п. 2.4). На Рисунке 2.17 показан график зависимостиширины обратного валика от скорости сварки для различных значенийширины канавки в подкладке.Рисунок 2.17. Зависимость ширины обратного валика от скоростисварки для канавки шириной 8 мм (сплошная линия)и 6 мм (пунктирная линия)Из анализа Рисунка 2.17 следует, что ширина медной подкладкисущественно влияет на ширину обратного валика за счет теплоотдачи сбольшей площади контакта стальной и медной пластин.

При этом ширинаобратного валика при сварке на подкладке с канавкой шириной 6 мм меньше всреднем на 5-8%, чем при сварке на подкладке с канавкой шириной 8 мм.872.9. Оценка влияния шероховатости стального образца на ширинуобратного валикаДля исследования влияния шероховатостей стального образца и меднойподкладки на геометрию сварного шва, их тщательно зачищали наждачнойбумагойпередсваркой.Послечегоизмерялисреднюювеличинумикронеровностей контактируемых поверхностей прибором TR 100.После закрепления образцов на стенд устанавливалась горелка сэлектродом, ходовым винтом регулировался межэлектродный промежуток 3мм и образцы обезжиривались.

Сварку проводили на стальных образцахтолщиной 2 мм при фиксированном значении тока 115 А на крайних скоростяхдиапазона исследуемых режимов сварки (см. п. 2.4, Таблица 7). На каждомрежиме было выполнено по 3 идентичные сварочные операции.Измеренныезначенияпараметровсварногошваобрабатывалисьстатистически в программе STATISTICA. В качестве среднего положениявыборки использовалась медиана с квантилями 25% (Q25) и 75% (Q75).Доверительный интервал экспериментальных данных – 0,95. Размеры сварныхшвов измерялись в программе КОМПАС 3D.

На Рисунке 2.18 показаназависимость ширины обратного валикашероховатости стального образца.от высоты микронеровностей88Рисунок 2.18. Зависимость ширины обратного валика от скорости сваркипри сварке на медной подкладке с шероховатостью стальногообразца Ra≈0,63 мкм (сплошная линия) иRa≈1,25 мкм (пунктирная линия)АнализРисунка2.18показывает,чтосростомразмеровмикронеровностей шероховатости стального образца с Ra≈0,63 мкм до 1,25мкм наблюдается увеличение ширины обратного валика на 16,2 % примаксимальной введенной погонной энергии для заданного значения силы тока,и по мере уменьшения погонной энергии влияние шероховатости на ширинуобратного валика снижается.исследуемыхдиапазонахмикронеровностейПри погонной энергии qп=154кДж/мварьированияшероховатостирежимовстальногообразцасваркивразмерыпрактическинеоказывают влияние на величину обратного валика, что связано, прежде всего, стем, что величины теплоотдачи в медную подкладку примерно равны, вотличие от режима сварки с qп=246 кДж/м, где теплоотдача для случая сшероховатостью Ra≈0,63 более существенна.2.10.

Выводы главы 21.Определены диапазоны режимов автоматической АрДС сварныхшвов стыковых соединений из тонколистовой коррозионно-стойкой стали на89медной подкладке, обеспечивающие формирования сварного шва с размерами,соответствующими ГОСТ 14771-76 «Дуговая сварка в защитных газах.Соединения сварные. Основные типы, конструктивные элементы и размеры».Для толщины листов δ=1,5 мм они составили - Iсв=90-125А при Vсв=12-30 м/ч;δ=2,0 мм - Iсв=90-160А при Vсв=10-26 м/ч; δ=3,0 мм - Iсв=170-225А при Vсв=1025 м/ч.2.Полученыколичественныевзаимосвязипараметроврежимаавтоматической АрДС сварных швов стыковых соединений на меднойподкладке с шириной сварного шва на лицевой и обратной стороне при сваркетонколистовой коррозионно-стойкой стали аустентного класса толщиной от1,5 до 3,0 мм.3.Экспериментально подтверждено, что расположение прижимовсварочной оснастки на расстоянии 6 мм и более от оси сварного шва до местаконтакта прижима и сварной пластины практически не влияет на ширинусварного шва при автоматической АрДС без присадочной проволокитонколистовыхкоррозионно-стойкихсталейаустенитногоклассависследуемых областях варьирования параметров режима сварки.4.С ростом размеров микронеровностей шероховатости стальногообразца с Ra≈0,63 мкм до 1,25 мкм наблюдается увеличение шириныобратного валика на 10,4 - 16,2 % для скоростей сварки 10 – 16 м/чсоответственно, при этом при дальнейшем увеличении скорости разницамежду величинами ширины обратного валика снижается и при скоростях 26-30м/ч не превышает погрешности эксперимента.5.Экспериментально установлено, что при автоматической АрДСтонколистовой коррозионно-стойкой стали аустенитного класса на меднойподкладке ширина обратного валика при сварке на подкладке с канавкойшириной 6 мм меньше в среднем на 5-8%, чем при сварке на подкладке сканавкой шириной 8 мм.90Глава 3.

ЧИСЛЕННОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ГЕОМЕТРИИСТЫКОВОГО ШВА ПРИ АРГОНОДУГОВОЙ СВАРКЕТОНКОЛИСТОВЫХ КОРРОЗИОННО-СТОЙКИХ СТАЛЕЙНА МЕДНОЙ ПОДКЛАДКЕВ третьей главе приведены результаты численного моделированияпараметров геометрии сварного шва при АрДС стыковых соединений с учетомграничных условий контакта с медной подкладкой, установлены зависимостимежду режимами сварки и параметрами геометрии сварного шва c учетомвлияния геометрии подкладки и условий контакта на величину теплоотдачи вподкладку.3.1.

Описание численной модели теплопередачи при аргонодуговойсварке на медной подкладкеДля описания температурного поля T(x, y, z, t) в плоских образцахиспользовали дифференциальное нелинейное уравнение теплопроводности:с  (Т )гдеТ T   T   T ,tx x  y y  z z ρ(T)(3.1)- плотность, кг/м3.Зависимость теплофизических свойств стали от температуры ρ(T), λ(T),с(Т) принимали согласно литературным данным для стали 12Х18Н1Т [70],меди М1 и латуни Л80 [57]. На Рисунке 3.1 показана зависимостьтеплофизических свойств от температуры для стали 12Х18Н10Т.91б)в)а)Рисунок 3.1. Зависимость теплопроводности (а), теплоемкости (б) иплотности от температуры (в) для стали 12Х18Н10ТТемпературноеполеопределялосьчисленнымрешениемзадачинелинейной теплопередачи, визуализация расчета температурных полейкоторой приведена на Рисунке 3.6.

В результате литературного обзоравыяснили, что для описания геометрии сварного шва при АрДС на подкладкецелесообразнее всего использовать комбинацию нормально-распределенного исосредоточенного линейного источников нагрева (см. п. 1.4.1).Мощностьисточников нагреваикоэффициентсосредоточенностинормально-кругового распределенного источника подбирались в соответствиис методиками расчета плоских температурных полей, предложенных в статьях[104, 113], согласно которым для описания геометрии сварного шваиспользовалась схема комбинации источников нагрева - нормально-круговогораспределенногораспределенияилинейногоэффективнойсосредоточенного,мощностимеждуприэтомвеличинаисточникамиqНКР/qЛИНпринималась 0,7/0,3 – 0,8/0,2 и зависела только отизотермы плавлениякомбинированного источника нагрева, а не от толщины сварных образцов,таким образом не учитывая давления сварочной дуги с увеличением погоннойэнергии при сварке[104].

В соответствии с предложенным алгоритмомподбора мощностей источников нагрева, используемым в численных расчетах– вначале по полуширине обратного валика подбиралась эффективнаямощность линейного источника нагрева, после чего – по полуширине сварного92швавыбиралсякоэффициентсосредоточенностинормально-круговогораспределенного источника нагрева.На Рисунке 3.2, а показано влияние толщины металла на отношениеширина обратного валика / ширина сварного шва. Очевидно, что сувеличением толщины пластины для получения сварного шва с размерами,соответствующими ГОСТ 14771-76 [141], необходимо увеличивать величинусварочного тока, вследствие чего растет и влияние давления дуги на размерысварочной ванны.

Поскольку давление дуги оказывает влияние на сварочнуюванну даже на малых сварочных токах, то при моделировании геометриистыкового шва подвижным комбинированным источником нагрева этовлияние выражается в виде распределения температурных полей от линейногоисточника.а)б)Рисунок 3.2. Влияние толщины металла на отношение ширина обратноговалика / ширина сварного шва (а) и распределение эффективной мощностимежду двумя источниками нагрева (б): НКР – нормально-круговойраспределенный, ЛИН – линейныйДля обеспечения сквозного проплавления материала большей толщиныиспользуют большой сварочный ток, при котором давление сварочной дугирастет и при численном моделировании в одних и тех же условиях сваркиприводит к увеличению доли мощности нормально-кругового источника93нагрева от общей эффективной мощности, которая представлена на Рисунке3.2, б для длин межэлектродного промежутка lмп=2 и 3 мм.В использованной нами расчетной схеме для описания параметровгеометрии сварного шва тепловая мощность сварочной дуги для одного изсварных образцов частично вводилась через его боковую поверхность вплоскости стыка, а частично - через верхнюю поверхность образца (см.Рисунок 3.3, а).Задачу решали методом конечных элементов в пакете ANSYS/Multiphysicsver.

14. Для уменьшения времени расчета геометрии сварного шва поизотермам плавления от комбинированных источников нагрева и в силусимметричности решаемой задачи относительно оси Ох использовали 3Dмодель, представляющую собой 1 сварной образец. Расчетная схема иконечно-элементная модель представлены на Рисунке 3.3. Длина расчетноймодели выбиралась таким образом, чтобы распределение температуры попятну нагрева комбинированного источника вышло на квазистационарныйрежим нагрева, и она составила l=40-50 мм.а)б)Рисунок 3.3. Схема приложения источников нагрева образца (а) ирасчетная конечно-элементная модель (б)Линейный тепловой источник был задан как удельный тепловой потокчерез плоскость стыка сварных образцов (Рисунок 3.3, а) по формуле:q1q ( x, t ) exp4 ah(X 2)a,(3.2)94гдеh- толщина образца, м.Δx- перемещение по оси Ох, м; Δx = x0 - Vсв·timeНормально-круговой источник нагрева на верхней поверхности образцарассчитывался по формуле:q ( x, y, t ) гдеkkq 2 exp(  k (  X 2  Y 2 )),(3.3)- коэффициент сосредоточенности источника, м-2.При этом q=q1+q2, где q – эффективная тепловая мощность, Вт.Граничные условиятеплоотдачи конвекции и излучения задавались свнешних поверхностей, размеры которых задавались в соответствии сработами [13, 88, 89].

Схема расположения поверхностей теплоотдачипредставлена на Рисунке 3.4, а. Интегральный коэффициент лучистоготеплообмена, принятый согласно работе [85], представлен на Рисунке 3.4, б.а)б)Рисунок 3.4. Схема расположения поверхностей теплоотдачи на образце (а) иинтегральный коэффициент лучистого теплообмена стали 12Х18Н10Т (б)Поскольку радиационное излучение влияет на теплоотдачу с поверхностиA(см. Рисунок 3.4, а), оно учитывалось в численной моделирассчитывалось по формуле [18]:и95(3.4)q 2 r   C 0 (T 4  T c4 ),где- постоянная Стефана-Больцмана C0=5,67х10-8 Вт/(м2·град4);С0ε- интегральный коэффициент лучистого теплообмена стали,принимали согласно данным работы [85].Начальная температура Т принималась постоянной и составляла 23ºС.3.2.

Характеристики

Список файлов диссертации