Диссертация (1026249), страница 16
Текст из файла (страница 16)
Механические свойства аустенитной стали и описаниетермодеформационной моделиДля решения термодеформационной задачи воспользовались численныммоделированием в пакете ANSYS/Multiphysics ver. 14. Тип используемыхконечных элементов – гексаэдрический, размер в области сварного шва – 0,33мм, в области термического влияния – 0,55 мм. Для термического анализаиспользовали трехмерные 20-ти узловые элементы SOLID 90, которыеподдерживалифункциютермическогоконтакта.Послевыполнениятермической задачи импортировали температурные поля на 3D-модельпластины без подкладки, но с использованием в качестве конечного элемента8-ми узлового элемента SOLID 70.Расчет деформаций проводился на основе неизотермической теориитечения с применением языка параметрического проектирования APDL.Загрузку временного шага проводили в нестационарном состоянии всоответствии с итерационным методом Ньютона-Рафсона для вычисленияперемещений внутри шага (не более 10 итераций на 1 шаг).
Характердеформации модели и поведение пластичности по модели билинейногокинематического упрочнения (Bilinear Kinematic Hardening), учитывающегоэффект Баушингера (Bauschinger), удовлетворял критериям текучести Мизеса.На Рисунке 4.3 показаны механические свойства стали 12Х18Н10Т взависимости от температуры.132а) Зависимость Е(T) [70]в) Зависимость α(T) [70]б) Зависимость (T) [70]г) Зависимость (σ) [95]Рисунок 4.3. Механические свойства стали 12Х18Н10ТДля механического анализа элемент SOLID 70 преобразовывался всоответствующий ему структурный элемент. Элементам SOLID 70 вструктурном анализе соответствовал эквивалентный ему элемент SOLID 185,который так же является трехмерным 8-ми узловым элементом, ноподдерживаетявленияпластичности,ползучести и большие значения напряжений.гиперэластичности,жесткости,1334.4.
Расчет остаточных деформаций при аргонодуговой сваркеплоских образцов на подкладкеЧисленное моделирование остаточных деформаций пластины послесваркипроводилосьмаксимальноварьированиядлярежимов,соответствующихвводимой погонной энергиипараметроврежимасваркивминимальноиисследуемых диапазонахдляследующихтолщинкоррозионно-стойкой стали аустенитного класса: толщина 1,5 мм – Iсв=115А,Vсв= 18 и 27 м/ч; толщина 2,0 мм - Iсв=140А, Vсв= 16 и 25 м/ч; толщина 3,0 мм Iсв=210А, Vсв=14 и 20 м/ч. На режиме с максимально вводимой погоннойэнергией в исследуемых диапазонах варьирования параметров режима сваркибыла определена степень влияния ширины канавки в медной подкладке нараспределение остаточных деформаций в области сварного шва для плоскихобразцов толщиной 1,5; 2,0 и 3,0 мм при ширине канавки a=6 и 8 мм.Численное моделирование проводилось в 3 стадии (см.
Рисунок 4.4) длямаксимального приближения к условиям нагрева и охлаждения металластыкового соединения при сварке на подкладке с прижимами двух плоскихобразцов: стадия 1 (Loadstep 1) отображала условия закрепления модели принагреве подвижным комбинированным источником теплоты; на второй стадии(Loadstep 2)во время охлаждения соединения происходила временнаяпродольная и поперечная усадка стыкового сварного соединения (t2=30 сек); натретьей стадии (Loadstep 3) стыковое сварное соединение высвобождалось ивеличина продольной Δпр и поперечной усадки Δпоп стыкового соединениядостигала своего максимального значения (t3=10 сек).134а) стадия 1- нагревб) стадия 2 - охлаждениев) стадия 3 – высвобождениесварных образцовстыкового соединениястыкового соединенияРисунок 4.4.
Схемы закрепления стыкового соединения из плоскихобразцов в процессе сварки и охлажденияНа Рисунке 4.5 показана реализация схемы закрепления в пакетеANSYS/Multiphysics.Длябольшейнаглядностичисленнойреализациитермодеформационной задачи в качестве 3D-модели использовалась пластина,построенная с помощью функции Extrude («вытянуть») из 2D-модели вплоскости XOY. Эта операция была необходима для того, чтобы использоватьокна плотности сетки для уменьшения размеров конечных элементов в областисварного шва.
После чего исходная конечно-элементная сетка 2D-модели былаудалена. Стыковое соединение состояло из 2 плоских сварных образцов.Для того чтобы ось симметрии сварного шва совпадала с плоскостьюсимметрии 3D-модели, поверхность, образованную осями симметрии шва,лишали степени свободы X=0. Красными стрелками показано усилие зажатияприжимов (Рисунок 4.5, а). С обратной стороны образца линии, обозначающиеширину канавки в медной подкладке, лишены свободы по Y=0. Длясохранения баланса сил расчетной схемы и улучшения схождения решения налицевой и обратной поверхностях сварного шва выбиралось по одной точке слишением степени свободы по Z=0.Размер конечных элементов в 3D модели в зоне сварного шва составлял0,4 мм, по краям пластины – 1,0 мм (см.
Рисунок 4.5, б).135а)б)Рисунок 4.5. Условия закрепления 3D-модели в пакете ANSYS/MultiphysicsДля решения термического анализа задание нагрузок (тепловой поток,начальная температура, конвективный и лучистый теплообмен, контактнаятермическаяпроводимость)осуществлялосьпорассмотренномуранееалгоритму (см. п. 3.1, Рисунок 3.4). Начальная температура стальной пластиныи окружающей среды принималась постоянной и составляла 23 ºС для всехчисленных экспериментов.4.4.1.
Верификация численной термодеформационной моделираспределения остаточных деформаций приаргонодуговой сварке плоских образцовЭкспериментальная верификация модели осуществлялась на плоскихобразцах из тонколистовой коррозионно-стойкой стали аустенитного класса12Х18Н10Т размерами 100·50 мм и толщиной 1,5; 2,0 и 3,0 мм, прихваченныхпо торцам в соответствии с Рисунком 4.6, а на режимах АрДС с минимально имаксимально вводимой погонной энергией qп в исследуемых диапазонахварьирования параметров режима сварки.Перед прихваткой образцызачищались наждачной бумагой, а торцы тщательно подгонялись друг к другузаподлицо.136При сварке на всех режимах использовали вольфрамовые электроды WL20 диаметром 3 мм с углом заточки 30°, длина межэлектродного промежуткасоставляла 3 мм На каждом режиме было выполнено по 3 идентичныесварочные операции.Перед каждой сваркой на прихваченные образцынаносились риски (см.
Рисунок 4.6, а), по поперечному перемещению которыхпосле сварки определялась поперечная усадка стыкового соединения.Поперечное перемещение рисок измерялось с помощью инструментальногомикроскопа «БМИ-1Ц» с ценой деления ±5 мкм. Схема расположения рисок наобразце (см. Рисунок 4.6, а) и на конечно-элементной сетке 3D-модели (см.Рисунке 4.6, б).б)а)Рисунок 4.6. Распределение рисок на образце до сварки (а) и на конечноэлементной сетке 3D-модели (б)Угловая деформация образца определялась измерительной головкой«RenishowMP10»5-координатногостанка«Стерлитамак500V5»попоперечному профилю образца до и после сварки. В Таблице 13 представленызначения угловых деформаций, полученные по экспериментальным даннымкак среднее значение по трем точкам, расположенным на одной прямой,параллельной оси OZ (см.
Рисунок 4.6, б), и угловых деформаций по оси ОY счисленной термодеформационной модели.137Таблица 13.Угловая деформация сварного стыкового соединения по оси ОУТолщина образца, мм1,5 мм2,0 мм3,0 ммСкорость сварки, м/ч182716251420β по модели, º0,620,731,400,981,701,17β по экспериментам, º0,780,721,301,201,821,30Отклонение от эксперимента, %21,01,47,118,36,610,0Анализ данных Таблицы 13 показывает, что среднее отклонение угловыхдеформаций численной модели от экспериментальных данных не превышает21% для всех режимов. Вследствие угловой деформации пластины послесварки возникает поперечная усадка.
На Рисунках 4.7 - 4.9 показана величинапоперечной усадки: сплошной линией – относительное перемещение узловконечно-элементной модели; пунктирной – относительное перемещение рисок,нанесенных на прихваченный образец и штрихпунктирной линией – результатвычисления поперечной усадки по формуле (1.25), где α – коэффициенттермического расширения, приняли α=18·10-6°С-1, сρ=4,75·106 Дж/(м3·К) [18].Цифрами 1 и 2 на Рисунках 4.7 – 4.9 указаны максимальная и минимальнаяпогонная энергия в исследуемых диапазонах режимов сварки.138Рисунок 4.7. ½ поперечной усадки стыкового сварного соединениятолщиной 1,5 ммРисунок 4.8. ½ поперечной усадки стыкового сварного соединениятолщиной 2,0 мм139Рисунок 4.9. ½ поперечной усадки стыкового сварного соединениятолщиной 3,0 ммИз анализа Рисунков 4.7 - 4.9 видно, что погрешность измеренияпоперечной усадки стыкового соединения по численной расчетной модели всравнением с экспериментальными данными не превышала 23%, а отличиепоперечной усадки численной модели и вычисленной по формуле(1.25)составляло не более 17%.Определение величины продольной усадки осуществлялось по формулам(1.21 – 1.23).
В Таблице 14 показаны значения продольной усадки стыковогосоединения по результатам численного моделирования и рассчитанные поформулам (1.21 – 1.23).140Таблица 14.Значения продольной усадки сварного стыкового соединенияв крайних точках параметров режима сваркиТолщина пластины, мм1,5 мм2,0 мм3,0 ммСкорость сварки, м/ч182716251420Δпр по модели, мм0,2910,2010,2860,1800,2670,216Δпр по формуле (1.21), мм0,3350,2400,3400,2300,3730,29013,116,315,921,728,425,5Отклонение от численногоэксперимента, %Таким образом, разработанную на основе термической задачи численнуюмодельоценкираспределениевлияниятермодеформационногоостаточныхдеформацийможноцикласваркииспользоватьнадляпрогнозирования величины продольной и поперечной усадки при АрДСплоских образцов на подкладке с погрешностью не более 28,4%.4.4.2.
Результаты численного моделирования влияниятермодеформационного цикла аргонодуговой сварки плоскихобразцов на распределение остаточных деформацийРезультаты численного моделирования влияния термодеформационногоцикла сварки пластины толщиной 3,0 мм на распределение остаточныхдеформаций показаны на Рисунках 4.10 - 4.12. Режим сварки – Iсв=210А,Vсв=14м/ч,lмп=3мм,qп=383кДж/м.Распределениеотносительныхперемещений узлов по оси ОY и угловая деформация β стыкового соединенияпоказаны на Рисунке 4.10.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
