Диссертация (1026249), страница 17

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

Текст из файла (страница 17)

Контурной линией показана исходная формапластины перед сваркой.141б)а)Рисунок 4.10. Распределение относительных перемещений узлов по оси ОY(а) и угловая деформация β стыкового соединения (б). Масштабныйкоэффициент х8На Рисунке 4.11 показано распределение относительных перемещенийузлов по оси ОХ, соответствующее поперечной усадке стыкового сварногосоединения. Некоторая асимметрия в распределении полей перемещенийотносительно центральной осевой линии по оси ОХ вызвана тем, что в началесваркираспределениетемпературыотподвижногокомбинированногоисточника нагрева не достигло квазистационарного режима нагрева.а)б)Рисунок 4.11. Распределение относительных перемещений узлов по оси ОХ (а)и поперечная усадка стыкового соединения Δпоп (б)142Распределение продольных перемещений узлов по оси ОZ 3D-модели ипродольная усадка стыкового соединения Δпр показаны на Рисунке 4.12.а)б)Рисунок 4.12. Продольные перемещения узлов по оси ОZ (а) и продольнаяусадка стыкового соединения Δпр (б).

Масштабный коэффициент х8Зоны пластических деформаций в области сварного шва показаны наРисунках 4.13-4.15. Распределение εx пластических деформаций с лицевой (а) иобратной (б) сторонам сварного шва показано на Рисунке 4.13.а) Лицевая сторона шваб) Обратная сторона шваРисунок 4.13. Распределение εx пластических деформацийРаспределение εy пластических деформаций c лицевой (а) и обратной (б)сторонам сварного шва показано на Рисунке 4.14.143а) Лицевая сторона шваб) Обратная сторона шваРисунок 4.14.

Распределение εy пластических деформацийРаспределение εz пластических деформаций c лицевой (а) и обратной (б)сторонам сварного шва показано на Рисунке 4.15.а) Лицевая сторона шваб) Обратная сторона шваРис. 4.15. Распределение εz пластических деформацийИсходя из точности вычислений данных по модели, приняли величинузначимой пластической деформации εпл.ост.>1%. На Рисунке 4.16 представленораспределение полей поперечных пластических деформаций по Мизесуобласти сварного шва в плоскости XOY.в144б) δ=1,5 мм, Iсв=115А, Vсв=27 м/ча) δ=1,5 мм, Iсв=115А, Vсв=18 м/чРисунок 4.16.

Распределение полей поперечных пластических деформацийпо Мизесу в области сварного шва в плоскости XOYЗначения ширины зоны пластической деформации в области сварного швадля различных толщин материала представлены в Таблице 15.Таблица 15.Ширина зоны поперечной пластической деформации с лицевой иобратной стороны сварного шваТолщина образца, ммСкорость сварки, м/чШирина зоны с лицевойстороны шва, ммШирина зоны с обратнойстороны шва, мм1,5 мм2,0 мм3,0 мм1827162514209,08,68,67,99,99,29,08,810,67,911.38,1В результате численного решения термодеформационной задачи былоопределено влияние ширины канавки в медной подкладке на поперечнуюусадку Δпоп и угловую деформацию β стыкового сварного соединения,результаты измерения которых представлены на Рисунках 4.17 - 4.18.

Режимсварки – Iсв=210А, Vсв=14 м/ч, lмп=3 мм, qп=383 кДж/м.145а) Ширина канавки 8 ммб) Ширина канавки 6 ммРисунок 4.17. Угловая деформация β стыкового соединения. Масштабныйкоэффициент х8В результате численного моделирования напряженно-деформированногосостояния стыкового сварного соединения установлено, что при АрДСплоских образцов толщиной 3,0 мм на медной подкладке на распределениеостаточных деформаций при фиксированном усилии прижимов оказываетвлияние ширина канавки. При ее уменьшении с 8 до 6 мм угловая деформацияснижается с 1,04° до 0,8° на режиме с qп=383 кДж/м за счет более интенсивнойтеплоотдачи в подкладку. Для образцов с толщинами 1,5 и 2,0 мм на режимах сqп=156 кДж/м и 234 кДж/м (максимально вводимая погонная энергия,полученная в результате экспериментов для этих толщин) соответственноугловая деформация стыкового сварного соединения при изменении шириныканавки с 8 до 6 мм практически не изменяется, поскольку для тонких листовпри соотношениях ширины шва и ширины обратного валика, близких кединице, поперечные деформации примерно одинаковы по высоте сварногосоединения.146а) Ширина канавки 8 ммб) Ширина канавки 6 ммРисунок 4.18.

Поперечная усадка Δпоп стыкового сварного соединенияПоперечная усадка при АрДС плоских образцов толщиной 3,0 мм наподкладке с шириной канавки 6 мм меньше в среднем на 8%, чем на подкладкес шириной канавки 8 мм. Ширина зоны поперечной пластической деформациипо Мизесу с обратной стороны шва в плоскости XOY при сварке на подкладкес шириной канавки 6 мм меньше на 5,5%, чем при сварке образцов толщиной3,0 мм на подкладке с шириной канавки 8 мм на тех же режимах сварки, что,очевидно, вызвано более интенсивной теплоотдачей в подкладку.Зависимости величин поперечной и продольной усадки, полученных порезультатам численного моделирования, от вводимой погонной энергии присварке имеют выраженный линейный характер и представлены на Рисунке4.19: а, б – 1/2 поперечной усадки стыкового соединения для режимов сварки сlмп=2 мм и 3 мм соответственно; в, г – продольная усадка стыковогосоединения.147а)б)в)г)Рисунок 4.19.

Зависимость поперечной Δпоп (а, б) и продольной усадкиΔпр (в, г) стыкового соединения от введенной погонной энергииИспользуя линейную аппроксимацию в пакете MathCad по методунаименьших квадратов, получили количественные зависимости величинполной поперечной и продольной усадки стыкового соединения от вводимойпогонной энергии при сварке, которые представлены для исследуемых толщинматериала в Таблице 16.148Таблица 16.Количественная взаимосвязь поперечной и продольной усадки стыковогосоединения и вводимой погонной энергии при сваркеТолщинаметалла,мм1,52,03,0Поперечная усадка Δпоп, ммlмп=2 мм0,068+5,991·10-7 ·qп-0,063+8,404·10-7 ·qп-0,019+1,34·10-6 ·qпlмп=3 мм0,065+6,341·10-7 ·qп-0,07+8,425·10-7 ·qп-1,101+10-6 ·qпПродольная усадка Δпр, ммlмп=2 мм-3lмп=3 мм-9,169·10 +1,235·10-6 ·qп-0,056+8,218·10-7 ·qп-0,045+2,25·10-6 ·qп-0,026+1,327·10-6 ·qп-0,07+8,425·10-7 ·qп-0,014+1,964·10-6 ·qпДля учета влияния расположения прижимов относительно оси щва идавленияихприжатиянапродольнуюусадкупроводилипроверкуадекватности в области применения численной термодеформационной моделипри АрДС с давлением прижимов 0,3 и 1 МПа, обеспечивающих отсутствиепроскальзывания образцов при сварке и их остывании в приспособлении.

НаРисунке 4.20 показана линейная зависимость продольной усадки стыковогосварного соединения от расстояния от оси сварного шва прижимов приразличном давлении на образцы, полученная в результате обработки данныхчисленного моделированияв пакете MathCad: сплошной линией показанырезультаты численного моделирования, пунктирной – данные по результатам 3экспериментов при давлении прижимов 0,6 МПа на расстоянии 6 и 18 мм отоси шва соответственно.149б) толщина 2,0 мма) толщина 1,5 ммв) толщина 3,0 ммРисунок 4.20. Изменение продольной усадки стыкового соединения взависимости от расположения прижимов и давления на образцытолщиной 1,5 мм (а); 2,0 мм (б) и 3,0 мм (в)Из анализа рисунка 4.20, а и б видно, что давление прижимов на сварнойобразец, обеспечивающее отсутствие продольного проскальзывания образцатолщиной 1,5 и 2,0 мм, по результатам численного моделирования составляет0,6 МПа, что подтверждается экспериментальными данными с погрешностьюне более 9,3 %.

На рисунке 4.20, в отчетливо заметно изменение продольнойусадки в зависимости от расположения прижимов от оси шва, при этомприкладываемое давление даже на уровне 1 МПа недостаточно для фиксации ине гарантирует отсутствие проскальзывания сварного образца толщиной 3,0мм.4.5. Методика численного моделирования влияния термодеформационногоцикла аргонодуговой сварки стыковых соединений на медной подкладкена остаточные деформации тонколистовых конструкцийПриреализацииметодикичисленногомоделированиявлияниятермодеформационного цикла АрДС стыковых соединений при АрДСтонколистовых конструкций на медной подкладке использовалась следующаяпоследовательность действий.1)В качестве входных задавались следующие данные:150Геометрические размеры сварного шва;Скорость комбинированного источника нагрева;Условия охлаждения изделия;Условия закрепления сварного изделия в сборочно-сварочномприспособлении;Материал.2)Постановкатермодеформационнойзадачиосуществляласьвнесколько этапов:Изменение типа решаемой задачи с термической на механическую;Изменение вида конечного элемента термической задачи наэквивалентный ему элемент деформационной задачи;Выбор модели поведения пластичности материала с билинейнымкинематическим упрочнением;Заданиемеханическихсвойствматериаласизменениемтемпературы (Е(T), (T), α(T) и (σ(Т), ∂ε/∂T));Заданиеусловийзакреплениялишениемстепеньсвободысоответствующих узлов и плоскостей 3D-модели;Приложение нагрузки к узлам 3D-модели, имитирующей зажатиеприжимами;Настройка решателя для следующих стадий:2.1)Стадия нагрева, имитирующая нагрева изделия при сварке:Задание времени расчета, соответствующего времени стадии нагреватермической задачи;Задание шага по времени, соответствующего шагу по временитермической задачи нагрева;Задание сходимости итераций (не менее 50);Запуск расчета с помощью текстового файла с написаннымскриптом.1512.2) Стадия охлаждения, имитирующая охлаждение сварного изделия наподкладке:Задание времени расчета, соответствующего времени стадии нагреватермической задачи;Задание шага по времени, соответствующего шагу по временитермической задачи охлаждения;2.3) Стадия высвобождения:Снятие приложенной нагрузки;Задание шага по времени, соответствующее шагу по временитермической задачи высвобождения;Задание сходимости итераций (не менее 50);Запуск расчет с помощью текстового файла с написанным скриптом.3)Реализация методики:Решениетермодеформационнойзадачипредставленоввидераспределения полей напряжений и деформаций, тензоров напряжений,относительных перемещений узлов 3D-модели.Прирешениитермодеформационнойзадачибылииспользованыследующие допущения и упрощения:Параметрырежима(Vсв,qНКР/qЛИН,коэффициентkсосредоточенности нормально-кругового источника нагрева) принимаются всоответствии со статистической моделью;Температурное поле от комбинированного источника нагреваопределяется по численной модели теплопередачи при АрДС на подкладке;На стадии нагрева изделия не учтено изменение площади зоныконтакта «изделие-медная подкладка» за счет временных деформаций;Поведение теплофизических и механических свойств материала сизменением температуры (λ(Т), с(Т), ρ(Т), Е(T), (T), α(T) и (σ(T), ∂ε/∂T));Модель упругопластического тела с билинейным кинематическимупрочнением.1524.6.

Расчет остаточных деформаций при сварке продольногошва обечайкиДляпримераиспользованияразработаннойчисленнойтермодеформационной модели в качестве модели для прогнозированиявеличины коробления изделия после АрДС в приспособлении рассмотрелипродольный сварной шов обечайки корпуса наружного опоры турбины (см.Рисунок 4.21, а).

Характеристики

Список файлов диссертации