Диссертация (1026249), страница 18

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

Текст из файла (страница 18)

Размер обечайки – диаметр 834 мм, толщина стенки 1,5 мм,длина – 166 мм.Для описания границ геометрии продольного стыкового сварного шваиспользовали комбинацию линейного и нормально-кругового источниковнагрева. Граничные условия конвективной, контактной теплоотдачи итеплоотдачи излучением, схема задания комбинированного источника нагреваи распределение эффективной мощности между источниками нагревасовпадали с условиями описания численной модели теплопередачи при АрДСна подкладке (см. также п. 3.1, Рисунки 3.2 и 3.4). В качестве входных данныхдлямоделированиятермическойзадачииспользовалисьрезультатыэкспериментальных исследований (см. п. 2.5, Таблица 9 и Рисунки 2.7 - 2.12, атакже п.

2.6, Рисунки 2.14 и 2.15). Описание численной термодеформационноймодели для оценки остаточных деформаций в продольном сварном швесоответствовало п. 4.2. и 4.3.Реализация термической задачи в пакете ANSYS/Multiphysics показана наРисунке 4.21, б. 3D-модель обечайки состояла из двух половинок. Размерконечных элементов в 3D-модели в зоне сварного шва составлял 0,5 мм,количество промежуточных слоев конечных элементов по толщине образца –3.153б)а)Рисунок 4.21. Продольный сварной шов обечайки (а) и численноерешение термической задачи в виде распределениятемпературных полей при сварке (б)Для того, чтобы ось симметрии сварного шва совпадала с плоскостьюсимметрии, поверхность, образованную осями симметрии шва, лишалистепени свободы X=0.

С внутренней стороны обечайки 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.Численное моделирование проводилось в 3 стадии (см. Рисунок 4.22) длямаксимального приближения к условиям нагрева и охлаждения металлапродольного сварного шва при сварке на подкладке с прижимами. Стадия 1(Loadstep 1) отображала условия закрепления модели обечайки при нагревеподвижным комбинированным источником теплоты: Fп – распределенноеусилие, создаваемое прижимами; Fро – сила реакции опоры по линии касанияторцов канавки в медной подкладке (на стадии нагрева величина Fро мала,однако ее необходимо было учитывать для сохранения силового балансасхемы).

На стадии 2 (Loadstep 2) во время охлаждения обечайки происходилавременная продольная и поперечная усадка свариваемых половинок обечайки154(t2=30 сек). На стадии 3 (Loadstep 3) происходило высвобождение обечайки ивеличина продольной Δпр и поперечной усадки Δпоп обечайки достигала своегомаксимального значения (t3=10 сек).а) стадия 1 – нагревб) стадия 2 – охлаждениев) стадия 3 – высвобождениеполовинок обечайкипродольного сварного шваобечайкиРисунок 4.22. Схемы закрепления половинок обечайки в процессесварки и охлажденияРезультаты численного моделирования влияния термодеформационногоцикла сварки продольного сварного шва обечайки с толщиной стенки 1,5 ммна распределение остаточных деформаций показаны на Рисунках 4.22 и 4.23.Режимы сварки, на которых осуществлялось моделирование: 1) Iсв=115А,Vсв=18 м/ч, lмп=3 мм, qп=156 кДж/м; 2) Iсв=115А, Vсв=27 м/ч, lмп=3 мм,qп=111кДж/м.

Распределение относительных перемещений узлов обечайки пооси ОХ, соответствующее поперечной усадке обечайки, для режима сварки №1показано на Рисунке 4.23.б)а)Рисунок 4.23. Поперечная усадка продольного сварного шва обечайки (б).Масштабный коэффициент х25155Распределение относительных перемещений узлов обечайки по оси ОZ,соответствующее продольной усадке обечайки, для режима сварки №1показано на Рисунке 4.24.б)а)Рисунок 4.24.

Продольная усадка продольного сварного шва обечайки (б).Масштабный коэффициент х25Порезультатамчисленногомоделированияустановили,чтоприизменении вводимой погонной энергии с 111 до 156 кДж/м, поперечная усадкаобечайки составляет 0,42 и 0,51 мм, а продольная изменяется с 0,24 до 0,29 ммсоответственно. Различия между значениями поперечной усадки продольногосварного шва стыкового соединения обейчайки и стыкового соединенияплоских образцов (см. п. 4.4.1) не превышают 18%, что прежде всего вызваносхожими схемами закрепления и малым различием длин сварных образцов.4.7.

Расчет остаточных деформаций при сварке кольцевого швамежду обечайкой и фланцемДля реализации термодеформационной задачи в виде распределенияостаточных деформаций после сварки кольцевого шва обечайки и фланцарассмотрим сварное изделие -корпус наружный опоры турбины низкогодавления (далее корпус ТНД). Корпус ТНД является составной частью силовойчасти авиационного двигателя. Корпус ТНД (см. Рисунок 4.25, б) состоит из156фланца переднего 1, кольца 2, кольца 3, фланца заднего 4, соединенных междусобой АрДС.а)б)Рисунок 4.25. Корпус ТНД (а) и его поперечное сечение с указаниемрассматриваемого сварного шва (б)Передний и задний фланцы представляют собой крепления опорытурбины.

Передний фланец присоединяется к корпусу ТНД, а задний фланецкрепится к смесителю. Корпус наружный опоры турбины эксплуатируется привибрационных нагрузках в агрессивной среде. С наружной части на корпусвоздействует горячий воздух, а во внутренней части сгорает керосин. Рабочаятемпература наружной части корпуса t=300 0С, а внутренней части t=500 0С.Дляописаниякомбинированногограницгеометриисварногоисточниканагрева,необходимошвабылоспомощьюперейтивцилиндрическую систему координат, где вводимый нормально-круговойисточник нагрева на верхней поверхности пластины рассчитывался поформуле:kq (r , , z ) q 2 exp(  k (( z  r cos  r ) 2  ( y  r sin  r ) 2  x 2 ))(4.1),157гдеr- внешний радиус обечайки, м;ω- угловая скорость перемещения источника нагрева, рад/с;Линейный тепловой источник был задан как тепловой поток черезплоскость, которая разделяет сварное изделие на 2 части по формуле:q (r , , z ) q1exp4 ah(  k (( z x 2  y 2 cos  r ) 2  ( y x 2  y 2 sin  r ) 2  x 2 ))(4.2)Граничные условия конвективной, контактной теплоотдачи и теплоотдачиизлучением,схемазаданиякомбинированногоисточниканагреваираспределение эффективной мощности между источниками нагрева совпадалис условиями описания численной модели теплопередачи при АрДС наподкладке(см.такжеп.3.1,термодеформационной модели дляРисунок3.4).Описаниечисленнойоценки остаточных деформаций вкольцевом сварном шве обечайки и фланца соответствовало п.

4.2. и 4.3.Решение термической задачи и схема базирования деталей сварногоизделия в приспособлении показаны на Рисунке 4.26.б)а)Рисунок 4.26. Распределение температурных полей от комбинированногоисточника нагрева (а) и схема базирования корпуса ТНД всварочном приспособлении (б)158Базирование подузла А осуществлялось двумя базами А и В, при этом базаА являлась упорной базой (основной базой), а база В - центрирующей базой. Впакете ANSYS/Multiphysics базирование по поверхности А реализовано спомощью ограничения перемещения узлов поверхности 3D модели по оси ОХ,а по поверхности В – одновременным ограничением узлов соответствующейповерхности по осям OZ и OY.

Стыковка и фиксация фланца заднего 4 иподузла А осуществлялась с помощью осевого поджима и разжимающихконцентрических секторов.Привод секторов осуществлялся через конус,установленный на штоке и приводимый в движение в осевом направлении,пневмоцилиндром. Расчетное давление внутри оболочки определялось поформуле [45, 74]:[ ]Р рас гдеРрасDрасD2S(4.3),- расчётное давление внутри оболочки, Па;- диаметр оболочки, м;[σ]расS- расчётное допускаемое напряжение, Па;- толщина стенки оболочки, м.Расчётное допускаемое напряжение []рас определялось из условия работыматериала оболочки в пределах упругости и не превышало предела упругости0.2 при любых сочетаниях внешних факторов:[]рас=0.2/Кзап,гдеσ0,2-(4.4)условный предел текучести, в соответствии со справочником[70], принялиσ0,2=236 МПа;Kзап - коэффициент запаса, приняли Kзап=6,5 [74].По полученному расчётному давлению Ррас определили требуемоесуммарное разжимающее усилие, действующее на все сектора [74]:Fс  b1    D  Pрас  n  Fпр ,(4.5)159гдеb1 - ширина разжимных секторов контактирующих изделий, м;n- число разжимных секторов (n=6);Fпр -усилие возвратной пружины одного сектора,1при этом n  Fпр  0,2    D  Pрас  b .Осевое усилие штока привода с расположенным на нем конусом дляпередачи усилия на толкатели секторов, имеющим угол подъёма  ,определялось по формуле [74]:Fоп  Fс  tg где-1,коэффициент,(4.6)учитывающийтрениеконусапотолкателямсекторов и секторов по направляющим, приняли =0,85 [74].По результатам расчетов приняли требуемое осевое усилие на шток дляфиксациисвариваемыхдеталейFоп=6,4кН,атребуемоесуммарноеразжимающее усилие, действующее на все сектора Fс=18,1 кН.

Моделированиевлияния термодеформационного цикла сварки кольцевого шва проводили в 3стадии: стадия 1 (Loadstep 1) – происходил процесс нагрева подвижнымкомбинированным источником теплоты фланца и обечайки; стадия 2 (Loadstep2) - охлаждение узла в сварочном приспособлении и стадия 3 (Loadstep 3) –снятие осевой нагрузки и высвобождение корпуса ТНД.Распределение радиальных перемещений узлов 3D-модели по оси ОYкольцевого шва обечайки и фланца корпуса наружного опоры турбины,соответствующее окружной усадке сварного изделия, представлено на Рисунке4.26.

Размер конечных элементов в области шва составлял 0,375 мм,количество слоев конечных элементов в зоне сварного шва – 5. Режимысварки, на которых осуществлялось моделирование: 1) Iсв=115А, Vсв=18 м/ч,lмп=3 мм, qп=156 кДж/м; 2) Iсв=115А, Vсв=27 м/ч, lмп=3 мм, qп=111кДж/м.160б)а)Рисунок 4.27. Радиальные перемещения узлов половины 3D-модели по осиОY для режимов сварки с qп=156 кДж/м (а) и qп=111кДж/м (б)Из анализа Рисунка 4.27 видно, что при максимальной вводимой погоннойэнергии при сварке qп=156 кДж/м (для толщины материала 1,5 мм) окружнаяусадка составляет Δпр=0,277 мм, а при qп=111кДж/м - Δпр=0,247 мм. Такимобразом, можно сделать вывод, что величина окружной усадки при сваркекольцевых швов тонкостенных обечаек практически не зависит от режимовсварки и, как следствие, от параметров геометрии стыкового шва.Относительныеперемещенияузлов3D-моделипоосиОХ,соответствующие поперечной усадке кольцевого сварного шва обечайки ифланца, показаны на Рисунке 4.28.а)б)Рисунок 4.28.

Поперечная усадка сварного изделия для режимовсварки с qп=156 кДж/м (а) и qп=111кДж/м (б)Поперечная усадка для режимов сварки с погонной энергией qп=156кДж/м и 111 кДж/м составляет Δпоп=0,0229 и 0,0225 мм соответственно.Следовательно, величина как окружной так и поперечной усадки кольцевых161сварных швов тонкостенных оболочек не зависит отвводимой погоннойэнергии при сварке, а главным образом зависит от жесткости закреплениясварного изделия в приспособлении, осуществляемой за счет радиальногоразжатия концентрических секторов и осевого поджатия, как правило, состороны привариваемого фланца.При этом на остаточные напряжения существенную роль будет оказыватьконструкция разжимных секторов в зависимости от площади контакта свнутренней стенкой обечайки.

Поскольку зона пластической деформации приАрДС кольцевого сварного шва меньше, чем при сварке продольных сварныхшвов, то теплоотдача через зону контакта между обечайкой и меднойподкладкой разжимного сектора может также повлиять на остаточныедеформации изделия.На Рисунке 4.29 были рассмотрены следующие схемы закреплениясварного изделия в приспособлении: а) суммарная ширина зоны контактамедной подкладки с обечайкой 6 мм, радиальное усилие разжатия секторовFс=18,1 кН, осевое поджатие Fоп=6,4 кН; б) суммарная ширина зоны контактамедной подкладки с обечайкой 22 мм, радиальное усилие разжатия секторовFс=18,1 кН, осевое поджатие Fоп=12,8 кН; в) суммарная ширина зоны контактамедной подкладки с обечайкой 22 мм, радиальное усилие разжатия секторовFс=18,1кН,осевоеподжатиеFоп=6,4кН.Результатычисленногомоделирования соответствуют режиму сварки Iсв=115А, Vсв=10 м/ч, lмп=3 мм,qп=156 кДж/м.а)б)в)Рисунок 4.29.

Характеристики

Список файлов диссертации