Диссертация (1026249), страница 4

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

Текст из файла (страница 4)

Модели аналитического расчета температурных полей, основанныена теории тепловых полей Н.Н. РыкалинаПрименение аналитических исследований, основанных на методаханалитическогоописаниятемпературныхполей,разработанныхН.Н.Рыкалиным, при которых введение схемы подвижных источников нагревапозволяет упростить модели распространения тепла от реальных сварочныхисточников [4, 11,14, 31, 33, 37, 56, 60, 64, 65].Первые модели геометрии проплавления, предложенные в работе [64],были основаны на использовании принципа местного влияния.

Тепловойисточник моделировался в пространстве как точечный, линейный илиповерхностный. Каждый из них мог быть неподвижным, подвижным илибыстродвижущимся [18].25Для однопроходной сварки листов со сквозным проплавлением, используярасчетную схему быстродвижущегося линейного источника нагрева впластине без теплоотдачи, Н.Н. Рыкалиным для расчета ширины сварного швапредложено следующее выражение [18, 64]:2q п  exp e ,с  ( Т пл  Т н )где(1.1)qп- погонная энергия, Дж/см;δ- толщина пластины, см;сρ- объемная теплоемкость, Дж/(см3·К);Тн и Tпл- начальная температура и температура плавления, ºС.В дальнейшем Н.Н.

Рыкалиным и А.И. Бекетовым были использованыбезразмерные критерии, характеризующиедлину, ширину и площадьсварочной ванны и зависящие от свариваемого материала и принятой схемыисточника тепла [65]. Полученные таким образом эмпирические формулы дляопределения основных параметров сварочной ванны как со стороны лицевогошва, так и с обратной стороны пластины во всем диапазоне рекомендованныхрежимов АрДС стали Х18Н10Т со сквозным проплавлением на весу. Ксожалению, авторами работы не были указаны диапазоны измененияпараметров режимов сварки.При исследовании размеров ванны авторами [32, 33] были использованызависимости размеров сварочной ванны от параметров режима сварки в видесвязи между безразмерными критериями, такими же как и в работе [56]:V 2FLVB , , a2aa2и критерием режима:(1.2)26p гдеqV, T пл a F- площадь проплавления, см2;(1.3)λ- коэффициент теплопроводности, Вт/(см·ºС);a- коэффициент температуропроводности, см/с2.С использованием безразмерных критериев были обработаны результатыэкспериментального определения параметров геометрии сварного шва приАрДС в нижнем положении на весу пластин из стали Х18Н10Т толщиной 4-6мм.

Вольфрамовый электрод при этом затачивали на конус (с углом 30-40° спритуплением диаметром 1-2 мм) перед каждым зажиганием сварочной дуги,что обеспечивало большую стабильность теплового режима дуги. Длину дугиподдерживали постоянной, равной 0,8 мм при сварке пластин толщиной 2 - 4мм и 1 мм – для пластин 5 - 6 мм. За некачественные были приняты режимы,сварка на которых приводила к нестабильности сварочной ванны и прожогам.Для количественной характеристики разброса экспериментальных данныхбыли определены параметры геометрии сварного шва на 12 образцах,полученных на строго неизменном режиме (Iсв=210 А, Vсв=0,239 см/сек).Ошибка при аналитическом определении параметров проплавления непревышала в среднем 10%.

Для лицевой стороны шва зависимость ширинышва от параметров режима сварки имела вид [32, 33]:е 0 , 348аTпqп,(1.4)Для обратной стороны шва:е1 0 , 214аTпqп(1.5)Авторами работы не были приведены данные по исследованномудиапазону скорости сварки и силы сварочного тока.27Отмеченные в работах [4, 56] расхождения между экспериментальными ирасчетными данными объясняется принятой схемой идеализации процесса, атакже отсутствием учета энергий фазовых переходов в перечисленныхматематических моделях.Авторами работы [11] была предпринята попытка связать ширинусварного шва с коэффициентом сосредоточенности сварочной дуги k по схеменагреваподвижнымнормально-круговымисточникомнагревадляполубесконечного тела.

В результате исследования установлено возрастаниекоэффициента сосредоточенности источника при увеличении скорости сваркии уменьшения мощности дуги. Экспериментальная проверка расчетнойметодики осуществлялась при аргонодуговой сварке на весу вольфрамовымэлектродом коррозионно-стойкой стали 12Х18Н10Т толщиной 2 мм наследующих режимах – Iсв=180A, U=13В и Vсв=1,26 см/с, при котором былопределен коэффициент k, равный 6,7 см-2. Экспериментальные и расчетныеданные этой работы совпадали с удовлетворительной точностью при ηи=0,70,75, но количественные взаимосвязи параметров геометрии сварного шва спараметрами режимов сварки в работе приведены не были.В статье [1] изучали влияние режимов автоматической АрДС на процессформирования корневого шва на весу.

Исследование проводили на пластинахиз стали Х18Н10Т толщиной 3 мм, с параметрами режима сварки: Iсв=100240А, Vсв=3-37 м/ч, lд=0,8-3,0 мм. При сварке применяли вольфрамовыйэлектрод диаметром 4 мм с постоянным углом заточки. В работе определялихарактер изменения ширины сварного шва, усиления и высоту обратноговалика от указанных параметров режима. Полученные данные показали, чтозависимости ширины от сварочного тока и скорости сварки в основномдостаточно точно описываются уравнением распространения тепла мощноголинейного быстродвижущегося источника без теплоотдачи в окружающуюсреду:28егде0 , 484 qV св с  1(1.6)γ1- удельный вес металла ванны, г.;q- полная мощность дуги, Вт.Эффективный КПД для дуговой сварки ηи был принят равным 0,5.Используя ранее полученные данные по определению объема металла ванны, вработе получена эмпирическая формула для определения усиления сварногошва:g=kαТплδ (см),kгде(1.7)- поправочный коэффициент, для аргонодуговой сваркиk=1,33-1,84 [1].Сопоставление данных, вычисленных по формуле (1.6), с результатамиэкспериментов показало их удовлетворительную сходимость на режимах смалой погонной энергией (погрешность не превышала 15%).В работах [31, 34, 60] расчет ширины сварного шва осуществлялся поформуле (1.6), что и в работе [1], но с использованием поправочныхэмпирическихкоэффициентов.осуществляласьвнижнемСваркаположениивольфрамовымбезразделкиэлектродомкромок.Такиекоэффициенты получены для малоуглеродистой и нержавеющей стали, титанаи меди.

Опыты проводились на пластинах из сталей Ст.3 δ=4 мм, 1Х18Н10Тδ=2,5; 4 и 6 мм, сплава ВТ-1 δ=3 мм. Авторами работы не были представленыколичественные взаимосвязи геометрии сварного шва с параметрами режимовАрДС.На основании проведенного выше обзора можно сделать вывод о том, чтоаналитические описания температурных полей, создаваемых подвижнымираспределеннымиобеспечитьисосредоточеннымиудовлетворительнуюточностьисточникамитолькопринагрева,могутиспользовании29экспериментальных данных, прежде всего по эффективному сварочной дугиКПД и коэффициенту сосредоточенности для распределенного источниканагрева. Эти дополнительные параметры усложняют модель и для ихопределения необходимо проведение экспериментов для конкретных условийсварки.Существенным недостатком аналитических моделей является усреднениетеплофизических параметров нагреваемых металлов и условный учеттеплоотдачи в медную подкладку при сварке.

В некоторых работах [31, 33] онпринимается средним по толщине. Ориентировочные значения теплоотдачи вподкладку и прижимы представлены в Таблице 3.Таблица 3.Значения величины теплоотдачи в зависимости отусловий закрепления [39]Z=10 ммZ=30 ммZ=10 ммZ=30 ммZ=10 ммZ=30 ммСтальнаянеохлаждаемая плитаТеплоотдача в воздух3,5-4,0×1033,3-4,0×1033,0-4,0×1031,6-2,0×103300-40080-17010-25α, Вт/(м2×°С)4,6-5,4×103ХарактеристикаэффективноститеплоотдачиТеплоотводящие прижимымедныеалюминиевыеСтальныеРасстояние между осью шва и прижимом Z,соответствует (1,5-1,8)×δВ связи с тем, что в рассмотренных выше аналитических моделях невозможно учесть реальные условий контакта сварного соединения с меднойподкладкой они также были исключены из дальнейшего рассмотрения.301.2.3. Моделирование геометрии сварного шва с помощьючисленных методовТрудность определения параметров источника нагрева обусловленасложностью взаимодействия реального источника теплоты (электрическойдуги, лазерного или электронного луча) с металлом, поэтому часто параметрыисточника определяют по размерам сварочной ванны, получаемой привыполнений экспериментальных исследований.

В то же время современныефизико-математическиеметодыисследованийпозволяютнетолькосущественно сократить время экспериментальной части исследований, но иснизить затраты на их проведение [30, 53, 59, 68, 82, 135, 139].При моделировании теплового источника с использованием численныхметодов для определения температурного поля наиболее широко применяютметоды конечных элементов (МКЭ) и методы конечных разностей (МКР).

Вотличие от моделей, основанных на классической теории тепловых полей,такие модели обладают рядом преимуществ:1)теплофизическиесвойстваматериалазадаютсяфункциейоттемпературы;2)имеется возможность решения контактных тепловых задач;3) возможен выбор необходимой точности расчета варьированиемпараметрами конечно-элементной сетки модели.Для выбора рациональной схемы источников нагрева, рассмотримосновные их виды, используемые для моделирования сварочных процессов.1.2.3.1. Полуэллипсоидальная модель ГолдакаДля сварочных процессов, в которых пульсации дуги сравнительнонебольшие,из-заотсутствияучетаэффектажесткостидугимодельраспределения Гаусса обладает низкой точностью. Еще одним немаловажнымфактором является то, что поверхностный источник нагрева не учитывает31образовавшийся кратер сварочной ванны, возникающий даже при малыхвеличинах погонной энергии.

Характеристики

Список файлов диссертации