Диссертация (1026249), страница 5

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

Текст из файла (страница 5)

Для решения этой проблемы Голдаком [105,106]первоначальнобылапредложенамодельполуэллипсоидальногоисточника нагрева, в котором тепловой поток распространяется не понормально-круговому закону, а по всему объему источника. Тепловой потокдостигает максимального значения в центре источника нагрева, распределениепо объему которого задается в соответствии с Рисунком 1.5 следующимвыражением:q(x,y,z)=qmaxexp(-Ax2-By2-Cz2),гдеА, В и С(1.8)- коэффициенты распределения теплового потока.Рисунок 1.5. Полуэллипсоидальное распределения тепла в источникеТак как тепловой поток распределен внутри объема источника, то егоплотность может быть выражена следующим образом:q   UI q m ,2 ABC(1.9)где2 Q ABC(1.10) Предполагая, что 95% энергии вводится внутрь полуэллипсоида, тепловойqm поток вычисляет следующим образом:q(ah,0,0)=qmexp(-Ah2)=0,05qm(1.11)Принимая A=3/ah2, B=3/bh2, C=3/ch2 и подставляя их в выражения (1.9,1.10), получим:32 3x 2 3 y 2 3z 26 3Qq ( x, y, z ) exp   222a h bh c h abchhh(1.12)При равенстве коэффициентов ah, bh и ch модель превращается вполусферическую.использовандляПолусферическийописаниясварочнойисточникваннынагреваприможетсваркебытьленточнымэлектродом.1.2.3.2.

Модель двойного эллипсоида ГолдакаДля уменьшения погрешности, возникающей при описании формысварочной ванны для концентрированных источников нагрева, Голдаком былпредложен комбинированный источник нагрева [69, 75, 77, 92, 102, 107],состоящий из двух полуэллипсоидов, представленных наРисунке 1.6. Взарубежной научной литературе и конечно-элементном пакете SYSWELD[116] этот источник имеет название двойной эллипсоид Голдака.Рисунок 1.6.

Распределение теплового потока в модели двойногоэллипсоида ГолдакаДля точки внутри первого полуэллипсоида, расположенной в переднейчасти сварочной ванны, тепловой поток определяется по следующемувыражению:33q ( x, y, z ) гдеff 3x 2 3 y 2 3z 2exp 221 1 1 a 2a b c f bc6 3( f f Q), x  0 ,(1.13)- часть теплового потока в передней части ванны.Для точек (x, y, z) внутри второго полуэллипсоида в задней частисварочной ванны, тепловой поток описывается выражением: 3x2 3 y 2 3z 26 3 ( f zQ )q ( x, y , z )  1 1 1exp   2  22 aa b c f bcгдеfz, x  0,(1.14)- тепловой поток в задней части сварочной ванны.Применение подобных источников нагрева целесообразно для описаниягеометрии сварного шва при неполном проплавлении дуговыми способамисварки. Например, сварные швы с поперечным сечением вида в соответствии сРисунком 1.7, а.

Для моделирования сварных швов более сложной формы, какна Рисунке 1.7, б, используется сочетание четырех и более эллипсоидов дляточного моделирования [24, 73, 101, 133].Рисунок 1.7. Описание использования двойного эллипсоида (А) и болееточная форма описания четырьмя эллипсоидами (В)1.2.3.3. Модель конического источника нагреваМодель конического источника нагрева используется для определенияпараметров геометрии сквозного проплавления при электронно-лучевой иплазменной сварках [12, 26, 50, 62, 114]. Она представляет собой комбинацию34нормально-круговых источников нагрева введенных с лицевой и обратнойстороны сварного шва. Вид источника нагрева и схема распределениятепловых потоков представлены на Рисунке 1.8.б)а)Рисунке 1.8. Подвижный конический источник нагрева (а) иего параметры (б)Введенный в изделие тепловой поток выражается формулой:  r2 q ( x , y , z )  q 0 exp  2  , r0 где r и r0 равны соответственно:r(1.15)x2  y2 ,(1.16)r0  re  ( re  ri ) * ( z e  z ) /( z e  z i ),где(1.17)qr- удельный тепловой поток;rе- радиус пятна нагрева в верхней плоскости z=ze;ri- радиус пятна нагрева в верхней плоскости z=zi.1.2.3.4.

Моделирование геометрии сварного шва при сварке со сквознымпроплавлением методами конечных элементов (МКЭ)и конечных разностей (МКР)Решение уравнения теплопроводности численными методами позволяетмоделироватьформупроплавления,возникающуюотвоздействия35электронного пучка, лазерной и плазменной сварки и высокоамперныхсварочных дуг.

Для подобных случаев Голдаком [92, 107] была предложенакомплексная модель распределения мощностей в виде двух полуэллипсоидов.Для оценки величины остаточных сварочных напряжений в стыковомсоединении из аустенитной стали ALSI 304 толщиной 1,6 мм в работе [91], вкотором геометрия сварного шва стыкового соединения описывалась двойнымэллипсоидом Голдака [107]. Авторами работы не была указана погрешностьразработанной численной модели.В статье [101] рассматривали распределение остаточных напряжений,возникающих при АрДС на весу со сквозным проплавлением жаропрочногоникелевогосплаваInconel718сиспользованиемсовмещенноготермодеформационного анализа. Верификация распределения остаточныхнапряжений по результатам численного моделирования проводилась сиспользованием техники нейтронной дифракции.Образцы представлялисобой тонкие пластины размерами 200·100·2 мм. Сварку проводили на режимеIсв=80А, U=9 В, Vсв=1,59 мм/с.

Для определения распределения температуры отреального источника нагрева использовали термопары K-типа, расположенныепоперек сварного шва. Для совмещенного термодеформационного анализаиспользовали конечно-элементный комплекс ABAQUS. Геометрия сквозногопроплавления определялась по изотерме плавления от подвижного источника,удельный тепловой поток которого задавался по формуле: иQ,a 2- размер конечного элемента, м.qr гдеа(1.18)Конвективная теплоотдача была учтена с верхней и нижней гранейобразца по формуле:qconv(T)=h(T0-T∞),гдеh- коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2·К);Т0- начальная температура (Т=20ºС).(1.19)36Для анализа остаточных напряжений после сварки использовали типлинейнойупругопластическойзадачисизотропнымупрочнением.Врезультате сравнения экспериментальных данных о распределении остаточныхнапряжений и численных, выявили их удовлетворительную сходимость(расхождение с экспериментом не более 10%). При этом авторы статьиустановили, что при решении упругопластической задачи целесообразноиспользование конечных элементов «высокого» порядка (гексаэдрический типс 20 узлами) и в качестве метода решения было необходимо применять либо3D Лагранжевый метод, либо 2D метод Эйлера [36].Работа[94]посвященаопределениюостаточныхнапряженийидеформаций при воздействии поверхностного Гауссового источника нагревапри сварке стали 25 (GB/T 699-1988) толщиной 2 мм со сквознымпроплавлением.

АрДС проводилась на следующих режимах: Iсв=180 A, U = 10В, Vсв =10 мм / с, ηи = 0,75, rн = 6 мм. Начальная температура составляла 25 ° С.Кроме того, для сокращения времени вычислений и снижения требований кконфигурации компьютера, использовали 3D-модель половины пластины.Реализация 3D модели получена в комплексе ANSYS 11.0.

Результатамиработы послужили рекомендации по оптимизации параметров режимов сварки,обеспечивающих наименьшие остаточные напряжения и деформации изделия.Однако, авторами статьи не были указаны диапазоны варьированияпараметров режима сварки.В работе [100] для получения картины распределения остаточныхнапряжений по толщине при электронно-лучевой сварки титанового сплаваTA15 толщиной 50 мм форма геометрия сквозного проплавления описываласькомбинацией 2D-конического объемного источника тепла с комбинациейГауссового и линейного источников нагрева. О точности полученныхрезультатов авторами указано не было.Решение уравнения теплопроводности для пластины из стали 12Х18Н10Тразмерами 200·100·10 мм методом функции Грина приведено в работе [12].

С37помощью комбинированного источника нагрева была рассчитана геометриясварного шва со сквозным проплавлением при электронно-лучевой сварке,термическиециклысваркиимгновенныескоростиохлаждения.Комбинированный источник нагрева представлял собой сочетание линейногоисточника нагрева по глубине и точечного на поверхности. Авторами былапредставлена лишь методика для моделирования геометрии сквозногопроплавления.Геометрия стыкового сварного шва при АрДС в работе [41] описываласьизотермамиплавленияотподвижногокомбинированногоисточника,представляющего собой сочетание двух нормально-круговых источников, одиниз которых вводился с лицевой поверхности шва, другой – через поверхность,разделяющую образец на 2 части.

Авторами не были приведены сведения оматериал изделия и диапазонах режимов сварки.В статье [43] приведены математические методы анализа импульсноговоздействия концентрированного источника (сварочной дуги) на течениепроцессовтеплопереноса,плавления,кристаллизациииобразованиесопутствующих им деформационных процессов при АрДС пластин 80·40·8 ммиз низколегированной стали 10Г2С на весу. Для решения задачи методомконечных разностей трехмерную задачу разбивали на 2 двумерные.

Авторамибыли определены режимы сварки, обеспечивающие сварному соединениюболее равномерную упорядоченную структуру по всей длине и повышеннуюпрочность в зоне термического влияния. Подобный подход позволилсущественно снизить расчетное время численной модели не теряя при этом вточности полученных результатов. Схожая методика применена в работах [35,100] для оценки управляющих воздействий при сварке на качество сварныхсоединений, а также для оценки влияния колебаний параметров режимоворбитальной сварки на размеры сварного шва в многоуровневом описаниитехнологических процессов [29, 125].38В работе [108] с помощью метода конечных элементов моделировалитрехмерную тепловую задачу и движение расплавленного металла в сварочнойванне для определения геометрических размеров ванны, термических циклов,температурных градиентов в ванне и скорости охлаждения при АрДСнержавеющей стали 304 на медной подкладке.

Характеристики

Список файлов диссертации