Численное моделирование формы проплавления при аргонодуговой сварке неплавящимся электродом на медной подкладке Текст научной статьи по специальности «Физика»

МАШИНОСТРОЕНИЕ

УДК 621.791

В. В. Атрощенко, В. М. Бычков, Р. В. Никифоров, А. Н. Паутов, А. А. Логоня

ЧИСЛЕННОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ФОРМЫ ПРОПЛАВЛЕНИЯ ПРИ АРГОНОДУГОВОЙ СВАРКЕ НЕПЛАВЯЩИМСЯ ЭЛЕКТРОДОМ НА МЕДНОЙ ПОДКЛАДКЕ

Статья посвящена определению влияния теплоотвода в медную подкладку на размеры ширины шва при аргонно-дуговой сварке тонколистовых материалов и разработке методики построение численных моделей расчетов теплового поля с применением экспериментально полученных поправочных коэффициентов. Дуговая сварка; численное моделирование; теплопередача в подкладку, контактное термическое сопротивление; измерение температуры термопарами

В настоящее время в связи с увеличением количества данных в области сварки, полученных в результате научных исследований и производственного опыта, возникает необходимость обобщения этих данных в виде закономерностей, которые могли бы использоваться в сварочных компьютеризированных автоматах, а также служить справочным материалом для широкого круга специалистов. Однако моделирование сварки встык тонколистовых материалов на медной подкладке сопряжено с некоторыми трудностями, поскольку имеет место значительный теплоотвод в подкладку, достаточно точно определить величину которого без экспериментов невозможно.

Для получения расчетной модели с экспериментальными коэффициентами, описывающей реальное влияние теплоотвода на ширину стыкового шва при аргонно-дуговой сварке на медной подкладке проводилось сравнение расчетного поля температуры, полученного при численном моделировании, с экспериментально измеренными значениями температуры.

Для описания температурного поля Т(х, у, г, ^ в плоском образце размером 50x100x2 мм использовали дифференциальное нелинейное уравнение теплопроводности:

с(Т )р(Т) = 1(Т)

ді

д 2Т д 2Т д 2Т дх2 ду2 дz2

(1)

где р(Т) - плотность, кг/м3; ЦТ) - коэффициент теплопроводности, Вт/(мхК); с(Т) - удельная теплоемкость, Дж/(кг°С). Зависимость теплофизических свойств стали от температуры р(Т), ЦТ), с(Т) принимали согласно литературным данным [1].

В использованной нами расчетной схеме сквозного проплавления тепловая мощность сварочной дуги для одной из свариваемых пластин частично вводится через ее боковую поверхность в плоскости стыка, а частично - через верхнюю поверхность пластины. Изотермы температуры плавления от движущихся распределенного и сосредоточенного источников имитируют поверхность солидуса сварочной ванны Т (х, у, г) = Т*.

Линейный тепловой источник был задан как тепловой поток через плоскость, которая разделяет образец на 2 части (рис. 1) по формуле [2]:

д( х, і) =

9і

4аИ4к

ехр

(2)

где а - размер конечного элемента, м; Н - толщина стали, м; АХ = Х0 - КТ1МЕ - перемещение по оси Х.

Нормально-круговой источник нагрева на верхней поверхности рассчитывался по формуле [2]:

д (х, у, і) = ^ехр-(Л"2+7 2)), р

(3)

где к - коэффициент сосредоточенности дуги,

-2

м.

Граничные условия теплопередачи с внешних поверхностей определяли удельный тепловой поток при конвекции и излучении. Радиационное излучение учитывалось только на поверхности А и рассчитывалось по формуле:

д1г = єС0 (Т4 - Т/),

(4)

где Т - температура тела; Тс - температура окружающей среды (20 °С); С0 - постоянная Сте-

фана-Больцмана С0 = 5,67’ 10“ Вт/(м •К); е -излучательная способность стали, которую принимали согласно данным работы [3].

Контактная информация: 8-937-340-30-76

Удельный тепловой поток при конвективном теплообмене принимали равным q2k = = 25 Вт/(м2^К) по данным работы [3] для свободных поверхностей кроме А, В и Б, как показано на рис. 1.

образца и медной подкладки воспользовались выражением, приведенным в справочнике [4]:

Рис. 1. Расчетная схема модели

Граничные условия контакта сталь-медь рассматривались как сумма термических проводимостей воздушной прослойки авоз между микровыступами контактируемых материалов и металлического контакта аМ, для расчета которых использовали методику из справочника [4].

Термическая проводимость воздушной прослойки описывается выражением:

21 в°з = 1,02 • 104 2 Вт , (5)

а =-

805 К^+к

м •град

где А,воз - теплопроводность воздуха, Вт/(м • °С); ^медь - микронеровность поверхности медной подкладки, мкм; йсталь - микронеровность поверхности стали, мкм.

Величина микронеровностей поверхности свариваемого образца из листовой стали 12Х18Н10Т в состоянии поставки и медной подкладки определяли с помощью портативного измерителя шероховатости ТЯ 100. Величина микронеровностей Яа на поверхности стали ^ее! = 0,54-0,72 мкм (для расчетов приняли

0,66 мкм), а на поверхности меди кСи = 2,13,61 мкм (приняли 2,90 мкм). Зависимость ЦТ) воздуха принимали по данным работы [4].

Для вычисления коэффициента, учитывающего площадь фактического контакта стального

* ф = -, ф Н

(6)

где Р - давление на образец, кг/см ; Н - твердость материала по Бринеллю, кг/см2.

Для расчета этого коэффициента использовали экспериментально измеренное давление прижимов Р = 9,85 кг/см2 и данные по твердости меди М1 из марочника [1]. В нашем случае получили для металлического контакта 5ф =

= 0,12, и поскольку эта величина относительно мала, то в соответствие с методикой [4], можно заключить, что термическая проводимость контакта приближенно может быть рассчитана только по значению авоз.

Поскольку теплопроводность воздуха зависит от температуры, для расчета была использована линейная зависимость, полученная аппроксимацией табличных данных в программе 8ТЛТ18Т1СЛ в виде выражения:

а(Т) = 10200 + 32Т. (7)

Эффективный КПД сварочной дуги определяли методом калориметрирования в стоячей воде по формуле:

спАТ

= иг ■ (8)

св

где с - теплоемкость воды, Дж/(кг^°С); п - масса воды, кг; АТ - перепад температур при кало-риметрировании, °С; и - напряжение на дуге, В; I - сила тока, А; ^в - время сварки, с.

Режимы сварки образцов и полученные при этом значения эффективного КПД приведены в табл. 1.

Сварка проводилась на образцах из нержавеющей стали 12Х18Н10Т размерами 100*50х2 мм на стенде, приведенном на рис. 2. При сварке на всех режимах использовали вольфрамовые электроды WL-20 диаметром 3 мм с углом заточки 30°, длина дуги 3 мм.

Температурное поле определялось численным решением задачи нелинейной теплопроводности, пример расчета которой приведен на рис. 3. для режима (д): I = 115 А, V = 12 м/ч, I = = 3 мм.

Таблица 1

Данные по режимам сварки и коэф( шциенты модели

Режим Сила тока, А Скорость сварки, м/ч Напряжение на дуге Эффективный КПД, % Коэффициент сосредоточенности дуги к, см-2

(а) 10 9,61 65,0 15,5

(б) 90 11 9,32 68,0 13,5

(в) 12 9,61 71,0 9,3

(г) 10 9,92 60,0 11

(д) 115 12 10,10 61,0 12

(ж) 15 10,27 64,0 11,3

(з) 18 10,31 65,0 10,5

(и) 16 11,11 67,0 8,5

(к) 140 19 11,01 67,0 6,4

(л) 22 10,87 70,0 5,9

(м) 25 10,55 71,0 6,7

(н) 18 10,95 62,0 7,2

(о) 160 20 11,10 63,0 6,8

(п) 23 11,27 65,0 7,2

(р) 26 11,36 65,0 5,6

б

Рис. 2. Общий вид экспериментальной установки (а) и схемы зажатия образцов (б)

б

Рис. 3. Пример расчета в пакете ЛК8У8/ МиШрИуБЮБ: а - распределение изотерм проплавления по лицевой части сварного шва; б - распределение изотерм проплавления по обратной части сварного шва.

Мощность источников нагрева и коэффициент сосредоточенности дуги подбирались по следующему алгоритму - вначале по полуширине обратного валика подбиралась эффективная мощность линейного источника нагрева, после чего - по полуширине сварного шва выбирался коэффициент сосредоточенности дуги для нормально-кругового источника нагрева. В результате моделирования было установлено, что мощность линейного источника нагрева должна составлять 1/5 от общей мощности для того, чтобы ширина шва с лицевой и обратной стороны соответствовала экспериментальным данным.

Проверка расчетной методики определения проводимости теплового контакта осуществлялась путем записи термических циклов с термопар в медной подкладке, установленных в соответствии с рис. 4 и последующим их сравнением с термическими циклами узлов конечноэлементной сетки медной подкладки при расчете контактной тепловой задачи. При этом термопары типа «К» зачеканивали в медную пластину на глубину 1,5 ± 0,5 мм и заливали термостойким герметиком.

а

а

Мед ная подкладка

СО 10

-І1

T1 T2 ТЗ п

Рис. 4. Схема установки термопар в медную подкладку

Термические циклы снимались с помощью цифрового 4-канального измерителя температуры CENTER 309. На рис. 5 представлены термический цикл режима (д).

0 4 8 12 16 20 24 28 32 36

Время сварки, сек

Рис. 5. Термический цикл режима (д) в соответствии с табл. 1

На каждом из приведенных режимов сваривалось по 3 образца. Лицевую ширину сварного шва и ширину обратного валика фотографировали и обмеряли по 5 точкам с интервалом 8 мм в программе КОМПАС. Провисание сварного шва измерялось с помощью сконструированного приспособления рис. 6, а, в качестве измерительного прибора которого выступал индикатор перемещения часового типа НЧ-4. Экспериментальные данные параметров сварных швов обрабатывались в программе 8ТАТ18Т1СА с выборкой по медиане с квантилями .25 и .75.

Полученные в результате моделирования значения коэффициентов сосредоточенности дуги линейно аппроксимировали в среде пакета МаШСаё, конечные формулы для вычисления параметров шва представлены в табл. 2.

и.

eft

а б

Рис. 6. Приспособление для измерения высоты обратного валика сварного шва (а) и измерение размеров сварного шва (б)

Т аб л и ца 2

Формулы для определения параметров сварного шва

Сила тока, А Диапазон скоростей сварки V, м/ч Ширина шва b, мм Ширина обратного валика от погонной энергии (q, Дж/м), bi

90 10-12 b = 8,780,034V b1 = -7,65 + 750q

115 10-18 b = 6,660,068V b = -0,25 + 292,3q

140 16-25 b = 7,870,113V b = -4,59 + 564,2q

160 18-26 b = 9,860,172V b = -5,21 + 636,9q

Таким образом, данная методика позволяет получить формулы для расчета параметров сварного шва при аргонодуговой сварке непла-вящимся электродом на медной подкладке заданной формы, основываясь на численном решении уравнения теплопроводности в пакете АК8У8/МиШрИу8Ю8 в результате введения поправочных коэффициентов, полученных экспериментально.

ВЫВОДЫ

1. Для получения расчетной модели, адекватно описывающей влияние теплоотвода на ширину стыкового шва при аргонно-дуговой сварке на медной подкладке необходимо введение экспериментально полученных коэффициентов контактной теплопроводности между свариваемыми листами и подкладкой.

2. Полученные формулы позволяют вычислить лицевую ширину шва и ширину обратного валика шва в диапазоне режимов сварки, обеспечивающих бездефектное формирование сварного шва в соответствие с ГОСТом 1477176 «Сварка в защитных газах» типа соединения С4, с точностью 5-7%.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Сорокин В. Г., Гервасьева М. А.. Стали и сплавы. Марочник. М.: Интермет Инжиниринг, 2001. 608 с.

2. Рыкалин Н. Н. Расчеты тепловых процессов при сварке. М.: Машиностроительная литература, 1951. 291 с.

3. Шейндлин А. Е. Излучательные свойства твердых материалов. М.: Энергия, 1974. 472 с.

4. Шлыков Ю. П., Ганин Е. А., Царев-ский С. Н.. Контактное термическое сопротивление. М.: Энергия, 1977. 328 с.

ОБ АВТОРАХ

Атрощенко Валерий Владимирович, проф., зав. каф. оборудования и технологии сварочн. производства. Дипл. инженер-электромеханик (УАИ, 1974). Д-р техн. наук по автоматизации техн. процессов пр-ва (Ленинградск. электротехн. ин-т, 1991).

Бычков Владимир Михайлович, доц. той же каф. Канд. техн. наук по моделированию процессов сварки (УГАТУ, 1980). Иссл. в обл. физ. и технологи-ческ. аспектов дуговой сварки и линейной сварки трением.

Никифоров Роман Валентинович, асп. той же каф. Иссл. в обл. физ. и технологическ. аспектов дуговой сварки и линейной сварки трением.

Паутов Анатолий Николаевич, студ. той же каф. Иссл. в обл. аргонодуговой и электронно-лучевой сварок.

Логоня Артем Алексеевич, студ. той же каф. Иссл. в обл. аргонодуговой и электронно-лучевой сварок.