Математическое моделирование температурного поля и формы ванны жидкого металла в условиях сварки под флюсом Текст научной статьи по специальности «Физика»

В1СНИК ПРИАЗОВСЬКОГО ДЕРЖАВНОГО ТЕХН1ЧНОГО УН1ВЕРСИТЕТУ

2001 р.

Вип. №11

УДК 621.79

Захарова И.В.^Чичкарев Е.А.

МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ТЕМПЕРАТУРНОГО ПОЛЯ И ФОРМЫ ВАННЫ ЖИДКОГО МЕТАЛЛА В УСЛОВИЯХ СВАРКИ ПОД ФЛЮСОМ

Представлено решение трехмерной температурной задачи для условий дуговой сварки под флюсом с учетом тепловыделения при фазовых переходах в интервале температур. Проанализированы факторы, влияющие на размеры двухфазной области по ходу сварки и в концевой части шва. Установлено, что к их сокращению и, следовательно, снижению вероятности появления дефектов усадочного характера ведут сварка на пониженной скорости с минимальным тепловым вложением, а также теплоизоляция ванны на концевом участке шва.

При сварке двухшовных газонефтепроводных труб большого диаметра одним из браковочных дефектов являются продольные трещины по центру металла шва, располагающиеся преимущественно на участке окончания рабочего шва по усадочным рыхлотам (утяжинам). При исследовании макроструктуры металла шва в области утяжин обнаруживаются наличие сетки мелких трещин, пустоты, заполненные шлаком. Причиной их образования считается затруднение питания жидким металлом локальных участков ванны [1].

Многодуговая сварка с повышенной скоростью отличается вытянутой формой сварочной ванны. При скорости сварки \св = 140... 200 м/ч длина ванны равна 250... 300 мм. Угол между боковыми поверхностями, являющимися границей раздела жидкого и закристаллизовавшегося металла, в этом случае не превышает 10°. Значительно увеличивается соотношение между длиной ванны и ее шириной. Поэтому с повышением скорости сварки резко ухудшаются условия питания жидким металлом хвостового участка ванны, где завершается кристаллизация шва в данном сечении [1].

Удобным средством для анализа влияния режима сварки на возможности возникновения усадочных дефектов в условиях многодуговой сварки под флюсом является расчетное определение температурного поля и формы жидкой ванны, как по ходу процесса, так и на концевом участке шва.

Расчет формы и размеров жидкой ванны в зависимости от режима сварки с удовлетворительной точностью возможен лишь численными (МКЭ или МКР) методами [2]. Теория распределения температуры в условиях сварочного термического цикла, основанная на классических уравнениях Н.Н. Рыкалина [3], не учитывает зависимости теплофизических характеристик металла от температуры, а также тепловой эффект фазовых превращений. По оценке [4], численное решение дает более достоверную картину, чем аналитическое, для области высоких температур.

Возможность возникновения усадочных дефектов и кристаллизационных трещин зависит от формы и размеров области двухфазного состояния металла [5], поэтому для их исследования в зависимости от режима и условий сварки многодуговой сварки под флюсом решена температурная задача для сварки пластин встык.

Процесс распределения теплоты в свариваемых пластинах описывался уравнением Фурье:

Система координат выбиралась следующим образом:

- ось ОХ направлена горизонтально вдоль шва;

- ось ОУ направлена вертикально перпендикулярно оси ОХ;

- ось ОЪ направлена горизонтально вдоль поверхности свариваемых тел перпендикулярно оси ОХ.

1 ГТГТУ, ассистент

2 ПГТУ, канд. техн. наук, ст. преп.

(1)

где Т(х,у,г, т) - температура металла; с = с(х, у, г, Т7) - коэффициент объемной теплоемкости металла; с = с(х, у, г, Т7) - коэффициент теплопроводности.

Температурная зависимость коэффициента теплопроводности учитывалась в соответствии с изменением агрегатного состояния металла:

А(х,у,г,т) =

м м

Т<Т8; Т5<Т<ТЬ,

(2)

[КФФ{Т\ Т>ТЬ;

где Атв, Аэфф - коэффициенты теплопроводности металла в твердой и жидкой фазе, в расчетах принимали Лэфф=5Атв ; коэффициент теплопроводности двухфазной области А,,,/,, рассчитывался по формуле [6]:

^дфз ~ Лив + гр ,,, эфф Ля в ) •

Ть-Т8

(3)

Следует учитывать, что на форму и размеры сварочной ванны существенное влияние может оказывать характер течения жидкого металла [7, 8]. В сварочной ванне существуют развитые циркуляционные потоки. Например, в экспериментах [9] зафиксировано существование потоков металла, направленных как в сторону хвостовой части ванны, так и в сторону перемещения дуги. По данным [10] средняя скорость движения металла в сварочной ванне равна 1,25уС6, где усв - скорость сварки. Данные о скорости потоков в ванне учитываются в тепловом расчете увеличением молекулярного (диффузионного) теплового потока А - grad(T) путем умножения его на коэффициент ек ~ 1...3 [11], учитывающий конвекцию расплава под влиянием сил поверхностного натяжения. Для условий плазменно-дугового переплава эффективный коэффициент теплопроводности в жидкости в 5... 6 раз больше, чем в твердом металле [7].

Аналогично учитывалась и температурная зависимость коэффициента объемной теплоемкости:

с(х,у,г,т) =

с,.

ьФ{т\ Т>ТЬ;

т5<т<ть,

(4)

где с„

- коэффициенты объемной теплоемкости металла в твердой и жидкой фазе, коэффициент объемной теплоемкости в двухфазной области сдф3 рассчитывался с учетом теплоты фазового превращения:

+ , X

С ЛЖъ - "

Ть-Т8

(5)

где х ' скрытая теплота плавления (кристаллизации).

Зависимости теплофизических свойств низколегированной стали от температуры аппроксимировались полиномами по данным [4].

Граничные условия записывались, исходя из условий теплообмена свариваемых пластин с внешней средой. На торце свариваемых пластин теплообмен происходит по закону Ньютона:

дх

(6)

где Т0шС, - температура окружающей среды; а - коэффициент теплоотдачи, который рассчитывался для условий теплообмена конвекцией и лучеиспусканием в зависимости от температуры поверхности. Наибольший интерес представляет участок окончания сварки, поэтому в начале расчетной области принималось условие

& х=0

позволяющее не учитывать концевого эффекта от начального участка.

На верхней и нижней границах ставились условия, учитывающие наличие теплообмена с окружающей средой и нагрев сварочной дугой:

-¡Я

ду

= а„

■{т-тлс)+Ча

(8)

у=И

ду

= ^\Т-Тос), (9)

у=О

1 , ^Фл , 1

(10)

где «эфф - эффективный коэффициент теплоотдачи на верхней границе расчетной области, учитывающий наличие слоя флюса,8шл,8фл - толщина шлаковой корки и слоя нерасплавленного флюса; Лшл, Лфл - коэффициент теплопроводности шлаковой корки и слоя нерасплавленного флюса; цсв - плотность теплового потока от сварочной дуги, которая рассчитывалась по формулам [12] для нормально-кругового источника:

Чае = Ч2ш ■ ЖР(К " ((* " + ^ )), (11)

Чгш=-*-> (12)

ж

К - коэффициент сосредоточенности теплового потока, ?] - эффективный КПД нагрева свариваемых тел; (/,. /г - напряжение и ток в ¡-й дуге. Расчеты выполнялись для трехдуговой сварки. На оси шва учитывалось условие симметрии:

а на границе расчетной области - условие отсутствия краевого эффекта:

Расчеты выполнялись для сварки листов толщиной ¡1=12... 20 мм и размеров расчетной области /г = 0,1 м и 4 = 0,5 м. Разностная схема составлялась интегро-интерполяционным методом [13]. Для решения системы разностных уравнений использовалась чисто неявная локально-одномерная схема. Поставленная задача теплопроводности является нелинейной, поэтому на каждом шаге по времени значений температур уточнялись итерационным путем до выполнения условия

та^-тЦке (14)

где й - счетчик итераций, £ - точность сходимости (в расчетах использовалось значение £ = 0,0001, для достижения желаемой сходимости достаточно в среднем 12...20 итераций). Поступление теплоты от сварочной дуги осреднялось по временному шагу.

Положения линий, отвечающим температурам ликвидуса и солидуса, определялась путем линейной интерполяции по сеточным значениям температур. Контроль точности аппроксимации формы сварочной ванны осуществлялся по образцам макроструктуры внутренних и наружных швов на газонефтепроводных трубах диаметром 1420 мм. Исследованные режимы сварки приведены в таблице.

Таблица - Режимы сварки наружных швов для труб размером 1420x16,8 мм.

Шов 1 дуга 2 дуга 3 дуга Усв, м/ч

/, А и, В 1,А и, В /, А и, В

Внутренний 1200+50 37+5 1100+50 35+5 1050+50 50+5 135+5

Наружный 1350+50 35+5 1200+50 35+5 1150+50 50+5 130+5

Установлено, что к увеличению длины двухфазной области в хвостовой части ванны ведут как увеличение скорости сварки, так и увеличение погонной энергии при постоянной скорости сварки. Наиболее сильно режим сварки сказывается на ходе затвердевания ванны после выключения источника нагрева в концевой части трубы. В зависимости от толщины и теплопроводности слоя флюса меняется угол наклона боковых стенок сварочной ванны, который может достигать 0...6 т.е. ванна приближается по форме к О-образной по терминологии [14].

Кроме того, с увеличением интенсивности теплообмена ванны с окружающей средой сокращается время, необходимое для полного исчезновения жидкого металла с T>TL в концевой части шва. Этот результат расчета соответствует выводам [1] о влиянии грануляции флюса на частоту появления утяжин (флюс крупной грануляции или пылевидный флюс приводят к ее увеличению).

Таким образом, расчетным путем установлено, что к сокращению размеров двухфазной области и, следовательно, вероятности появления дефектов усадочного характера ведут сварка на пониженной скорости с минимальным тепловым вложением, а также теплоизоляция ванны на концевом участке шва за счет использование флюса рационального гранулометрического состава.

Выводы

1. Получено решение трехмерной задачи Стефана с учетом существования двухфазной области в сварочной ванне и неявным выделением границ расплавления основного металла. Результаты ее численного решения свидетельствуют о возможности применения предложенного алгоритма для анализа температурного поля и формы жидкометаллической ванны в зависимости от условий сварки под флюсом.

2. Установлено, что к сокращению размеров двухфазной области и, следовательно, вероятности появления дефектов усадочного характера ведут сварка на пониженной скорости с минимальным тепловым вложением, а также теплоизоляция ванны на концевом участке шва за счет использование флюса рационального гранулометрического состава.

Перечень ссылок

1. Манделъберг С.Л., Семенов С.Е. Образование усадочных раковин на поверхности шва при многодуговой сварке под флюсом с повышенной скоростью. // Автоматическая сварка. -1962. - №6. - С. 17-20.

2. Дмитрик В.В. Расчетное определение температурных полей в сварных конструкциях. // Автоматическая сварка. - 1998. - № 10. - С.29-31.

3. Рыкалин H.H. Расчеты тепловых процессов при сварке.- М.: Машгиз, 1951. - 296 с.

4. Применение ЭВМ для численного решения температурного поля при сварке встык тонких пластин. / Ларионов В.П., Павлов А.Р., Тихонов А.Г. и др. //Автоматическая сварка. - 1979. -№ 11. - С. 19-22.

5. Технология электрической сварки металлов и сплавов плавлением. / под ред. Б.Е. Патона. -М.: Машиностроение, 1974. - 767 с.

6. Аммосов А.П., Николаев В.Е., Аммосов С.П. Расчет температурного поля с учетом производительности сварки//Свар, пр-во. - 1993. -№11-12. - С. 18-20.

7. Размышляев А.Д. Магнитное управление формированием швов при дуговой сварке. - Мариуполь :Изд-во ПГТУ, 2000. - 245 с.

8. Букаров В.А., Ищенко Ю.С., Лошакова В.Г. Влияние конвекции металла в сварочной ванне на проплавление // Свар, пр-во.- 1978. - № 11. - С.4-7.

9. Кузъменко В.Г. Определение скорости движения жидкого металла и шлака при дуговой сварке под флюсом. // Автоматическая сварка. - 1997. - № 10. - С.21-25, С.31.

10. АвдеевМ.Е. Анализ гидродинамических явлений в сварочной ванне. // Свар, пр-во. - 1973. -№ 10. - С. 1-3.

11. Судник В.А., Ерофеев В.А. Расчеты сварочных процессов на ЭВМ. Учебное пособие. - Тула: Тульский политехи, ин-т, 1986. - 100 с.

12. Теория сварочных процессов / под ред. В.В. Фролова. - М.: Высшая школа, 1988. - 559 с.

13. Дулънев Г.Н., Парфенов В.Г., Сигалов A.B. Применение ЭВМ для решения задач теплообмена. - М.: Высшая школа, 1990. - 207 с.

14. Серенко А.Н., Шаферовский В.А., Патрикеев А.И. Сварка толстолистовой стали с программированием процесса. - Мариуполь: Изд-во ПГТУ,2000. - 296 с.

Чичкарев Евгений Анатольевич. Канд. техн. наук, ст. препод, кафедры ТМП, окончил Московский химико-технологический институт им. Д.И.Менделеева в 1987 г. Основные направления научных исследований - совершенствование технологии внепечной обработки и разливки стали, термодинамика и кинетика сталеплавильных процессов.

Захарова Ирина Вячеславовна. Аспирант кафедры оборудования и технологии сварочного производства, окончила ПГТУ в 1997 г. Основные направления научных исследований - исследование дефектов в околошовной зоне сварных соединений.

Статья поступила 13.06.01.