Визначення умов штучного охолодження при зварювані балкових конструкцій з легованих сталей (таврова балка)

Тип работы:
Магистерская работа
Предмет:
Производство и технологии


Узнать стоимость

Детальная информация о работе

Выдержка из работы

МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ, МОЛОДЕЖИ И СПОРТА УКРАИНЫ

ВОСТОЧНОУКРАИНСКИЙ НАЦИОНАЛЬНЫЙ УНИВЕРСИТЕТ

им. В.И. ДАЛЯ

КАФЕДРА «ОМД и С»

МАГИСТЕРСКАЯ РАБОТА

ТЕМА: ВИЗНАЧЕННЯ УМОВ ШТУЧНОГО ОХОЛОДЖЕННЯ ПРИ ЗВАРЮВАНІ БАЛКОВИХ КОНСТРУКЦІЙ ИЗ ЛЕГОВАНИХ СТАЛЕЙ (ТАВРОВА БАЛКА).

Выполнил студент гр. ММз-781 Хучев А. В.

Луганск 2013

Реферат

Пояснювальна записка містить: стр. 85, рисунків 35, таблиць 17.

Ключові слова: штучне охолодження при зварюванні, активна зона, зварювання з тепловідводів, післязварювальна обробка, швидкість охолодження сталі, термообробка зварних конструкцій, вібраційна обробка, температурні поля при зварюванні, структурна діаграма, діаграми анізотерміческого перетворення аустеніту, гідравлічні форсунки, зварювальний стан.

Об'єкт дослідження — процес регулювання штучного охолодження при зварюванні.

Мета роботи — оптимізація умов штучного охолодження при зварюванні легованих сталей. Для регулювання швидкості охолодження сталей, яке дозволяє змінювати структурні перетворення сталей при зварюванні.

У роботі було використано метод дослідження — теоретичний.

В результатах роботи було визначено за допомогою чого регулювати штучне охолодження при зварюванні легованих сталей і був розроблений стан для зварювання таврових балок зі штучним охолодженням.

Визначено в роботі температурні поля при зварюванні, швидкості охолодження при зварюванні сталей. Були побудовані графіки швидкостей охолодження легованих сталей. Визначено деформації при зварюванні таврової балки без штучного охолодження і з ним.

Зміст

Введення

1. Застосування штучного охолодження для зниження залишкових деформацій і напруг легованих сталей

1.1 Активна зона і її зв’язок з температурним полем, що виникають при зварюванні

1.2 Методи регулювання зварювальних деформацій і напруг

1.3 Відомі способи зварювання із тепловідведенням

1.4 Класифікація легованих сталей

1.5 Застосування таврових балок в промисловості

2. Методика дослідження

2.1 Розміри таврової балки

2.2 Способи і режими зварювання

2.3 Характеристика обраних сталей

2.4 Вибір способу охолодження сталей

2.5 Розрахунок швидкостей охолодження після зварювання

2.6 Розрахунок деформацій таврових балок

3. Впливи штучного охолодження при зварюванні на швидкість охолодження обраних сталей

3.1 Температурні поля при зварюванні тавра

3.2 Температурні поля при зварюванні тавра з використанням штучного охолодження

3.3 Визначення швидкості охолодження для сталей після зварюванні тавра

4. Оптимізація умов штучного охолодження при зварюванні таврової балки з легованих сталей

4.1 Оптімізація умов штучного охолодження при зварюванні таврової балки з обраних сталей

4.2 Визначення деформацій після зварюванні таврової балки

4.3 Впливи штучне охолодження при зварюванні таврової балки на деформації

4.4 Розробка зварювального стенду з штучним охолодженням таврових балок

5. Охорона праці та безпека у надзвичайних ситуаціях

5.1 Дослідження шкідливих та небезпечних аерозолів при зварюванні таврових балок із сталей різного хімічного складу

Висновки

Список використаних джерел

Введення

Однією з основних проблем, з якими доводиться стикатися при виготовленні зварних конструкцій, є проблема усунення зварювальних напруг і деформацій, які в більшості випадків істотно негативно впливають на експлуатаційно-технологічні показники виробів, погіршують зовнішній вигляд і т.д. Тому проблема усунення зварювальних напруг і деформацій варто давно і не повністю вирішена на сьогоднішній день. Це можна пояснити складністю процесу освіти зварювальних напруг і деформацій, а також наявністю великої кількості різноманітних зварних конструкцій і застосовуваних при їх виготовленні технологій зварювання.

Особливо гостро проблема виникнення зварювальних напруг і деформацій при виготовленні зварних таврових балок. Які схильні до деформацій подовжньому прогину, кутовий деформацією і ін. Усунення зварювальних напруг і деформацій у таких конструкціях є досить складним завданням, для виконання якої пропонується безліч різних способів [1, 2, 3].

Методи післязварювальної обробки зварних виробів, спрямовані на зниження зварювальних напруг і деформацій, є найбільш трудо- і енергоємними. Витрати на післязварювальну обробку можуть становити до 50% загальних трудовитрат на виготовлення виробу.

Однією з основних принципових можливостей зменшення зварювальних напруг і деформацій стосовно таврових балках є регулювання теплового стану зварного з'єднання. Найбільш широке поширення отримали такі способи регулювання теплового стану зварного з'єднання, як застосування зварювання концентрованим джерелами нагрівання, використання мідних охолоджуваних підкладок і т.д.

Але при зварюванні легованих сталей з використання штучного охолодження виникають гартівні структурі в зварювальному шві та в околошовній зоні. Необхідно дослідити вплив штучного охолодження на структуру легованих сталей і необхідно оптимізувати штучне охолодження при зварюванні легованих сталей.

Мета і завдання дослідження. Мета магістерської роботи полягає в оптимізації штучного охолодження при зварюванні таврової балки з легованих сталей.

Для досягнення поставленої мети необхідно вирішити наступні завдання:

1. Провести аналіз літературних даних впливу штучного охолодження при зварюванні на зварні конструкції.

2. Вибрати спосіб штучного охолодження при зварюванні.

3. Визначити вплив штучного охолодження при зварюванні таврової балки на швидкість охолодження легованих сталей.

4. Розробити стенд для зварювання таврової балки зі штучним охолодженням.

Об'єкт дослідження — процес регулювання штучного охолодження при зварюванні.

Предмет дослідження — є штучне охолодження при зварюванні легованих сталей.

1. Застосування штучного охолодження для зниження залишкових деформацій і напруг легованих сталей

1.1 Активна зона і її зв’язок з температурним полем, що виникають при зварюванні

Зварювання є одним з основних технологічних процесів у промисловості та будівництві при виробництві металоконструкцій. Застосування останніх наукових досягнень дозволить підвищити ефективність зварювальних робіт та якість зварних конструкцій.

При виробництві зварних конструкцій важливою проблемою є виникнення зварювальних деформацій і напруг, які знижують експлуатаційні характеристики конструкцій, служать причиною їх передчасного руйнування, погіршують зовнішній вигляд і т.д.

Виникнення деформацій і напруг обумовлено інтенсивним локальним нагрівом при зварюванні плавленням і швидкою зміною температурного поля. Розширюється при нагріванні метал відчуває вплив з боку холодного металу, крім того, при зварюванні відбуваються різноманітні структурні перетворення і зміна механічних і теплофізичних властивостей металу. Спільна дія цих чинників призводить до виникнення напруг і деформацій.

При зварюванні протяжних швів, за винятком кінцевих ділянок поперечні напруги близькі до нуля і тому будемо розглядати тільки поздовжні напруження [4, 1, 2, 5].

За умовами рівноваги площі епюри розтягуючих і стискаючих напружень повинні бути рівні. Т.к. реактивні напруги утворюються як компенсація розтягуючих напружень, що виникають в активній зоні, то для їхнього зниження необхідно знизити напруження в активній зоні або її ширину, отже, регулюючи розміри активної зони можна знизити реактивні напруги і залишкові деформації в зварних конструкціях.

Багато відомих методів розрахунку зварювальних напружень [4, 1] і деформацій дозволяють стверджувати, що поле напружень пов’язано з температурним полем. Згідно [1] існує дві зони пластичної деформації: високотемпературна, при Т 0,5 Тпл. і низькотемпературна Т 0,5 Тпл. Основний внесок у формування деформації формозміни вносить низькотемпературна деформація, зона розвитку якої для низьколегованих сталей існує в проміжку між ізотермами 100 — 500 С.

Основна причина зварювальних деформацій — нерівномірний нагрів при зварюванні. При нагріванні волокна, закріплені холодними ділянками, відчувають пластичну деформацію укорочення. В процесі охолодження нижче температури появи пружних властивостей виникає пластична деформація подовження, яка зростає по певним законом і компенсує пластичну деформацію укорочення [4]. Таким чином, вважається, що високотемпературна деформація не впливає на формування залишкового поля деформацій і причиною утворення залишкових деформацій є пластичні деформації укорочення.

Ширина активної зони визначає величину фіктивної усадочної сили, яка в свою чергу визначає величину залишкових деформацій і напружень у зварному з'єднанні. Таким чином, ширини розмірів активної зони призводить до зменшення усадочною сили Рус і величини залишкових деформацій і напруг.

Розміри активної зони залежать від товщини металу, що зварюється, жорсткості зварного з'єднання, параметрів режиму зварювання та інших умов[4].

Для регулювання розмірів зони 2bп в більшості випадків неможливо змінити товщину металу, що зварюється або жорсткість зварної конструкції т.к. ці параметри визначаються конструкцією вироби і задані технічними умовами. Тому регулювання розмірів активної зони раціонально здійснювати за допомогою зміни температурного поля при зварюванні.

В роботі [1] пропонується оцінювати розміри активної зони по смугам плинності - слідами пластичної деформації, які виявляються на шліфованої поверхні деяких матеріалів. Автор також наводить зв’язок форми різних смуг плинності з температурним полем, що підтверджує зв’язок розподілу поля деформацій і напруг з температурним полем при зварюванні. При зварюванні більш складних з'єднань внапуск, таврових тепло між деталями буде поширюватися нерівномірно, залежно від їх товщини, отже, і ширина зони пластичної деформації в кожному елементі буде різною.

Для низьковуглецевих і низьколегованих сталей при зварюванні встик ширина зони пластичних деформацій може бути визначена наближено за висловом [13]:

. (1. 1)

1.2 Методи регулювання зварювальних деформацій і напруг

Зменшення небажаних і створення бажаних напружень в зварних конструкціях, зниження пластичних деформацій — одна з найважливіших задач. Для вирішення даного завдання слід проаналізувати принципово можливі шляхи зниження залишкових напруг і деформацій і визначити їх ефективність і технологічність.

Змінюючи термічний цикл зварювання можна частково знизити напруження і деформації, обумовлені структурними перетвореннями.

Зменшення пластичної деформації досягається застосуванням різних заходів.

Заходи попередження залишкових деформацій:

* регулювання теплового стану металу зварного з'єднання при зварюванні,

* активне навантаження зварюваних елементів в процесі зварювання,

* компенсація деформацій.

* механічний вплив на зварне з'єднання зовнішніми силами,

* тепловий вплив на зварне з'єднання.

Регулювання теплового стану металу зварюваного вироби має на меті знизити кількість введеної теплоти або перерозподілити її так, щоб знизити величину залишкової пластичної деформації.

Для зменшення введеної теплоти можуть застосовуватися концентровані джерела нагріву і зварювання з тепловідводів. Для перерозподілу теплоти у виробі застосовують зварювання з підігрівом або тепловідведенням.

Активне навантаження деталей в процесі зварювання має на меті створити деформації і напруження розтягування, які потім компенсуються стискають зварювальними напруженнями і деформаціями.

Створення попереднього розтягування досягається різними способами. Для створення розтягування достатньо докласти розтягуюче зусилля до зони 2bп. Розтягування досягається додатком механічного навантаження [4], нагріванням зварюваних елементів або зварюванням елементів, один з яких створює напруження розтягу в іншому (зварювання фланця в отвір).

Компенсація деформацій виникають при зварюванні включає раціональне конструювання зварного вузла, розробку оптимальної послідовності накладання зварних швів, створення перед зварюванням деформацій, зворотних по знаку зварювальним та ін.

Раціональне проектування зварного вузла полягає в проектуванні такого з'єднання у якого зварні шви розташовані якомога ближче до центру ваги перерізу або симетричні щодо центральних осей перерізу. Це призводить до зменшення згинальних моментів або їх взаємної компенсації. Для компенсації згинальних моментів важливе значення має послідовність накладення зварних швів тому виконання кожного шва змінює жорсткість конструкції.

Створення деформацій зворотних по знаку зварювальним досягається зварюванням попередньо зігнутих деталей (компенсацією прогину) і зварюванням пластин з розвалом.

Ще одним способом зменшення зварювальних деформацій є зварювання із застосуванням різних затискних пристосувань, в цьому випадку тимчасові знижуються завдяки фіксації деталей, а залишкові деформації знижуються внаслідок збільшення пластичних деформацій подовження, що розвиваються при охолодженні деталей в жорсткому пристосуванні. Теоретично в разі застосування абсолютно жорсткого пристосування усадкова сила знижується на 7−30%. У реальних умовах усадкову силу можна знизити на 10−15% [6].

До заходів виконуваних після зварювання відносяться статичне навантаження, прокатка зварних з'єднань, вібраційна обробка, термообробка, термічна і механічна правка, градієнтна обробка та ін. [4].

Статичне навантаження полягає в додатку після зварювання до зварному з'єднанню поздовжніх розтягуючих навантажень, які компенсують стискають зварювальні напруги. Застосування статичного навантаження обмежено певною групою конструкцій і величиною прикладеного зусилля.

У разі прокатки зварного з'єднання зона пластичної деформації піддається пластичної осаді по товщині і відбувається рівномірне подовження металу, що компенсує деформації укорочення.

Вібраційна обробка полягає у створенні в зварному з'єднання змінних напруг певної величини за допомогою механічних вібраторів. При цьому відбувається зменшення залишкових пластичних деформацій укорочення але за кожний наступний цикл зниження деформації буде відбуватися на меншу величину. Однак відсутні теоретично обґрунтовані рекомендації щодо режимів віброобробки, що призводить до обмеженого застосування способу на практиці.

Термообробка зварних конструкцій є найбільш поширеним способом зняття залишкових напруг і деформацій. Найбільш поширеною є відпустка виробів (загальна або місцева). При нагріванні, витримці і охолоджуванні відбувається перехід напруг з пластичної деформації в пружну. Місцева відпустка відрізняється від повної локальним нагрівом вироби.

Термічна правка в основному застосовується для балкових і листових конструкцій. При цьому для балкових конструкцій забезпечують нагрів в результаті якого створюється зворотний зварювальному прогин [4].

При аналізі існуючих способів боротьби зі зварювальними напруженнями і деформаціями видно, що вони різко розрізняються як по виду впливу (механічне, термічне і ін.) так і за часом дії (до зварювання — раціональне проектування: під час зварювання — вибір оптимальних параметрів режиму, зварювання концентрованими джерелами нагрівання, зварювання з охолодженням і т.д.: після зварювання — правка, прокатка, віброобробки і т.д.).

Тепловідведення від зварного з'єднання відбувається природним (конвекція, радіація) або штучним шляхом. Природне тепловідведення залежить від температури навколишнього середовища, швидкості руху повітря, ступеня чорноти зварного з'єднання, шорсткості його поверхні і т.д. Т.к. втрати тепла від природного тепловідведення незначні то застосовується штучний тепловідвід.

Під зварюванням з тепловідводів розуміється зварювання з навмисним примусовим відводом із зони зварювання теплоти, що вводиться в зварне з'єднання джерелом нагрівання з використанням спеціальних охолоджувальних пристроїв — теплопоглинателів (рис. 1.1.) Введена джерелом нагрівання теплота q розподіляється на розплавлення основного металу і присадки і поширюється у виріб згідно законам теплопровідності qізд., а потім йде з поверхні виробу за рахунок природної тепловіддачі qe, і штучного тепловідведення qи, в технологічну оснастку і тепловідвідні пристрої, які можуть бути розташовані з лицьової 1 або зворотної 2 сторони виробу. Таким чином, будь-який спосіб зварювання, при якому здійснюється інтенсифікація тепловідведення від виробу, може вважатися способом зварювання із штучним тепловідведенням. Згідно з теоретичними розрахунками

М.М. Рикалін відношення теплоти, необхідної для повного проплавлення до теплоти, що вводиться у виріб при стиковому зварюванні тонких аркушів — термічний ККД не може перевищувати 48,4% [7], а інше тепло не бере участь в утворенні зварного з'єднання, але призводить до розвитку зварювальних напружень і деформацій (паразитне тепло).

Рис. 1.1. Схема зварювання з примусовим тепловідводом 1 — зварювані деталі, 2 — оснастка

Таким чином контрольований відвід тепла з зварного з'єднання дозволяє зменшувати зварювальні деформації і напруження.

Природний тепловідвід при зварюванні в нормальних умовах істотно не позначається на температурному полі при зварюванні і тому необхідно застосовувати спеціальні заходи з інтенсифікації тепловідводу — штучний охолодження.

1.3 Відомі способи зварювання із тепловідводом

В роботі [8] запропоновано класифікацію способів охолодження зварюваємого металу за різними ознаками: за агрегатним станом теплопоглинателей, за суміщенням функцій, по температурі і ін.

Найбільш поширеними в промисловості, а також найбільш простими є мідні та мідно-флюсові підкладки, а також тепловідвідні притиски. Для підвищення ефективності тепловідведення і стабілізації тепловідвідних властивостей застосовують мідні та мідно-флюсові підкладки з примусовим охолодженням. Для цього в підкладках виконують канали для циркуляції охолоджуючого агента — тосола, води та ін. Однак при використанні мідних підкладок і притисків відводиться ними потік тепла в значній мірі залежить від якості теплового контакту між підкладкою і виробом. Для його підвищення в роботі [8] пропонується використовувати мідні підкладки, покриті шаром полуди або рідкого скла. Однак промислове використання пропонованих заходів підвищення тепловідвідних властивостей підкладок утруднено.

Також відомі тепловідвідні підкладки, в яких інтенсифікація відводу тепла здійснюється за рахунок безпосереднього контакту охолоджує середовища з металом охолоджуваного зварного виробу [9]. В якості охолоджувального середовища пропонується використовувати повітря, інертний газ, рідина, в тому числі і воду.

Відомо ще декілька різних способів примусового відведення тепла. Так, в роботі [1] запропоновано пристрій для охолодження лицьової поверхні зварного з'єднання, в якому використовується як охолоджуючого агента вода безпосередньо контактує з металом. Поруч авторів як теплопоглинателів запропоновано використання пористих матеріалів таких як скло — і мінераловата, різні порошки та інші, просочених водою і також безпосередньо контактують з металом зварного вироби [10, 11, 8]. В роботі [8] проведено аналіз різних факторів, таких як щільність використовуваних пористих матеріалів, ступеня заповнення їх водою, наявність не охолоджуваних ділянок та ін на ефектність і технологічність даного способу охолодження.

Відомі способи примусового відведення тепла за допомогою так званих теплопоглинальних паст. Ці пасти, що наносяться перед зварюванням у зону термічного впливу або подаються на закристалізувався метал шва слідом за рухомою дугою, забезпечують ефективний знімання тепла (до 2. 23 кДж / г) не залежно від форми, площі та просторового положення нагрітої поверхні. Найбільш ефективні з цих паст містять до 70 … 80% води і різні технологічні добавки.

Також в літературі описані більш екзотичні способи охолодження. Наприклад, в роботі [12] описаний спосіб примусового охолодження зварного виробу за допомогою струменя рідкого азоту з температурою 196 ° С. Існують й інші варіанти охолодження, такі як охолодження околошовної зони із застосуванням сухого льоду та ін. однак вони не знаходять широкого застосування в промисловості через високу вартість обладнання і низькою технологічності цих способів.

1.4 Класифікація легованих сталей

Класифікація легірованих сталей [13]

* низьколеговані

* середньолеговані

* високолеговані

До низьколегованої відноситься сталь, легована одним або декількома елементами, якщо зміст кожного з них не перевищує 2%, а сумарний вміст легуючих добавок не більше 5%. Низьколеговані сталі поділяються на низьковуглецеві конструкційні, теплотривкі і середньовуглецевого стали[14].

Низьколегована низьковуглецевий конструкційна сталь з реакції на термічний цикл зварювання мало відрізняється від звичайної низьковуглецевої сталі. Різниця в основному полягає в дещо більшою схильності до утворення гартівних структур в металі шва і околошовної зони при підвищених швидкостях охолодження. Додаткове легування стали марганцем, кремнієм та іншими елементами сприяє утворенню в зварних з'єднаннях гартівних структур. Тому режим зварювання більшості цих сталей обмежується більш вузькими межами погонною енергії, ніж при зварюванні низьковуглецевої сталі [14].

До середньолегованих відносяться сталі, леговані одним або декількома елементами при сумарному їх утриманні 2,5−10%. Головною і загальною характеристикою цих сталей є механічні властивості. Так, тимчасовий опір їх становить 588−1960 МПа, що значно перевищує аналогічний показник звичайних вуглецевих конструкційних сталей. При високих міцнісних властивостях середньолеговані стали після відповідної термообробки по пластичності і в’язкості не тільки не поступаються, але в ряді випадків і перевершують маловуглецеву сталь. При цьому середньолеговані стали мають високу стійкість проти переходу в крихкий стан. Тому їх застосовують для роботи в умовах ударних і знакозмінних навантажень, низьких і високих температур, в агресивних середовищах [14].

Високолеговані називають сталі на основі заліза, леговані одним або декількома елементами в кількості 5−55%. Високолеговані сплави поділяють на дві великі групи: а) сплави на залізонікелевій основі і б) сплави на нікелевій основі. До залізонікелевих віднесені сплави, структура яких є твердим розчином хрому та інших легуючих елементів в залізонікелевій основі (сума змістів нікелю і заліза більше 65% при приблизному відношенні нікелю до заліза 1: 1,5). До нікелевих віднесені сплави, структура яких є твердим розчином хрому та інших легуючих елементів в нікелевій основі (вміст нікелю не менше 55%) [14].

Фазові перетворення при термічній обробці сталей і їх зварюванні протікають в змінних температурно-часових умовах, тому для аналізу їх кінетики доцільно використовувати діаграми анізотерміческого перетворення аустеніту (рис. 1. 2). Рейковий мартенсит так само називають пакетним, масивним, дислокаційних, ні делегованим, комірчастим, бездвойніковим, високотемпературним, ненаправленим утворюється в загартованих маловуглецевих низько — та середньо-легованих сталях. Кристали рейкового мартенситу мають форму рейок, рейки об'єднуються в пакети, причому в одному колишньому зерні аустеніту.

Результати аналізу літературних даних показують, що використання примусового (штучного) охолодження при зварюванні легованих сталей, веде до підвищення швидкостей охолодження зварних з'єднаннях, в яких утворюються гартівні структури. Необхідно оптимізувати штучного охолодження при зварюванні легованих сталей, для усунення гартівних структур.

1.5 Застосування таврових балок в промисловості

Балки знайшли широке застосування в сучасній будівельної індустрії та промисловості при виробництві металоконструкції. Балки, що володіють підвищеною жорсткістю, дозволяють істотно підвищити міцність металоконструкції. Балка дає можливість розвантажити металоконструкцію, так як її підвищена жорсткість дозволяє значно зменшити перетин інших елементів конструкції.

Таврових балка — це конструкція, що складається з полиці і стінки. Вироблення таврових балок здійснюється двома способами: зварним і прокатним. Прокатну таврову балку виготовляють на металургійних комбінатах на спеціальних прокатних станах, коли сталевому розігрітому зливка надають форму тавра. Такі балки ще називають гарячекатані. Зварену таврову балку виробляють шляхом зварювання полки і стінки в єдину таврову конструкцію. І прокатні (гарячекатані) і зварні балки мають як свої плюси, так і мінуси [15].

До недоліків гарячекатаної таврової балки слід віднести її високу металомісткість через надмірно потовщеною стінки і як наслідок цього — збільшення загальної маси металоконструкції. Другий істотний недолік прокатної балки — це її розміри. На сучасних вітчизняних прокатних станах можливо випускати таврові балки з шириною полиці не більше 400 мм. До того ж, технологія виробництва таких балок дозволяє випускати їх тільки певної довжини, згідно ГОСТу або ТУ [15]. Головними недоліками зварних таврових балок є: використання додаткової арматури для створення ребер жорсткості і значно більші трудовитрати при її виготовленні.

Але в той же час використання додаткових ребер жорсткості дозволяє значно зменшити товщину стінки і знизити її загальну металоємність. У слідстві зменшення металоємності зварної балки знижується і ціна балки, при цьому повністю зберігаються незмінними всі механічні характеристики таврової балки. Крім того, полегшена зварна таврова балка дозволяє знизити і загальну вагу металоконструкції, отже можна буде ще заощадити і на пристрої фундаменту під майбутнє швидке збудування будинка (БМЗ) [15]. Найважливішими плюсами зварної балки є те, що вона виготовляється під індивідуальне замовлення, згідно з технічним завданням. Технологія зварної таврової балки дозволяє виробляти їх з шириною полиці від 102 мм до 600 мм з товщинною 10−41 мм, і висотою стінки від 150 мм до 915 мм з товщинною 6−25 мм, що неможливо технологічно для прокатної балки.

зварювання балка сталь

2. Методика дослідження

2.1 Розміри таврової балки

Необхідно вибрати розміри таврової балки для подальшого дослідження. Балка неповинна мати великі товщини стінки і полиці, так як тоді сама таврових балка буде менше деформована після зварювання. Розміри таврової балки: висота 400 мм, ширина 200 мм, довжина 15 м, товщини полки 12 мм і стінки 10 мм. Загальний вид таврової балки представлений на рис. 2.1.

Рис. 2.1. Загальний вид таврової балки

2.2 Способи і режими зварювання

При виготовленні таврових балок зварні шви з'єднують полку зі стінкою, їх виконують автоматичним дуговим зварюванням під шаром флюсу або в середовищі захисних газів. Похилим електродом можна накладати одночасно два шви. Виконання шва «в човник» дозволяє отримувати більш якісні зварні з'єднання, проте доводиться повертати балку після виконання кожного шва. Для повороту використовують двухстійкові, ланцюгові і кільцеві кантувателі. Зібрану балку з прихопленими вихідними планками у вигляді тавріків укладають мостовим краном під обертач або на зварювальний стенд. Зварювальні установки комплектують зварювальними тракторами або підвісними голівками в залежності від габаритів балок.

Зварювання тавра виконуємо механізованим зварюванням у захисних газах. Захисний газ аргон. Розрахунок режимів зварювання в захисних газах виконується відповідно [16].

Визначаємо силу струму:

(2. 1)

Таблиця 2.1. Рекомендовані діаметри електродного дроту

Товщина зварюваного метала

0. 6−1

1−2

2−4

5−8

8−12

12−18

Діаметр дроту, мм

0. 5−0. 8

0. 8−1

1−1. 2

1. 6−2

2

2−2. 5

Таблиця 2.2. Залежність величини зварювального струму від діаметра електродного дроту

Діаметр дроту, мм

0,8

1,0

1,2

1,6

2,0

2,5

Межі струму, А

50−100

70−120

90−150

140−300

260−500

300−700

Щільність струму, А/мм2

100

85

80

70

65

60

Із таблиць обираєм dэл=2 мм, =65 А/мм2

Оптимальна сила струму діаметром дроту 2 мм [16].

Напруга на дузі визначаємо за формулою:

(2. 2)

Швидкість зварювання визначаємо за формулою:

(2. 3)

Для визначення коефіцієнта, А можно використовувати табл. 2.3.

Таблиця 2.3. Залежність коефіціента, А от діаметра зварювального дроту

dэл, мм

2

3

4

5

А, А•м/ч

(11−13)

(13−16)

(18−22)

(22−30)

Погонна енергія зварювання:

(2. 4)

= 0. 75 (при механізованому зварюванні в захисних газах).

Дж/м

Швидкість подачі електродного дроту визначається за формулою:

(2. 5)

де коефіціент наплавлення 10 г/А•ч., г=7,8 питома вага наплавленого металу, г/ см3.

2.3 Характеристика вибраних сталей

Для подальших досліджень вибираємо чотири легованих сталей 09Г2С, 15ХГ, 16ГС, 12ХМ.

Хімічний склад цих сталей зазначен в табл.2.4. Механічні властивості в табл.2.5.

Таблиця 2.4. Хімічний склад в % сталей

Сталі

C

Si

Mn

Ni

S

P

Cr

Cu

Mo

09Г2С

до 0. 12

0.5 — 0. 8

1.3 — 1. 7

до 0. 3

до 0. 04

До 0. 035

до 0. 3

до 0. 3

-

15ХГ

0. 12 — 0. 18

0. 17 — 0. 37

0.4 — 0. 7

до 0. 3

до 0. 035

до 0. 035

0.7 — 1

до 0. 3

-

16ГС

0. 12 — 0. 18

0.4 — 0. 7

0.9 — 1. 2

до 0. 3

до 0. 04

до 0. 035

до 0. 3

до 0. 3

-

12ХМ

до 0. 16

0. 17 — 0. 37

0.4 — 0. 7

до 0. 3

до 0. 025

до 0. 025

0.8 — 1. 1

-

0.4 — 0. 55

Таблиця 2.5. Механічні властивості при Т=20oС сталей.

Сталь

Сортамент

ув

уT

Ш

KCU

-

МПа

МПа

%

кДж / м2

09Г2С

Лист, ГОСТ 5520–79

430−490

265−345

21

590−640

15ХГ

Лист, ГОСТ 5520–79

450−490

275−325

55

16ГС

Лист, ГОСТ 5520–79

450−490

275−315

21

590

12ХМ

Лист, ГОСТ 5520–79

430−550

235−245

18−22

490−590

Холодні тріщини найчастіше виникають через загартованість сталі при швидкому охолодженні та насиченні металу шва і зони термічного впливу воднем. Для оцінки схильності металу до появи холодних тріщин найчастіше використовується вуглецевий еквівалент Секв, яким можна користуватися як показником, котрий характеризує зварюваність, при попередній оцінці останньої. Для цієї мети існує ряд рівнянь. Найпоширенішим і прийнятним для сталей, які використовуються у машинобудуванні, є наступне:

Знаходим еквівалент вуглицю для сталі 09Г2С

Знаходим еквівалент вуглицю для сталі 15ГХ.

Знаходим еквівалент вуглицю для сталі 16ГС.

Знаходим еквівалент вуглицю для сталі 12ХМ.

Сталь 16ГС не схильна до холодних тріщін, сталі 09Г2С, 15ХГ менш схильні до холодних тріщин, а сталь 12ХМ можливість появи холодним тріщинам.

Діаграми анізотерміческого перетворення аустеніту сталей 09Г2С, 15ХГ, 16ГС, 12ХМ представлені на рис. 2. 2, рис. 2.3.

Оптимальні швидкості охолоджень сталей 09Г2С, 15ХГ, 16ГС, 12ХМ представлені в табл. 2.6.

Рис. 2.2. Діаграма анізотерміческого перетворення аустеніту (а) і структурна діаграма (б) низьколегованої сталі 15ХГ

Рис. 2.3. Діаграми аіізотерміческого перетворення аустеніту сталей: (а) 09Г2С, (б) 16ГС, (в) 12ХМ

Таблиця 2.6. Оптимальний інтервал швидкості охолодження для сталей 09Г2С, 15ХГ, 16ГС, 12ХМ

Сталь

Оптимальний інтервал швидкості охолодження

Кількість мартенситу,%, відповідне межам ДVопт

НВ,

відповідна межам ДVопт

ДVопт, Сє /с

За якими властивостями обраний (при +20 єС)

По какой пробе выбран

09Г2С

1,0−15

(при -- 60 єС) ан> 3

Валиковая (S = 12 мм)

--

215--185

15ХГ

2,4−16

ан>4 (при --70° С)

Валиковая (S = 20 мм)

--

200--225

16ГС

1,0--8,5

(при -- 60 є С) ан> 2

Валиковая (S = 12 мм)

--

170--210

12ХМ

2--100

Ш?40

И МЕТ-1

0−50

155−275

2.4 Вибір способу охолодження сталей

Проведений аналіз літературних даних показав, що для запобігання або повного усунення деформацій і напруг за допомогою регулювання теплового стану зварного з'єднання запропоновано безліч різних способів. З них найбільш ефективні, як показують експериментальні дані в роботах [7, 8], засновані на безпосередньому контакті охолоджуючого агента (а саме води і з'єднань, що містять воду в своєму складі) з охолоджуваним металом.

Для примусового охолодження металу шва і околошовной зони таврової балки безпосередньо в процесі зварювання з метою зниження рівня залишкових напруг і деформацій, в даній роботі пропонується пристрій, схема якого зображена на рис. 2.4.

В якості охолоджувального агента в пропонованому пристрої використовується технічна вода, яка у вигляді розбризканої струменя подається на зварюваний метал під зварювальної ванни.

При душирование високотемпературного металу в системах рідинного охолодження застосовують компактні і розбризканих струменя охолоджуючої рідини. Існує безліч різних способів розпилювання рідин. Нижче наведено короткий опис деяких з них:

Гідравлічне розпилювання. При цьому способі розпилювання рідина дробиться за рахунок тиску нагнітання при вільному розпаді струменя (плівки або первинних великих крапель), що випливають з великою швидкістю з соплового отвору розпилювача. Розпилюють пристрою, за допомогою яких реалізується цей спосіб, широко відомі під назвою гідравліческіх форсунок.

Рис. 2.5. Схема охолодження таврової балки 1-Таврова балка, 2-Зварювальна головка, 3-Форсунка

Гідравлічне розпилювання — саме економічне (2 … 4 кВт на 1 т рідини), проте створюваний при цьому розпил досить грубий, утруднено регулювання витрати рідини при заданій якості дроблення, а також розпилювання високов’язких рідин в холодному стані. Однак цей спосіб найбільш широко поширений внаслідок його порівняльної простоти.

Пульсаційне розпилювання — полягає в тому, що обурення, що викликають дроблення струменя (плівки) рідини, посилюється за рахунок пульсацій тиску та зміни витрат, які створюються періодичним перекриттям прохідних каналів (або соплового отвори) розпилювача. Пульсації тиску призводять до збільшення поверхневої енергії струменя, швидкою втратою нею стійкості і як наслідок до більш тонкому розпилювання, ніж при перших трьох способах. Пульсаційне розпилювання може поєднуватися з будь-яким з розглянутих вище способів, тобто може бути реалізовано пульсаційно-гідравлічне, пульсаційної-механічне, пульсаційної-пневматична розпилювання і т.д.

Рис. 2.6. Схеми гідравлічних форсунок, а — струменеві; б, в — відцентрові; г, д — відцентрово-струменеві; е, ж — ударно-струменеві.

При цьому переваги того чи іншого способу доповнюються підвищенням якості та однорідності дріблення, що відбувається в ряді випадків без збільшення енерговитрат і при незначному ускладненні конструкції розпилювача. Для розпилювання охолоджуючої рідини на зварюваний виріб найбільш доцільне застосування гідравлічного способу розпилювання, так як він є найбільш поширеними. Використовувані в даному способі розпилювачі - форсунки прості у виготовленні і вимагають мінімальних витрат енергії на одержання розпилу рідини. До них відносяться такі види форсунок: струменеві, відцентрові, відцентрово-струминні, ударноструйні та ін. Коротка характеристика деяких форсунок наведена нижче:

Струменеві форсунки — представляють собою насадку з одним або декількома циліндричними або конічними соплами (рис. 2.6., А), з якого випливає струмінь рідини, що розпадається на краплі щодо великого розміру і утворює факел з малим кореневим кутом (близько 5 … 20 °) і значною далекобійністю. Форсунки цього типу дають дуже нерівномірний розпил, який кілька вирівнюється із збільшенням відстані від форсунки. Щільність зрошення максимальна на осі факела і при видаленні від неї різко зменшується.

Відцентрові форсунки (див. рис. 2.6., Б, в). У цих форсунках створюється закрутка подається через неї рідини. В сопловому каналі, уздовж його стінки, рідина рухається у вигляді обертається плівки, а центр заповнює так званий повітряний вихор. При витіканні з сопла рідинна плівка розпадається, утворюючи факел у вигляді порожнього конуса. За способом отримання закрутки потоку рідини відцентрові форсунки діляться на тангенціальні, форсунки з завіхрітелем — шнеком і спіральні (евольвентні).

Відцентрово-струменеві форсунки (див. рис. 2.6., Г, д). Форсунки цього класу відрізняються від відцентрових наявністю двох потоків підводимої рідини. Частина рідини підводиться тангенціально в камеру закручування або проходить по гвинтових периферійним каналам вставки утворюючи обертовий потік, а інша частина — через центральний отвір вставки, утворюючи суцільну струмінь. При взаємодії цих потоків обертається рідина закручує центральну струмінь, створюючи єдиний потік, який на виході з сопла утворює факел у вигляді суцільного конуса. Ударно-струменеві форсунки (див. рис. 2.6., Е, ж). У цих форсунках розпорошення відбувається поза корпусу насадки, а за рахунок удару струменя об відбивач, розташований навпроти соплового отвора. В залежності від конструкції відбивача утворюється факел у вигляді одиночного полого конуса або у вигляді декількох конусів, як би вставлених один в одного.

Короткий порівняльний аналіз характеристик наведених вище видів гідравлічних форсунок:

а) При рівних значеннях діаметра сопла і тиску рідини перед форсункою найбільш тонкий розпил створюють відцентрові форсунки, більш грубий — відцентрово-струменеві. Самий грубий розпил у струменевих форсунок.

б) Відцентрові форсунки найменшою продуктивністю. При рівних значеннях діаметра сопла і тиску рідини перед форсунками різних видів, продуктивність відцентрових в 2,5 — 3,5 рази менше.

в) Максимальна рівномірність розподілу рідини забезпечують відцентрово-струменеві форсунки (рис. 2.7., в). Розподіл рідини в розпорошуючи інших форсунок (з одиночним факелом) значно гірше. Різниця лише в тому, що відцентрові і ударноструйние створюють порожнистий конус (див. рис. 2.7., б, г), тобто максимально зрошується периферійна зона, а струменеві максимально зрошують центр факела (див. рис. 2.7., а). При застосуванні багато факельних форсунок розподіл поліпшується, але і в цьому випадку найкращою рівномірністю характеризується сукупний запал багато соплова відцентрово-струменева форсунка.

г) Кореневий кут факела у більшості форсунок може варіюватися в дуже широких межах (30 — 120 °); виняток становлять однофакельние струменеві форсунки, у яких він дорівнює 5 — 20 °.

д) По конструктивної складності найбільш простими є струйні форсунки. Далі йдуть нерегульовані відцентрові і відцентрово-струменеві форсунки. Найбільш складними є ударно-струменеві форсунки.

Рис. 2.7. Розподілу рідини в розпорошуючи гідравлічних форсунок, а — струменева; б — відцентрова; в — відцентрово-струменева; г — ударно-струменева.

Можна зробити висновок, що для охолодження зварюваного вироби найбільш раціонально використовувати відцентрово-струменеві форсунки. Щодо малий коефіцієнт витрати у відцентрово-струменевих форсунок дозволить більш точно варіювати витратою охолоджувальної рідини шляхом зміни перепаду тиску на форсунці.

2.5 Розрахунок швидкостей охолодження після зварювання

Для управління фазово-структурними перетвореннями в металі зварного з'єднання необхідно виконати оцінку теплового стану в умовах струминного охолодження. Для цього встановимо аналітичні залежності для розподілу температур при зварюванні з охолодженням, для автоматичного зварювання в захисних газах.

Приймається схематизація теплових процесів при зварюванні відповідно до аналітичної теорією, розробленої Фроловим В. В [17].

Розглянемо зварювання тавра як наплавлення валика на полицю і на стінку. Охолоджуємо водою з нижнього боку полки тавра, і необхідно розглянути тільки наплавлення валика на полицю. Уявімо наплавлення валика на полицю як схему потужного швидкодвіжущіхся точковий джерела теплоти в нескінченній пластині з тепловіддачею на поверхні і не повним вирівнюванням температури по товщині 12 мм.

Точковий джерело теплоти постійної потужності q рухається з постійною швидкістю v в напрямку осі х (рис. 2. 8). Разом з джерелом теплоти переміщається рухома система координат xyz, початок якої впорюємося з місцем розташування центру джерела теплоти, точкою О. Потрібно визначити температуру деякої точки з координатами (х, у).

У граничному стані процесу поширення теплоти при нагріванні пластини потужним швидкорухающіхся лінійним джерелом з урахуванням поверхневої тепловіддачі температура точки з координатами (х, у) відносного центру джерела зварювального теплоти (точка О) розраховується за залежністю [17]:

Рис. 2.8. Розрахункова схема розповсюдження теплоти при однопрохідному дуговому зварюванні

(2. 7)

де — коефіцієнт поверхневої температуроотдачі, К0-функція Бесселя 1-го роду нульового порядку, q-ефективна потужність.

Для визначення ефективної потужності для наплавлення валика на полицю використовуємо формулу:

(2. 8)

Для визначення теплової потужності стоку тепла скористаємося формулою:

(2. 9)

де q — тепло, одержуване металом; Qдж — повна теплова потужність джерела нагрівання; с — питома теплоємність охолоджуючої середовища (для води з = 4,18 103 Дж/кг*K), Q — витрата охолоджуючої середовища, кг/с, температура кипіння охолоджуючої рідини (для води 100 °С); початкова температура охолоджуючої рідини.

(2. 10)

При сталому русі струменя рідини, безперервно минає з сопла, витрата рідини Q буде дорівнює добутку площі вихідного перетину отвору сопла Fc на швидкість витікання v. Площа вихідного перерізу отвору сопла:

(2. 11)

де dc — діаметр вихідного перерізу отвору сопла, м.

Швидкість v, м / с, закінчення струменя пов’язана з тиском р закінчення МПа

(2. 12)

Витрата рідини, м2/с, таким чином, дорівнює:

(2. 13)

Для перекладу витрати в розмірність [кг/с] в формулу (2. 13) додаємо коефіцієнт 103.

(2. 14)

Необхідний тиск охолоджувальної рідини можна визначити за формулою:

(2. 15)

де щільність охолоджуючої рідини, напруга на дузі, струм дуги. ефективний ККД процесу нагріву вироби дугою, термічний ККД процесу. Для наплавлення валика на лист термічний ККД дорівнює 0. 484, для наплавлення валика на поверхню масивного вироби — 0. 368 [17].

Швидкість охолодження визначається за номограми, наведеної на рис. 2.9.

Рис. 2.9. Розрахунковий графік для визначення миттєвої швидкості охолодження при наплавленні валика на лист [17]

Спочатку необхідно визначити критерій

(2. 16)

Тн — температура Предварительно нагрева металла

Тm — температура наименьшей устойчивости аустенита, ° С

По рис. 2.9. находим безразмерного критерия щ.

Скорость охлаждения при наплавки валика на письмо определяется по формуле [17]

(2. 17)

2.6 Розрахунок деформацій таврових балок

Після зварювання поздовжнього шва таврової балки виникають усадкова сила Рус, яка створює вкорочення балки, і момент від сили Рус на плечі е відносно центра ваги перерізу, який викликає вигин балки дивись рис. 2. 10.

Рис. 2. 10 Поздовжній прогин таврової балки

Поздовжній прогин балки перебувати за формулою [18]:

(2. 18)

Де J-момент інерції тавра, L-довжина таврової балки, — усадкова сила при зварюванні, е-ексцентриситети програми усадочною сили по відношенню до відповідних центральних осях поперечного перерізу балки.

В загальному вигляді фіктивна усадкова сила при вирішенні термомеханічної завдання визначається:

(2. 19)

З (2. 19) видно, що при відомих властивостях основного металу і товщині для оцінки усадочною сили необхідно визначити розміри активної зони 2bп.

Для розрахунку активної зони 2bп використовуємо формулу [17]:

(2. 20)

При зварюванні у вільному стані таврових з'єднань кутовими швами виникає кутова деформація. На рис. 2. 11 показана кутова деформація в таврових з'єднань. Величина кутової деформації дорівнює кутку в.

Рис. 2. 11 Кутова деформація в таврових з'єднань

С.А. Кузьмінов рекомендує визначати кутову деформацію при зварюванні встик і в тавр маловуглецевих і низьколегованих сталей по номограмі (рис. 2. 12) в залежності від умов зварювання та розрахункової товщини дР.

Рис 2. 12. Номограма для визначення кутової деформації при зварюванні

3. Впливи штучного охолодження при зварюванні обраних сталей

3.1 Температурні поля при зварюванні тавра

Для розрахунку термічних полів скористаємося програмним пакетом Mathcad 14. Сам розрахунок представлений в книзі [17]. Як видно на схемі рис. 2.5 сток тепла безпосередньо відбирає тепло з полиці тавра. Необхідно визначимо ефективну теплову потужність для полиці тавра для подальших розрахунків. Джерело теплоти в зварювальній ванні є зварювальний пальник механізованого зварювання в захисному газі, який всаджує ефективну теплову потужність в зварювальну ванну. Розрахунками ефективну теплову потужність для однієї зварювального пальника при зварюванні таврової балки.

(3. 1)

-розраховані в пункті 2.2., -ККД для механізованого зварювання в захисних газах одно 0. 75%

Знайдемо ефективну теплову потужність преходящую в полку тавра, використовуємо формулу (2. 8), = 12 мм, = 10 мм.

Знайдемо ефективну теплову потужність преходящую в стінку тавра.

(3. 2)

Для розрахунку теплових полів використовуємо формулу.

Необхідно знати теплофізичні властивості сталей які в табл. 3. 1

Таблиця 3.1 теплофізичні властивості металов [18]

Метал

Властивості при 20 °С

с кг/м3

сс Дж/(м°С)

л Вт/(м-°С)

-100

0

Алюминий:

чистый

2710

902

236

243

236

дюралюминий (96% А1 + 4% Си + следы Mg)

2790

881

169

124

160

Силумин (87% А1 + 13% Sі)

2660

871+

162

139*

158

Бериллий

1850

1758

219

382

218

Медь:

чистая

8930

386

398

421

401

алюминиевая бронза (90% Си+ 10% АІ)

8360

420

56

--

49

бронза (89% Си+11% Zn)

8800

343+

24,8*

--

24*

латунь (70% Си+30% Zn)

8440

377

109

90

106

медно-никелевый сплав (60% Си+ 40% Ni)

8920

410*

22,2

19*

22,2

Золото

19 300

127

315

331

318

Железо:

чистое

7870

455

81,1

96,7

83,5

армко

7860

455

73,2

82,9

74,7

серый чугун

(С=З %)

7570

470+

29,2

--

28,5

углеродистая сталь:

С=0,5%

7840

465

49,8

--

50,5

С =1,0%

7790

470

43,2

--

43,0

С=: 1,5%

7750

470

36,7

--

36,8

хромистая сталь

Сг=5%

7830

460

36,1*

--

36,3*

Сг 13%

7740

460

26,8

--

26,5

Сг — 17% (АІ5І-430)

7710

460

22*

--

22

Сг = 26%

7650

460

22,6

22,6

хромо-никелевая сталь

(18--20% Сг+8--12% Ni)

7820

460

15,2

12,2

14,7

(17--19% Сг+9−13% Ni)

7830

460

14,7

11,8

14,3

никелевая сталь:

Ni=1%

7900

460

45,5

40,8

45,2

Ni = 3,5%

7910

460

36,5

30,7

36,0

Ni = 25%

8030

460

13

--

--

Ni= 35% (чнвар)

8110

460

13,8

10,9

13,4

Ni=44% (42% железа)

8190

460

15,8

--

15,7*

Ni = 50%

8260

460

19,6

17,3

19,4

(Мn= 12−13% + Ni=30%)

7800

487

13,6*

--

--

Мn = 0,4%

7860

440

51, 2*

--

--

вольфрамовая сталь (W=5−6%)

8070

430

18,7

--

18,4*

Свинец

11 340

128

35,3

37,2

35,5

Магний

1730

1020

156

160

157

Молибден

9590

255

138

146

139

Никель:

чистый

8900

444

91,4

144

94

хромель Р (90% Ni + 10% Сг)

8670

440

18*

--

17*

нихром (80% Ni + 20% Сг)

8310

440

12,7

--

12,3

железо (99% Ni + 0,6% Fе)

8900

410*

69,5

--

--

Вибрані стали 09Г2С, 15ХГ, 16ГС, 12ХМ відносяться до низьколеговані сталям схожі по хімскладу до низьковуглецевої сталі. З табл. 3.1 видно що стали 09Г2С, 15ХГ, 16ГС, 12ХМ відносяться до вуглецевої сталі С = 0,5%. Для сталей 09Г2С, 15ХГ, 16ГС, 12ХМ Сс = 465 Дж / (кг ° С), л = 0,49 Вт / (см ° С), а-коефіцієнт температуропровідності дорівнює а = 8 • 10−6 м2 / с, б — коефіцієнт повної поверхневої тепловіддачі дорівнює б = 6 • 10−5 Дж/мм2 • К.

Був, зробив розрахунок теплових полів в програмному пакеті Mathcad 14 для сталей 09Г2С, 15ХГ, 16ГС, 12ХМ. Розрахунок представлений на рис. 3.1.

Як видно на рис 3.2 для зварювання тавра використовуємо дві зварювальні пальники які одночасно створив дві зварювальних ванн. При цьому температурні поля накладаються один на одного. На рис. 3.3 видно зміщення температурних полів.

Рис. 3.1. Теплові поля при наплавлені валіка на лист толщиной 12 мм, температура у кельвинах

Це зміщення залежить від товщини стінки полиці. На рис 3.4 пердставлені температурні поля при наплавленні двох валиків на лист толщиной 12 мм. Два валика зміщені один від одного на товщину стінки тавра 10 мм.

Рис. 3.2. Схема зварювання тавра 1-виріб тавр 2-зварювальні головки

Рис 3.3 Схема розподілу температурних полів при накладення двох швів при зварюванні тавра. b’T1- ширіна температурного поля для першого шва b’T2- ширіна температурного поля для другого шва

Рис. 3.4 Температурні поля при наплавленні двох валиків на лист

Побудуємо температурні поля виникають на стінки тавра. Для цього розглянемо зварювання стінки тавра як наплавлення валика на кромку листа. Скористаємося тією ж формулою що і при розрахунку наплавлення валика на лист.

Результат представлений на рис. 3.5.

Рис. 3.5. Температурні поля при наплавлення валика на кромку листа товщиною 10 мм

3.2 Температурні поля при зварюванні тавра c використанням штучного охолодження

Для визначення теплової потужності стоку тепла необхідно розчесати тиску охолоджувальної рідини:

де — с — для води с=4,18 103 Дж/кг*K,, 0,75, 0,484, 1000 кг/м3 -2мм

5.4 кг/м2

(для води 100°С); 20°С

Розрахункова витрата води для тиску води 5. 57 атм.

=0,32 кг/с

Визначення теплової потужності стоку тепла

=1081 Вт

Визначаємо температурні поля при зварюванні таврової балки зі штучним охолодженням за формулою:

(3. 3)

Результат розрахунками в програмному пакеті Mathcad 14. Температурні поля при зварюванні таврової балки зі штучним охолодженням, для полиці тавра представлені на рис. 3. 6, а для стінки тавра на рис. 3.7.

Рис. 3.6. Температурні поля на полиці при зварюванні таврової балки зі стоком тепла 1081Вт

3.3 Визначення швидкості охолодження для сталей після зварюванні тавра

Розглянемо швидкість охолодження сталей тільки для однієї зварювальної ванни. Як видно на малюнках 2. 2, 2.3. інтервал температур перетворень структур від 100 є С до 700 є С. Температура найменшій стійкості аустеніту для сталей 09Г2С, 16ГС Тm = 400 є С, для стали 15ХГ Тm = 380 є С, для стали 12ХМ Тm = 450 є С.

Для визначення швидкості охолодження не обходимо знайти критерій за формулою (2. 16).

Знайдемо критерій для сталей 09Г2С, 16ГС:

=1

З номограми рис. 2.9. знаходимо безрозмірний критерій щ, де y/д = 0.

щ = 0,8

Знайдемо критерій для стали 15ХГ:

=1,14

щ=0,75

Знайдемо критерій для стали 12ХМ:

=0,96

щ=0,85

Визначимо швидкість охолодження низьколегованих сталей після зварювання тавра.

Швидкість охолодження для сталей 09Г2С, 16ГС:

=9,5 єС/с

Швидкість охолодження для сталі 15ХГ

8,9 єС/с

Швидкість охолодження для сталі 12ХМ

12,27 єС/с

Знайдену швидкість охолодження для обраних сталей розглянемо на діаграмах анізотерміческого перетворення аустеніту рис. 3. 8, 3. 9, 3. 10, 3. 11.

Рис. 3.8 Швидкість охолодження сталі 09Г2С на діаграмі перетворення аустеніту

Рис. 3.9 Швидкість охолодження сталі 15ХГ на діаграмі перетворення аустеніту

Рис. 3. 10 Швидкість охолодження сталі 16ГС на діаграмі перетворення аустеніту

Рис. 3. 11 Швидкість охолодження сталі 12ХМ на діаграмі перетворення аустеніту

Визначаємо швидкість охолодження низьколегованих сталей після зварювання тавра зі штучним охолодженням за формулою:

(3. 4)

Швидкість охолодження для сталей 09Г2С, 16ГС

=12,39 єС/с

Швидкість охолодження для сталі 15ХГ

10,43 єС/с

Швидкість охолодження для сталі 12ХМ

16,8 єС/с

Знайдену швидкість охолодження після зварювання із штучним охолодженням розглянемо на діаграмах анізотерміческого перетворення аустеніту рис. 3. 12, 3. 13, 3. 14, 3. 15.

Рис. 3. 12. Швидкість охолодження сталі 09Г2С на діаграмі перетворення аустеніту

111 — Швидкість охолодження після зварювання тавра зі штучним охолодженням

1111 — Швидкість охолодження після зварювання тавра без штучного охолодження

Рис. 3. 13. Швидкість охолодження сталі 15ХГ на діаграмі перетворення аустеніту

Рис. 3. 14 Швидкість охолодження сталі 16ГС на діаграмі перетворення аустеніту

Рис. 3. 15 Швидкість охолодження сталі 12ХМ на діаграмі перетворення аустеніту

В обраних сталях після зварювання без штучного охолодження не переходить аустеніт в мартенсит.

У сталях 09Г2С, 16ГС і 15ХГ після зварювання із штучним охолодженням не утворюється мартенсит це видно на рис. 3. 12, 3. 13, 3. 14.

А в сталі 12ХМ після зварювання із штучним охолодженням, можливо, утворюється мартенсит як видно на рис. 3. 15.

ПоказатьСвернуть
Заполнить форму текущей работой