Совершенствование технологии дуговой точечной сварки нахлесточных соединений по результатам математического моделирования
Для оценки возможности совершенствования технологии дуговой точечной сварки плавящимся электродом проведено математическое моделирование процесса сварки с применением метода термопластичности в сочетании с методом конечных элементов. На основе данных о размерах зоны сплавления и уровне остаточных...
Gespeichert in:
| Veröffentlicht in: | Автоматическая сварка |
|---|---|
| Datum: | 2010 |
| Hauptverfasser: | , , , |
| Format: | Artikel |
| Sprache: | Russian |
| Veröffentlicht: |
Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
2010
|
| Schlagworte: | |
| Online Zugang: | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/102841 |
| Tags: |
Tag hinzufügen
Keine Tags, Fügen Sie den ersten Tag hinzu!
|
| Назва журналу: | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| Zitieren: | Совершенствование технологии дуговой точечной сварки нахлесточных соединений по результатам математического моделирования / О.В. Махненко, А.Н. Тимошенко, А.Ф. Мужиченко, П.В. Гончаров // Автоматическая сварка. — 2010. — № 11 (691). — С. 28-34. — Бібліогр.: 13 назв. — рос. |
Institution
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine| id |
nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-102841 |
|---|---|
| record_format |
dspace |
| spelling |
Махненко, О.В. Тимошенко, А.Н. Мужиченко, А.Ф. Гончаров, П.В. 2016-06-12T16:58:25Z 2016-06-12T16:58:25Z 2010 Совершенствование технологии дуговой точечной сварки нахлесточных соединений по результатам математического моделирования / О.В. Махненко, А.Н. Тимошенко, А.Ф. Мужиченко, П.В. Гончаров // Автоматическая сварка. — 2010. — № 11 (691). — С. 28-34. — Бібліогр.: 13 назв. — рос. 0005-111X https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/102841 621.791.763.1 Для оценки возможности совершенствования технологии дуговой точечной сварки плавящимся электродом проведено математическое моделирование процесса сварки с применением метода термопластичности в сочетании с методом конечных элементов. На основе данных о размерах зоны сплавления и уровне остаточных напряжений в зоне сварной точки выполнена оценка работоспособности точечного сварного соединения при статических и переменных нагрузках. Mathematical modelling of the metal-arc spot welding process was carried out by the thermoplasticity method combined with the final element method to estimate the possibility of improving the welding technology. Performance of a spot welded joint under static and alternating loads was evaluated based on the data on sizes of the fusion zone and level of residual stresses within the spot weld zone. ru Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України Автоматическая сварка Научно-технический раздел Совершенствование технологии дуговой точечной сварки нахлесточных соединений по результатам математического моделирования Improvement of technology of arc spot welding of overlap joints using results of mathematic modeling Article published earlier |
| institution |
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| collection |
DSpace DC |
| title |
Совершенствование технологии дуговой точечной сварки нахлесточных соединений по результатам математического моделирования |
| spellingShingle |
Совершенствование технологии дуговой точечной сварки нахлесточных соединений по результатам математического моделирования Махненко, О.В. Тимошенко, А.Н. Мужиченко, А.Ф. Гончаров, П.В. Научно-технический раздел |
| title_short |
Совершенствование технологии дуговой точечной сварки нахлесточных соединений по результатам математического моделирования |
| title_full |
Совершенствование технологии дуговой точечной сварки нахлесточных соединений по результатам математического моделирования |
| title_fullStr |
Совершенствование технологии дуговой точечной сварки нахлесточных соединений по результатам математического моделирования |
| title_full_unstemmed |
Совершенствование технологии дуговой точечной сварки нахлесточных соединений по результатам математического моделирования |
| title_sort |
совершенствование технологии дуговой точечной сварки нахлесточных соединений по результатам математического моделирования |
| author |
Махненко, О.В. Тимошенко, А.Н. Мужиченко, А.Ф. Гончаров, П.В. |
| author_facet |
Махненко, О.В. Тимошенко, А.Н. Мужиченко, А.Ф. Гончаров, П.В. |
| topic |
Научно-технический раздел |
| topic_facet |
Научно-технический раздел |
| publishDate |
2010 |
| language |
Russian |
| container_title |
Автоматическая сварка |
| publisher |
Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України |
| format |
Article |
| title_alt |
Improvement of technology of arc spot welding of overlap joints using results of mathematic modeling |
| description |
Для оценки возможности совершенствования технологии дуговой точечной сварки плавящимся электродом проведено
математическое моделирование процесса сварки с применением метода термопластичности в сочетании с методом
конечных элементов. На основе данных о размерах зоны сплавления и уровне остаточных напряжений в зоне
сварной точки выполнена оценка работоспособности точечного сварного соединения при статических и переменных
нагрузках.
Mathematical modelling of the metal-arc spot welding process was carried out by the thermoplasticity method combined
with the final element method to estimate the possibility of improving the welding technology. Performance of a spot
welded joint under static and alternating loads was evaluated based on the data on sizes of the fusion zone and level
of residual stresses within the spot weld zone.
|
| issn |
0005-111X |
| url |
https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/102841 |
| citation_txt |
Совершенствование технологии дуговой точечной сварки нахлесточных соединений по результатам математического моделирования / О.В. Махненко, А.Н. Тимошенко, А.Ф. Мужиченко, П.В. Гончаров // Автоматическая сварка. — 2010. — № 11 (691). — С. 28-34. — Бібліогр.: 13 назв. — рос. |
| work_keys_str_mv |
AT mahnenkoov soveršenstvovanietehnologiidugovoitočečnoisvarkinahlestočnyhsoedineniiporezulʹtatammatematičeskogomodelirovaniâ AT timošenkoan soveršenstvovanietehnologiidugovoitočečnoisvarkinahlestočnyhsoedineniiporezulʹtatammatematičeskogomodelirovaniâ AT mužičenkoaf soveršenstvovanietehnologiidugovoitočečnoisvarkinahlestočnyhsoedineniiporezulʹtatammatematičeskogomodelirovaniâ AT gončarovpv soveršenstvovanietehnologiidugovoitočečnoisvarkinahlestočnyhsoedineniiporezulʹtatammatematičeskogomodelirovaniâ AT mahnenkoov improvementoftechnologyofarcspotweldingofoverlapjointsusingresultsofmathematicmodeling AT timošenkoan improvementoftechnologyofarcspotweldingofoverlapjointsusingresultsofmathematicmodeling AT mužičenkoaf improvementoftechnologyofarcspotweldingofoverlapjointsusingresultsofmathematicmodeling AT gončarovpv improvementoftechnologyofarcspotweldingofoverlapjointsusingresultsofmathematicmodeling |
| first_indexed |
2025-11-25T21:40:36Z |
| last_indexed |
2025-11-25T21:40:36Z |
| _version_ |
1850560102411534336 |
| fulltext |
УДК 621.791.763.1
СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ ДУГОВОЙ
ТОЧЕЧНОЙ СВАРКИ НАХЛЕСТОЧНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
ПО РЕЗУЛЬТАТАМ МАТЕМАТИЧЕСКОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ
О. В. МАХНЕНКО, д-р техн. наук, А. Н. ТИМОШЕНКО, канд. техн. наук,
А. Ф. МУЖИЧЕНКО, П. В. ГОНЧАРОВ, инженеры (Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины)
Для оценки возможности совершенствования технологии дуговой точечной сварки плавящимся электродом проведено
математическое моделирование процесса сварки с применением метода термопластичности в сочетании с методом
конечных элементов. На основе данных о размерах зоны сплавления и уровне остаточных напряжений в зоне
сварной точки выполнена оценка работоспособности точечного сварного соединения при статических и переменных
нагрузках.
К л ю ч е в ы е с л о в а : дуговая точечная сварка, нахлес-
точные соединения, сварные корпусные конструкции, проч-
ность, математическое моделирование
Технология дуговой точечной сварки (ДТС) нах-
лесточных соединений известна достаточно хо-
рошо и давно применяется для получения угловых
и стыковых соединений [1–3]. Одним из недос-
татков этой технологии при соединении элемен-
тов толщиной более 1,5 мм является невозмож-
ность обеспечения качества формирования свар-
ного соединения в вертикальном положении и со-
ответственно его работоспособности под действи-
ем эксплуатационных нагрузок. В этом случае по-
лучение соединений удовлетворительного качест-
ва достигается лишь при ДТС по отверстиям,
предварительно пробитым в наружных элементах,
что значительно увеличивает трудоемкость работ.
При отсутствии отверстий для проплавления ниж-
него элемента нахлесточного соединения необ-
ходимо существенно повышать сварочный ток,
что приводит к увеличению объема расплавлен-
ного металла и стеканию его по вертикальной
плоскости, при этом нарушается качественное
формирование сварной точки (рис. 1).
В работе [4] предложена усовершенствованная
технология ДТС плавящимся электродом в защит-
ных газах нахлесточных соединений в вертикаль-
ном положении без предварительной пробивки от-
верстий в наружном привариваемом листе, кото-
рая обеспечивает получение сварных точечных
соединений заданных размеров и высокого качес-
тва за счет программирования многоциклового
сварочного нагрева. Сварочные циклы обеспечи-
вают подогрев, проплавление (прожог) наружного
листа и последующее формирование сварной точ-
ки. Современный уровень автоматики позволяет
запрограммировать режимы последовательности
сварочных циклов и осуществлять сварку в ав-
томатическом или полуавтоматическом режиме.
Однако выбор режимов многоциклового свароч-
ного нагрева для каждого сочетания материала
и толщины соединяемых элементов экперимен-
тальным путем — достаточно трудоемкий про-
цесс.
В настоящей работе рассмотрены возможности
применения математического моделирования с
целью совершенствования технологии ДТС. Мо-
делирование процесса сварки выполнено с при-
менением методов термопластичности в соче-
тании с методом конечных элементов. На осно-
вании данных о размерах зоны сплавления и уров-
не остаточных напряжений в области сварной точ-
ки оценена работоспособность точечного сварно-
го соединения при статических и переменных наг-
рузках.
© О. В. Махненко, А. Н. Тимошенко, А. Ф. Мужиченко, П. В. Гончаров, 2010
Рис. 1. Некачественно сформированная сварная точка вслед-
ствие стекания расплавленного металла по вертикальной
плоскости
28 11/2010
Для проведения моделирования ДТС внахлест
разработана конечно-элементная модель (рис. 2).
Использована модель пространственно-распреде-
ленного источника сварочного нагрева в осесим-
метричной двухмерной постановке, для которой
удельный тепловой поток имеет следующее рас-
пределение:
q(x, y) =
2qэф
π3 ⁄ 2
kx√⎯⎯ky exp (–kxx
2 – ky(y – y0)
2),
где qэф = ηIсвUд — эффективная тепловая мощ-
ность сварочного источника нагрева; Iсв — сва-
рочный ток; Uд — напряжение на дуге; η — коэф-
фициент полезного действия сварочного нагрева;
kx, ky — коэффициенты распределения тепловой
мощности.
Тепловое контактное сопротивление (ТКС)
между двумя свариваемыми пластинами зависит от
чистоты и шероховатости поверхности, контактного
давления и зазора между пластинами. Поэтому в
каждом конкретном случае при сварке пластин зна-
чение коэффициента ТКС может изменяться в ди-
апазоне kТКС = 0,0002…0,0037 Вт/(мм2⋅К) [5]. Од-
нако, как показали результаты расчета с учетом
кратковременности процесса сварки, изменение
значений ТКС в указанном диапазоне существен-
ного влияния на кинетику распределения темпе-
ратурных полей не оказывает.
В разработанной модели изменение ТКС меж-
ду пластинами в процессе сварки с учетом про-
цесса сплавления моделируется следующим об-
разом. Если на каком-либо временном шаге тем-
пература в точке контакта превышает темпера-
туру плавления, то на данном временном шаге
и на всех последующих значение kТКС равно зна-
чению коэффициента теплоотдачи при идеальном
контакте. Таким образом в процессе сварочного
нагрева определяется максимальный радиус проп-
лавления Rпропл между пластинами. Если точка
контакта входит в зону проплавления, то на пос-
ледующих временных шагах значение kТКС равно
значению коэффициента теплоотдачи при идеаль-
ном контакте.
В результате решения температурной задачи
определяются температурные поля в свариваемых
внахлест пластинах при нагреве и последующем
охлаждении, а также форма и размеры зоны проп-
лавления. Разработанная математическая модель
нагрева свариваемых внахлест пластин в прост-
ранственном положении на вертикальной плос-
кости учитывает выливание части расплавленного
металла во время мощного сварочного цикла, при
котором происходит прожигание верхнего листа
(рис. 3). Приблизительный объем вылитого рас-
плавленного металла может определяться на ос-
нове экспериментальных данных.
Температурная и механическая задачи просмат-
ривались последовательно по времени от начала
нагрева до полного остывания металла. Распреде-
ление температур на каждом временном шаге ис-
пользуется как нагрузка для решения механической
задачи по определению напряженно-деформи-
рованного состояния на текущем временном шаге
с учетом состояния на предыдущем шаге.
Задачу термопластичности решали с помощью
теории пластического течения Прандтля–Рейсса,
ассоциированной с условием текучести Мизеса.
На каждом этапе прослеживания линеаризован-
ную задачу решали методом конечных элементов.
Физическую нелинейность реализовали итерацион-
ным путем. При этом расчетная модель учитывала
зависимость физико-механических свойств стали
09Г2С от температуры (табл. 1). При решении ме-
ханической задачи конечные элементы в пределах
зоны проплавления закрепляются между собой, мо-
делируя таким образом сплавление пластин.
С помощью разработанной модели проведено
исследование процесса формирования точечного
сварного соединения внахлест двух пластин из
стали 09Г2С толщиной 2,5 и 7,0 мм при ДТС в
углекислом газе на режиме, состоящем из пяти
последовательных сварочных циклов (табл. 2,
рис. 4). Сварку выполняли в пространственном
положении на вертикальной плоскости, что свя-
Рис. 2. Схема конечно-элементной модели точечного дугово-
го сварного соединения, полученного ДТС: белые и черные
точки — контактные элементы поверхности соответственно
верхнего и нижнего соединяемых листов; δ1, δ2 — толщина
соответственно верхнего и нижнего соединяемых листов
Рис. 3. Макрошлиф точечного сварного соединения (а) и
математическая модель, учитывающая выливание части рас-
плавленного металла после прожигающего сварочного цик-
ла (б)
11/2010 29
зано с определенными сложностями фор-
мирования сварного соединения.
Коэффициент полезного действия сва-
рочного нагрева выбран равным η = 0,7
на основе данных работы [6], а также из
условия согласования размеров зоны
проплавления на макрошлифе сварного
точечного соединения с расчетными ре-
зультатами (рис. 5). Коэффициент расп-
ределения тепловой мощности kx = 3,0
1/мм2 скорректирован также из этого ус-
ловия. В первом разогревающем свароч-
ном цикле не моделировали внесение при-
садочного материала из-за незначитель-
ной его продолжительности и последую-
щего выливания расплавленного металла
во время второго сварочного цикла.
Объем расплавленного металла, вылитого
в конце нагрева во время второго свароч-
ного цикла, определяли из условия пос-
ледующего заполнения присадочным ма-
териалом во время третьего и четвертого
сварочных циклов.
Сопоставление расчетных и экспери-
ментальных результатов показало, что раз-
работанная математическая модель вполне
работоспособна при определении форми-
рования точечного сварного соединения
внахлест двух пластин дуговой сваркой в прос-
транственном положении на вертикальной плос-
кости и может применяться для разработки тех-
нологии сварки таких соединений при сложном
сварочном цикле.
Указанная математическая модель позволила
получить расчетные результаты по распределе-
нию остаточных напряжений в зоне сварного со-
единения. Эта информация может быть полезна
при оценке прочности точечного сварного сое-
динения.
Разрушение сварных соединений с точечными
швами обычно происходит при разрушении свар-
ных точек по механизму среза (рис. 6) [7, 8]. Воз-
можны и другие механизмы разрушения соеди-
нения как по основному металлу или зоне тер-
мического влияния, так и вследствие вырыва свар-
ной точки из основного металла по ее пе-
риметру. Определяющим является разру-
шение, которое начинается у вершины по-
лости, примыкающей к сварной точке, и
распространяется либо по телу точки либо
по основному металлу. Таким образом,
разрушение инициируется острым кон-
центратором напряжений, расположен-
ным по периметру сварной точки. Дейс-
твие указанного концентратора может
быть учтено на основе современных кри-
териев механики разрушения, а именно,
двухпараметрического критерия вязкох-
Т а б л и ц а 1. Физико-механические свойства стали 09Г2С*
T, °С
Коэффициент
теплопроводнос-
ти λ, Вт/(мм⋅°С)
Объемная
энталь-
пия hV,
Дж/мм3
Модуль
Юнга
E⋅10–5,
МПа
Коэффициент ли-
нейного терми-
ческого расшире-
ния α⋅105, 1/°С
Предел те-
кучести σт,
МПа
20 0,040 0 1,97 1,14 435
100 0,040 0,5 1,97 1,14 398
200 0,039 1,0 2,01 1,22 360
300 0,038 1,5 1,95 1,26 323
400 0,036 1,7 1,88 1,30 285
500 0,034 2,0 1,80 1,38 222
600 0,032 2,4 1,69 1,39 97
700 0,029 3,2 1,56 1,41 45
800 0,026 4,0 1,35 1,83 43
900 0,026 5,0 1,25 1,87 43
1000 0,028 6,0 1,25 1,94 43
1100 0,029 7,6 1,25 1,95 43
1200 0,030 9,2 1,25 1,95 43
1400 0,030 10,0 1,25 1,95 43
1510 0,030 15,0 1,25 1,95 43
1750 0,030 17,5 1,25 1,95 43
* Коэффициент Пуассона v = 0,3.
Т а б л и ц а 2. Параметры режима ДТС
№ свароч-
ного цикла
Напряже-
ние на дуге
Uд, В
Сварочный
ток Iсв, А
Скорость
подачи сва-
рочной про-
волоки
vпод, м/ч
Длитель-
ность сва-
рочного им-
пульса tсв, с
Длитель-
ность пау-
зы между
импульса-
ми tпауз, с
1 28 200 120 0,4…0,5 0,1
2 42 450 276 1,0…1,3 2,0
3 30 250 138 0,8…1,0 1,5
4 30 250 138 0,8…1,0 1,0
5 26 190 120 0,5 —
Рис. 4. Схема изменения параметров режима ДТС в верти-
кальном положении: t1…t8 — длительности импульсов и па-
уз; tобщ — общее время цикла ДТС
30 11/2010
рупкого разрушения [9, 10]. Согласно этому под-
ходу равновесие трещины не нарушается, если
соблюдается условие
Kr ≤ f1(Lr),
где Kr = KI/KIC — отношение интенсивности нап-
ряжений KI в вершине трещины к критическому
значению этой величины KIC; Lr = σреф/σт — от-
ношение критического напряжения в зоне сварной
точки σреф, определяющего разрушение по меха-
низму пластической неустойчивости, к пределу
текучести материала σт. Вид функции f1(Lr) оп-
ределяется экспериментально. На рис. 7 эти дан-
ные приведены для различных конструкционных
сталей.
При вычислении значений KI должны учиты-
ваться как внешняя нагрузка, т. е. нагрузка уси-
лием Px на одну точку в плоскости свариваемых
листов (рис. 8), так и остаточные нерелаксиро-
ванные напряжения в зоне сварного соединения.
При вычислении значений Lr остаточные напря-
жения не учитываются, поскольку они полностью
релаксируются.
Значения Px определяются через напряжения
на периферии соединяемых элементов σxx
∞ (рис. 8,
а), значения толщины металла δj и шага l между
сварными точками, т. е. Px = σxx
∞ δjl (j = 1, 2). В
результате нагружения происходит деформирова-
ние соединения (рис. 8, б). При деформировании
на сварную точку действуют срезывающие усилие
Px = Px cos β, отрывное усилие Pz = Px sin β и
момент
M = M1
0 + M2
0 = Px
δ1 + δ2
2 cos β.
Значения угла β находятся в сложной зави-
симости от геометрических параметров сварного
соединения, механических свойств материалов и
усилия Px. Параметры деформирования точечного
сварного нахлесточного соединения и значения
Рис. 5. Сравнение размера зоны проп-
лавления на макрошлифе точечного
сварного соединения (а) с расчетны-
ми результатами (б)
Рис. 6. Вид образцов точечных сварных соединений до испытаний на растяжение (а) и после разрушения сварных точек по
механизму среза (б)
Рис. 7. Диаграммы предельного состояния Kr ≤ f1(Lr) для
конструкционных сталей разного типа [3]: A — высокопроч-
ная сталь EN408; B — сталь для сосудов давления A533B;
C — низкоуглеродистая сталь с марганцем; D — аустенитная
сталь; E — расчетная кривая [9]
11/2010 31
KI могут быть вычислены по зависимостям, пред-
ложенным в работах [11, 12]. По указанным за-
висимостям выполнены расчетные оценки пре-
дельных значений напряжений (σxx
∞)пр в верхнем
более тонком листе при статическом нагружении
в зависимости от шага l сварных точек размером
2R, толщины верхнего δ1 и нижнего δ2 листов,
а также от остаточных напряжений σzz в зоне свар-
ной точки.
Расчетные данные, представленные на рис. 9,
показывают, что предельные значения напряжений
(σxx
∞)пр при статическом нагружении резко умень-
шаются с увеличением шага l сварных точек.
Размер сварной точки также существенно вли-
яет на предельные значения напряжений (σxx
∞)пр
(рис. 10). Увеличение размера сварной точки спо-
собствует повышению прочности сварного сое-
динения при статическом нагружении. Сопостав-
ление расчетных и экспериментальных данных на
рис. 10 показало, что применяемый расчетный
подход является достаточно консервативным.
Увеличение толщины как верхнего, так и ниж-
него листа отрицательно влияет на прочность то-
чечного сварного соединения. Этот фактор явля-
ется отрицательным для усовершенствованной
технологии ДТС с многоцикловым сварочным
нагревом, которая в основном применяется при
сварке достаточно толстых листов.
Расчетные данные на рис. 11 показали, что
влияние уровня остаточных напряжений σzz, дей-
ствующих по толщине листов в зоне сварной точки,
на предельные значения напряжений (σxx
∞)пр в вер-
хнем более тонком листе при статическом наг-
ружении незначительно. Как видно из рис. 12,
уровень остаточных напряжений σzz достаточно
Рис. 8. Схемы сварного соединения с однорядным точечным
сварным швом до нагружения (а) и деформирования его при
Px (б); l — расстояние между центрами сварных точек (шаг);
Px′ — усилие, действующее в зоне сварной точки; M1
0, M2
0 —
усилие, действующее соответственно на верхние и нижние
соединяемые листы; β — угол изгиба
Рис. 9. Расчетные данные об изменении предельных значений
напряжений (σxx
∞)пр в верхнем более тонком листе (δ1 = 2,5
мм, δ2 = 7,0 мм) при статическом нагружении в зависимости
от шага l сварных точек размером 2R = 10 мм (разрушение
срезом): 1 — здесь и на рис. 10, 11 KIC = 1025; 2 —
2050 МПа⋅мм1/2
Рис. 10. Сопоставление расчетных (1, 2) и эксперименталь-
ных данных (точки) предельных значений напряжений
(σxx
∞)пр в верхнем более тонком листе (δ1 = 2,5 мм, δ2 = 7,0 мм)
при статическом нагружении в зависимости от размера 2R
сварной точки (шаг l = 50 мм)
Рис. 11. Изменение предельных значений напряжений
(σxx
∞)пр в верхнем листе (δ1 = 2,5 мм, δ2 = 7,0 мм) при стати-
ческом нагружении в зависимости от остаточных напряже-
ний σzz (размер сварной точки 2R = 10 мм, l = 50 мм)
32 11/2010
низкий. В соответствии с уравнением равновесия
интеграл нормальных напряжений σzz по линии
(площади) сплавления должен быть равен нулю.
На основании этого можно утверждать, что уро-
вень остаточных напряжений не является опре-
деляющим фактором прочности точечного свар-
ного соединения при статическом нагружении.
При циклическом нагружении точечного свар-
ного соединения условие предельного состояния
может быть сформулировано в виде [13]
ΔKω
∗
max = Kω
∗
max – Kω
∗
min = ΔKth
0 (1 – αrσ),
где максимальные Kω
∗
max и минимальные Kω
∗
min зна-
чения определяются соответственно при
Px = Px
max и Px = Px
min; rσ — коэффициент асим-
метрии цикла изменения усилия Px; ΔKth
0 — поро-
говое значение размаха коэффициента интенсивнос-
ти напряжений KI (rσ = 0), при котором
распространение трещины нормального отрыва
практически не происходит; α — эксперименталь-
ная характеристика материала (α ≈ 0,50…0,85) [13].
Выполнена расчетная оценка прочности точеч-
ного сварного соединения при циклическом нагру-
жении в зависимости от шага l и размера 2R сварной
точки, толщины верхнего δ1 и нижнего δ2 листов
при консервативном значении коэффициента асим-
метрии цикла rσ = 0 и ΔKth
0 = 190 МПа⋅мм1/2. Рас-
четные данные рис. 13 и 14 показали, что эта
зависимость имеет такой же характер, как и при
статическом нагружении. Однако по предельным
значениям размах напряжений при циклическом
нагружении на базе 2⋅106 цикл приблизительно на
порядок ниже (на уровне 10…20 МПа), чем при
статическом нагружении, что согласуется с сов-
ременным представлением о циклической проч-
ности сварных соединений.
Выводы
1. Путем регулирования параметров сварочных
циклов при ДТС тонколистового металла в вер-
тикальном положении обеспечивается получение
высококачественных точечных соединений. Усо-
вершенствованная технология предоставляет но-
вые возможности применения ДТС конструкций
в различных отраслях промышленности, особенно
при изготовлении каркасных конструкций совре-
менных грузовых и пассажирских вагонов.
2. Разработанная математическая модель мо-
жет эффективно применяться при разработке тех-
нологии ДТС соединений внахлест, в том числе
при сложном сварочном цикле.
3. Как показали полученные расчетные дан-
ные, уровень остаточных напряжений σzz, дейст-
вующих по толщине листов в зоне сварной точки,
достаточно низкий. В соответствии с уравнением
равновесия интеграл нормальных напряжений σzz
по линии (площади) сплавления равен нулю. Сле-
довательно, уровень остаточных напряжений не
является определяющим фактором для прочности
точечного сварного соединения при статическом
нагружении.
Рис. 12. Расчетные данные о распределении остаточных нап-
ряжений σzz в зоне точечного сварного соединения по линии
сплавления свариваемых листов (δ1 = 2,5 мм, δ2 = 7,0 мм),
размер сварной точки 2R = 10 мм
Рис. 13. Изменение предельных значений размаха напряже-
ний (Δσxx
∞)пр в верхнем более тонком листе (δ1 = 2,5 мм, δ2 =
= 7,0 мм) при циклическом нагружении на базе 2⋅106 цикл в
зависимости от шага l сварной точки размером 2R = 10 мм
(разрушение срезом)
Рис. 14. Изменение предельных значений размаха напряже-
ний (Δσxx
∞)пр в верхнем более тонком листе (δ1 = 2,5 мм, δ2 =
= 7,0 мм) при циклическом нагружении на базе 2⋅106 цикл в
зависимости от размера сварной точки 2R (l = 50 мм)
11/2010 33
4. Предельные значения напряжений (σxx
∞)пр
при статическом нагружении и размаха напряже-
ний (Δσxx
∞)пр при циклическом нагружении резко
падают с увеличением шага сварных точек.
5. Увеличение размера сварной точки способ-
ствует существенному повышению прочности
сварного соединения как при статическом, так и
циклическом нагружении.
1. Особенности дуговой точечной сварки плавящимся
электродом в углекислом газе / В. И. Терещенко, А. Н.
Шаровольский, К. А. Сидоренко и др. // Автомат. сварка.
— 1983. — № 9. — С. 51–53.
2. Ткаченко А. Н., Воскресенский А. С. Применение дуго-
вой точечной сварки при изготовлении кузовов вагонов
// Там же. — 2005. — № 12. — С. 26–28.
3. ГОСТ 14776–79. Дуговая сварка. Соединения сварные
точечные. Основные типы, конструктивные элементы и
размеры. — Введ. 01.07.80.
4. Лобанов Л. М., Тимошенко А. Н., Гончаров П. В. Дуговая
точечная сварка нахлесточных соединений в вертикаль-
ном положении // Автомат. сварка. — 2009. — № 1. —
С. 34–37.
5. Lienhard J. IV, Lienhard J. V. Heat transfer textbook. —
Cambridge, Massachusetts: Phlogiston Press, 2002. —
746 p.
6. Рыкалин Н. Н. Расчеты тепловых процессов при сварке.
— М.: Машгиз, 1951. — 296 с.
7. Дорофеев А. Н. Расчет прочности точечных соединений.
— М.: Машиностроение, 1964. — 139 с.
8. Серенко А. И., Крумбольдт М. Н., Багрянский К. В. Рас-
чет сварных соединений и конструкций. — Киев: Вищ.
шк., 1977. — 333 с.
9. Assesment of the integrity of structure containing defects /
R. P. Harrison, K. Looscmore, J. Milne et al. // Central Elec-
tricity Generating Board. — Berkley, 1980. — Report 6.
Rev. 2.
10. Махненко В. И., Починок В. Е. Применение критериев
механики разрушения к расчету на прочность сварных
соединений с предусмотренными несплошностями тре-
щинообразного типа // Автомат. сварка. — 1982. — № 1.
— С. 1–6.
11. Махненко В. И., Рябчук Т. Г., Починок В. Е. Совершенс-
твование методики расчета на прочность сварных соеди-
нений с точечными швами // Там же. — 1990. — № 1. —
С. 9–14.
12. Черепанов Г. П. Механика хрупкого разрушения. — М.:
Наука, 1974. — 640 с.
13. Махненко В. И., Починок В. Е. Сопротивление цикличес-
ким нагрузкам сварных соединений, имеющих швы с не-
полным проплавлением // Автомат. сварка. — 1984. —
№ 10. — С. 33–40.
Mathematical modelling of the metal-arc spot welding process was carried out by the thermoplasticity method combined
with the final element method to estimate the possibility of improving the welding technology. Performance of a spot
welded joint under static and alternating loads was evaluated based on the data on sizes of the fusion zone and level
of residual stresses within the spot weld zone.
Поступила в редакцию 11.11.2010
11-я МЕЖДУНАРОДНАЯ СПЕЦИАЛИЗИРОВАННАЯ
ВЫСТАВКА ОБОРУДОВАНИЯ, ПРИБОРОВ И
ИНСТРУМЕНТОВ ДЛЯ СВАРКИ И РЕЗКИ
22–25 марта 2011 Беларусь, Минск
Выставочный комплекс
В рамках выставки будет работать специализированный салон
Защита от коррозии. Покрытия.
Организатор: МинскЭкспо тел.: +375 17-226-98-58, 17-226-90-83
факс: +375 17-226-98-58, 17-226-99-36
E-mail: e_fedorova@solo.by
34 11/2010
|