Применение математического моделирования при термической правке судостроительных панелей

Описан пример применения математического моделирования при изучении эффективности процесса термической правки судостроительных панелей на основе комбинированного использования общего метода термопластичности и приблизительного метода функции усадки. Показано, что предложенный подход особенно эффекти...

Повний опис

Збережено в:

Бібліографічні деталі
Опубліковано в: :	Автоматическая сварка
Дата:	2009
Автори:	Махненко, О.В., Мужиченко, А.Ф., Зайффарт, П.
Формат:	Стаття
Мова:	Російська
Опубліковано:	Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України 2009
Теми:	Научно-технический раздел
Онлайн доступ:	https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/39062
Теги:	Додати тег Немає тегів, Будьте першим, хто поставить тег для цього запису!
Назва журналу:	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Цитувати:	Применение математического моделирования при термической правке судостроительных панелей / О. В. Махненко, А. Ф. Мужиченко, П. Зайффарт // Автоматическая сварка. — 2009. — № 1(669). — С. 10-16. — Бібліогр.: 10 назв. — рос.

Репозитарії

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine

_version_	1860182111159320576
author	Махненко, О.В. Мужиченко, А.Ф. Зайффарт, П.
author_facet	Махненко, О.В. Мужиченко, А.Ф. Зайффарт, П.
citation_txt	Применение математического моделирования при термической правке судостроительных панелей / О. В. Махненко, А. Ф. Мужиченко, П. Зайффарт // Автоматическая сварка. — 2009. — № 1(669). — С. 10-16. — Бібліогр.: 10 назв. — рос.
collection	DSpace DC
container_title	Автоматическая сварка
description	Описан пример применения математического моделирования при изучении эффективности процесса термической правки судостроительных панелей на основе комбинированного использования общего метода термопластичности и приблизительного метода функции усадки. Показано, что предложенный подход особенно эффективен для прогнозирования общих деформаций крупногабаритных пространственных конструкций при большом количестве в них сварных швов или локальных нагревов при правке. Проведен анализ экспериментальных данных по термической правке судостроительных панелей с деформациями бухтиноватости и выявлен целый ряд объективных факторов, ограничивающих эффективность этой технологической операции, особенно при больших толщинах листа обшивки. Described is an example of application of mathematical modelling for investigation of the efficiency of the process of thermal straightening of shipbuilding panels, based on the approach of a combined use of the general thermoplasticity method and approximate shrinkage function method. It is shown that the approach suggested is particularly efficient for prediction of general distortions of large-size spatial structures in a case of a large number of welds contained in them, or local heatings used in straightening. The results of experiments on thermal straightening of shipbuilding panels with buckling distortions have been analysed, and objective factors that limit the efficiency of this technological operation, especially with large thicknesses of the panels, have been revealed.
first_indexed	2025-12-07T18:02:31Z
format	Article
fulltext	УДК 621.791:629.12 ПРИМЕНЕНИЕ МАТЕМАТИЧЕСКОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ ПРИ ТЕРМИЧЕСКОЙ ПРАВКЕ СУДОСТРОИТЕЛЬНЫХ ПАНЕЛЕЙ О. В. МАХНЕНКО, канд. техн. наук, А. Ф. МУЖИЧЕНКО, инж. (Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины), П. ЗАЙФФАРТ, проф., д-р техн. наук (IMG GmbH, Германия) Описан пример применения математического моделирования при изучении эффективности процесса термической правки судостроительных панелей на основе комбинированного использования общего метода термопластичности и приблизительного метода функции усадки. Показано, что предложенный подход особенно эффективен для прог- нозирования общих деформаций крупногабаритных пространственных конструкций при большом количестве в них сварных швов или локальных нагревов при правке. Проведен анализ экспериментальных данных по термической правке судостроительных панелей с деформациями бухтиноватости и выявлен целый ряд объективных факторов, ограничивающих эффективность этой технологической операции, особенно при больших толщинах листа обшивки. К л ю ч е в ы е с л о в а : сварные тонколистовые конс- трукции, судостроительные панели, сварочные деформации, термическая правка, математическое моделирование, ме- тод термопластичности, метод функции усадки При моделировании процессов сварки или теп- ловой правки крупногабаритных конструкций с помощью методов конечных элементов и термоп- ластичности возникают проблемы получения ре- шения с необходимой точностью. Во-первых, крупногабаритная конструкция требует разбивки на значительно большее количество элементов по сравнению с отдельным узлом, что вызывает не- обходимость в значительных компьютерных ре- сурсах и времени на расчет. Во-вторых, проблема еще более усложняется, когда необходимо про- моделировать большое количество сварных швов или локальных нагревов при тепловой правке. В этом случае получение решения становится прак- тически невозможным. Для определения общих деформаций крупно- габаритных конструкций можно использовать приблизительный метод функции усадки, кото- рый работает в рамках теории упругости, так как общие деформации или перемещения точек свар- ной конструкции являются интегральной харак- теристикой и несущественно зависят от характера распределения функции усадки (особенно на не- котором расстоянии от ее приложения). Осново- полагающей по этой теме можно считать работу Е. О. Патона [1], в которой проведено комплек- сное исследование сварочных остаточных напря- жений в цилиндрических сосудах, возникающих от кольцевых и продольных швов, а также при приварке днища, вварке патрубков и т. д. Эта ра- бота и сегодня не потеряла своего научного и практического интереса. Предложенная в ней идея расчетной оценки остаточных сварочных напря- жений методами теории упругости по заданному значению усадочных продольных деформаций, определяемых экспериментально из простых опы- тов, нашла применение в целом ряде работ [2–8]. Обобщенное представление методов функции усадки выполнено в работе [2]. Проведен ряд экспериментов по изучению эф- фективности термической правки судостроитель- ных панелей с деформациями бухтиноватости на образцах ограниченного размера (1300 1300 мм), подготовленных с учетом конструктивных осо- бенностей, технологии и материала, аналогичных реальной судостроительной панели (рис. 1). Об- разец панели состоял из листа обшивки толщиной 6 мм с приваренным продольным и поперечным набором таким образом, что между набором об- разовывались две зоны бухтиноватости размером 600 1200 мм. Значение бухтиноватости в боль- шинстве случаев имело знак минус (прогиб) и не превышало 3…7 мм. Термическую правку выполняли путем нагрева как круглых пятен, так и полос длиной 150 мм © О. В. Махненко, А. Ф. Мужиченко, П. Зайффарт, 2009 Рис. 1. Образец судостроительной панели 10 1/2009 с помощью плазменного источника нагрева кос- венного действия (эффективная мощность Qэф = = 1100 Вт, коэффициент сосредоточенности K = = 0,004 1/мм2), газопламенного ацетиленового ис- точника (Qэф = 2500 Вт, K = 0,005 1/мм2) и с помощью лазерного источника расфокусирован- ным лучом (Qэф = 2800 Вт, равномерное расп- ределение мощности в круглом пятне диаметром Dн = 24 мм). Результаты экспериментов на образцах пока- зали очень низкую эффективность термической правки деформаций бухтиноватости. При этом практически для всех нагревов отмечался эффект значительных локальных изгибных деформаций со знаком минус (прогиб), вызванных неравно- мерностью нагрева металла листа по толщине. Этим можно объяснить тот факт, что снизить де- формации бухтиноватости получалось только при положительном знаке (выгибе) бухтиноватости. Таким образом, процесс правки осуществляли не путем натяжения листа обшивки от усадки в плос- кости листа, а в результате локальных изгибных деформаций в зоне нагревов. Для изучения такого типа проблем выполнено моделирование процесса тепловой правки на ука- занных экспериментальных образцах с помощью коммерческого пакета ANSYS. Модель образца судостроительной панели с разбиением на конеч- ные элементы (приблизительно 240 000 элемен- тов) показана на рис. 2. Нагревы задавали в виде дополнительных деформаций усадки в плоскости листа обшивки. Решение по общим деформациям и перемещениям точек листа обшивки и ребер образца в трехмерной постановке 3D искали в рамках теории упругости с использованием ме- тода функции усадки, который является прибли- женным и не учитывает историю образования и развития упругопластических деформаций. Поэто- му разработанная модель не позволяет определить влияние последовательности выполнения нагревов на общие деформации образца панели. Преимущес- твом метода функции усадки по сравнению с общим методом термопластичности является возможность получения решения по общим деформациям слож- ных пространственных конструкций с большим ко- личеством нагревов. Моделирование процесса тепловой правки на экспериментальном образце панели выполняли, когда обшивка одной панели имела деформацию бухтиноватости, т. е. равномерным прогибом или выгибом из плоскости обшивки. Соответствую- щие конечно-элементные модели образца судос- троительной панели с деформациями бухтинова- тости представлены на рис. 3, а, б. Каждая модель имеет закрепления образца в четырех точках в углах по контуру против перемещений из плос- кости листа обшивки. Деформации усадки от наг- рева одной полосы длиной 150 мм задавали рав- ными Δпоп = 0,3 мм и Δпрод = 0,1 мм (в попереч- ном и продольном направлении относительно по- лосы нагрева), что приблизительно соответствует реальным значениям при газопламенном нагреве такой полосы [9, 10]. Результаты расчета показали, что под дейс- твием деформаций усадки от нагрева одной по- лосы длиной 150 мм, расположенной по центру бухтины, произошло перемещение листа обшивки на 1,5 мм (рис. 3, а, б), т. е. деформации бухти- новатости уменьшились с 10 (начальное значение) до 8,5 мм. Расчеты также показали, что смещение полосы нагрева от центра бухтины к ребру жес- ткости (до 70 мм от набора) снижает эффект прав- ки примерно на 25 % (рис. 3, в, г). Расположение полос нагрева в центральной части бухтины яв- ляется наиболее эффективным (рис. 4). Важный эффект с точки зрения понимания ме- ханизма процесса тепловой правки был выявлен при расчете снижения бухтиноватости от одной полосы нагрева, расположенной по центру бух- тины, при различных значениях начальной бух- тиноватости (2, 3, 5, 10, 15, 20 и 30 мм). Резуль- таты расчета на рис. 5 показывают, что эффек- тивность правки (снижение бухтиноватости) сна- чала резко возрастает по мере увеличения началь- ного значения бухтиноватости, затем становится постоянным и дальше несколько снижается при больших значениях бухтиноватости. При нулевой бухтиноватости, т. е. в абсолютно плоском листе, Рис. 2. Конечно-элементная модель образца судостроитель- ной панели с деформацией бухтиноватости обшивки: а — прогиб; б — выгиб 1/2009 11 усадка от нагрева в плоскости листа не вызывает никаких перемещений из плоскости. Этот эффект согласуется с наблюдениями из практики, т. е., что править тепловым способом малые бухтины более трудоемко, чем большие. Объяснить этот эффект можно тем, что уменьшение бухтинова- тости, фактически изгиб листа, зависит от плеча приложения усадочных сил. Чем больше бухти- новатость, тем больше изгибающий момент, выз- ванный усадкой. В то же время при достижении достаточно больших значений бухтиноватости лист обшивки приобретает сферическую форму, что приводит к повышению жесткости обшивки на изгиб. Таким образом, результаты расчета показали, что для рассмотренного образца судостроитель- ной панели существует достаточно заметная эф- фективность правки деформации бухтиноватости под действием деформаций усадки от нагрева по- лосы. Причем эта эффективность правки не за- висит от знака (направления) начальной дефор- мации бухтиноватости. Однако при этом не учи- тывались локальные деформации изгиба, вызван- ные неравномерностью нагрева листа обшивки при нагреве. Эти деформации изгиба, всегда вы- зывающие прогиб листа обшивки, при начальной деформации бухтиноватости выгиба будут спо- собствовать снижению бухтиноватости, а при де- формации бухтиноватости прогиба будут частич- но или полностью компенсировать эффект правки от деформаций усадки. Поскольку деформации изгиба возникают практически при любом источ- нике нагрева, для обеспечения эффективности правки необходимо, чтобы положительный эф- фект от деформаций усадки в плоскости листа был значительно выше эффекта от деформаций изгиба. С целью определения остаточных деформаций усадки и локальных угловых деформаций при- менительно к случаю нагрева полосы движущим- Рис. 3. Перемещения Uy (мм) из плоскости листа обшивки (уменьшение бухтиноватости) под действием деформаций усадки от нагрева одной полосы длиной 150 мм: а, б — расположение по центру бухтины; в, г — по краю бухтины на расстоянии 70 мм от ребра жесткости; а, в — перемещения на общем виде образца панели; б, г — поперечное сечение по центру бухтины Рис. 4. Снижение эффективности правки при смещении по- лосы нагрева от центра бухтины к ребру жесткости (набору) Рис. 5. Зависимость эффективности правки от величины бух- тиноватости 12 1/2009 ся источником (материал — низкоуглеродистая сталь) использовали численный алгоритм, осно- ванный на методе термопластичности, т. е. на пос- ледовательном прослеживании температурных полей и развитии упругопластических деформа- ций в листовом образце с размерами 500 500 мм и толщиной 6 мм в трехмерной постановке. Данные по температурным полям получали чис- ленным методом решения задачи теплопроводности в рамках модели 3D для области 0 ≤ х ≤ 500 мм, 0 ≤ у ≤ 500 мм, –δ/2 ≤ z ≤ δ/2 с начальной темпе- ратурой T0 = 20 °С, когда на всех поверхностях задан теплообмен по закону Ньютона с окружа- ющей средой с температурой 20 °С при коэф- фициенте поверхностной теплоотдачи αт = = 0,00004 Вт/(мм2⋅°С). На поверхности z = –δ/2 действует поверхностный источник тепла мощ- ностью Qэф, распределенный по поверхности по нормально круговому закону, с коэффициентом сосредоточенности K. Центр источника в момент 0 < t < t0 находится в точке x = x0, y = y0, затем при t > t0 со скоростью v движется вдоль оси х. Движение заканчивается при t – t0 = L/v и про- исходит выравнивание температуры. Проведены численные эксперименты с исполь- зованием плазменного источника косвенного действия, широко распространенного в настоящее время газопламенного (ацетиленового) нагрева, а также перспективного для применения в ближай- шем будущем лазерного источника нагрева. При этом в расчетах для плазменного источника наг- рева задавали эффективную мощность Qэф = = 1100 Вт и коэффициент сосредоточенности K = = 0,004…0,010 1/мм2, измеренные эксперимен- тально. Для газопламенного нагрева задавали Qэф = 2500 Вт и K = 0,004 1/мм2, соответствующие горелке, которая обычно применяется при теп- ловой правке при толщине 6 мм. Для лазерного источника нагрева задавали эффективную мощ- ность Qэф = 2800 Вт и равномерное распределение мощности в круглом пятне расфокусированного луча диаметром Dн = 24 мм. Расчетные результаты показали, что градиент температур по толщине нагреваемой пластины су- щественно зависит от мощности Qэф, коэффици- ента сосредоточенности нагрева K и скорости дви- жения источника при нагреве полосы длиной L = = 150 мм. При этом для плазменного источника разность температур нагрева на верхней и нижней поверхностях составляла приблизительно 40…60 °С, а максимальные прогибы не превы- шали 0,10 мм. Более высокая эффективная мощ- ность газопламенного и лазерного источников нагрева по сравнению с рассмотренным ранее плазменным источником (в 2…2,5 раза) и соот- ветственно более высокие скорости движения ис- точника вызывают более значительную неравно- мерность распределения температуры по толщине листа. Этим объясняются достаточно высокие зна- чения максимальных прогибов, вызванных локаль- ными остаточными изгибными деформациями. Для газопламенного источника нагрева в зависимости от коэффициента сосредоточенности K разность температур нагрева на верхней и нижней поверх- ностях составляла приблизительно 100…160 °С, для лазерного источника нагрева в зависимости от скорости его движения она достигала 300 °С. Со- ответственно максимальные прогибы Uz локальных изгибных деформаций для газопламенного источ- ника нагрева находятся на уровне –0,2 мм (рис. 6, а), а для лазерного — –0,8 мм (рис. 6, б). Анализ расчетных данных, представленных в таблице, показывает, что наиболее эффективным из рассмотренных источников нагрева для теп- ловой правки деформаций бухтиноватостей явля- Рис. 6. Распределение остаточных прогибов Uz(x, y) для газопламенного (а) и лазерного (б) источников нагрева 1/2009 13 ется газопламенный по соотношению значений суммарного объема пластических деформаций усадки Vр и максимального прогиба Uz. Неожи- данно высокие значения по изгибным деформа- циям для лазерного источника, который харак- теризуется равномерным распределением мощ- ности в пятне диаметром 24 мм, можно объяснить, вероятно, достаточно высоким приведенным коэффициентом сосредоточенности K, получен- ным из относительно небольшого диаметра пятна вводимого тепла. Если принять закон распреде- ления мощности нагрева по формуле Q(r) = Qэф πR2 e–Kr 2 и границей пятна нагрева считать координату r, для которой выполняется условие Q(r)/Qэф = 0,1, тогда для лазерного источника нагрева при R = = 24/2 мм приведенный коэффициент сосредото- ченности K = 0,009 1/мм2. Для сравнения при га- зопламенном источнике нагреве при K = 0,003 и 0,005 1/мм2 размеры пятна нагрева соответс- твенно равны 41 и 32 мм. Для учета локальных деформаций изгиба, выз- ванных неравномерностью нагрева листа обшив- ки при нагреве, в разработанной конечно-элемен- тной модели нагрева полосы, основанной на ис- пользовании метода функции усадки, на верхней и нижней поверхности листа задавали различные значения деформации усадки. Эта разница усадок должна соответствовать угловым деформациям α по следующей зависимости: α = (Δпоп верх – Δпоп низ) δ , где Δпоп верх; Δпоп низ — усадки на верхней и нижней поверхности листа; δ — толщина листа. В расчетах разницу усадок выбирали таким образом, чтобы прогиб листа обшивки, вызванный угловой деформацией, составлял приблизительно Ux = 0,2 мм, что соответствует результатам чис- ленного определения локальных угловых дефор- маций для полосы нагрева длиной 150 мм при газопламенном нагреве. При этом среднее зна- чение усадки задавали равным Δпоп = 0,3 мм и Δпрод = 0,1 мм (в поперечном и продольном нап- равлении относительно полосы нагрева). На рис. 7 представлены расчетные данные от- носительно перемещений Uy из плоскости листа обшивки в зависимости от начальной бухтино- ватости листа обшивки толщиной 6 и 3 мм с уче- том раздельного и совместного действия усадки в плоскости листа и угловых деформаций. Резуль- таты получены для деформации бухтиноватости прогиба, когда угловые деформации частично компенсируют эффективность правки от дефор- маций усадки. При данном соотношении усадки и угловых деформаций влияние последних на эф- фективность правки, т. е. на снижение бухтино- ватости, незначительно. При более высоких зна- чениях угловых деформаций эффективность прав- ки будет резко снижаться. Результаты также показали, что эффектив- ность правки существенно зависит от толщины листа обшивки. При условии обеспечения оди- наковых характеристик усадки при толщине листа обшивки 3 мм снижение бухтиноватости от наг- рева полосы приблизительно в 2 раза выше, чем Рис. 7. Зависимость эффективности правки от начальной бух- тиноватости при нагреве полосы длиной 150 мм по центру бухтины листа обшивки толщиной 6 (сплошная) и 3 мм (штриховая кривая) с учетом действия усадки в плоскости листа и угловых деформаций: 1, 3 — усадка; 2, 4 — усад- ка+угловые деформации; 5, 6 — угловые деформации Расчетные данные нагрева полосы L = 150 мм для листового образца размером 500 500 мм толщиной 6 мм Источник нагрева Qэф, Вт K, 1/мм2 Dн, мм v, мм/с Vр, мм 2 Uz, мм Плазменный 1100 0,004 — 1,0 –119,0 –0,08 1100 0,007 — 1,0 –128,9 –0,09 1100 0,010 — 1,0 –132,0 –0,07 Газопламенный 2500 0,003 — 2,0 –631 –0,18 2500 0,005 — 2,0 –669 –0,2 Лазерный 2800 Не опр. 24 4,0 –390 –0,55 2800 » » 24 6,0 –269 –0,8 14 1/2009 при толщине 6 мм. Это хорошо согласуется с практическим опытом, когда применение тепло- вой правки деформаций бухтиноватости наиболее эффективно при толщинах листа обшивки до 4 мм. Разработанная модель позволила провести чис- ленные эксперименты по изучению эффективнос- ти правки в зависимости от количества и разме- щения нагревов. На рис. 8 представлены расчет- ные данные относительно перемещений Uy из плоскости листа обшивки для различных вари- антов размещения полос нагрева длиной 150 мм при толщине обшивки 6 мм. Начальное значение деформации бухтиноватости задавали равным 5 мм. Для каждого варианта определяли переме- щения Uy под действием совместно деформаций усадки в плоскости и угловых деформаций. Результаты показывают (рис. 8, а, б), что уменьшение бухтиноватости при нагреве полосы имеет локальный характер и происходит в зоне, ограниченной шириной бухтины, а в направлении длины бухтины — приблизительно двумя дли- нами полосы нагрева. Вне этой зоны наблюдается даже небольшое увеличение этой, а также сосед- них бухтин. Этот эффект также подтверждается наблюдениями из практики. Расположение нес- кольких полос нагрева в одной зоне близко друг к другу (рис. 8, в, г) дает заметное повышение эффективности правки (уменьшение бухтинова- тости) в этой зоне. Расположение полос нагрева равномерно по площади бухтины на достаточно большом расстоянии друг от друга (рис. 8, д, е) приводит к сравнительно небольшому уменьше- нию бухтиноватости по всей площади бухтины. Возможно, это объясняется взаимным влиянием зон снижения и увеличения бухтиноватости от различных полос нагрева. Таким образом, резуль- тат правки при большом количестве нагревов нельзя рассматривать как простую сумму умень- шения бухтиноватости от отдельных нагревов. Как видно из сравнения нагрева полосами с нагревом круглыми пятнами (рис. 9), даже при заданном значении усадки, как и для полосы, сни- жение бухтиноватости (начальное значение де- формации бухтиноватости 5 мм) при нагреве круглыми пятнами имеет значительно более низ- кий эффект, чем при нагреве полосами. Это свя- зано с меньшим суммарным объемом пласти- ческих деформаций, образующихся при нагреве круглых пятен. При этом все отмеченные выше особенности, связанные с локальностью эффек- Рис. 8. Снижение бухтиноватости (перемещение Uy ) при наг- реве полосами длиной 150 мм: а, в, д — схема нагрева одной, тремя и девятью полосами; б, г, д — соответствующее расп- ределение перемещений, мм Рис. 9. Снижение бухтиноватости (перемещения Uy) при наг- реве круглыми пятнами: а, в, д — схема нагрева одним, девятью и 18-ю пятнами; б, г, е — соответствующее распре- деление перемещений, мм 1/2009 15 тивности правки и взаимным влиянием нагревов друг на друга, сохраняются. Выводы 1. Эффективность тепловой правки существенно зависит от начальной бухтиноватости, т. е. сни- жение бухтиноватости (фактически изгиб листа) зависит от плеча приложения усадочных сил. При малых начальных значениях бухтиноватости, или по мере снижения бухтиноватости в процессе правки эффективность ее резко снижается. 2. Большое влияние на эффективность тепло- вой правки оказывает толщина листа обшивки. При большой толщине листа (6 мм) эффектив- ность правки в результате деформации усадки в плоскости листа резко снижается. Дополнительно при большой толщине возникают деформации из- гиба, вызванные неравномерностью нагрева по толщине, которые в зависимости от знака (нап- равления) бухтиноватости могут существенно снижать эффективность правки. 3. Результат тепловой правки существенно за- висит от количества и расположения пятен и полос нагревов по площади бухтины и при большом их количестве нельзя рассматривать эффективность правки как простую сумму уменьшения бухтино- ватости от отдельных нагревов. Уменьшение бух- тиноватости от одного нагрева имеет локальный характер и происходит в зоне с размерами, приб- лизительно равными ширине бухтины. Вне этой зо- ны наблюдается даже небольшое увеличение бух- тиноватости этой, а также соседних бухтин. Поэ- тому тепловую правку следует осуществлять наг- ревом пятен или полос, расположенных в зоне мак- симальной бухтиноватости. 4. Процесс тепловой правки деформаций бух- тиноватости имеет целый ряд объективных фак- торов, ограничивающих эффективность этой тех- нологической операции, особенно при больших толщинах листа обшивки. Получение положи- тельного эффекта правки возможно только при оптимальном выборе режимов и размещения пя- тен нагрева. 1. Патон Е. О., Горбунов Б. Н., Берштейн Д. И., Дзевал- товский К. И. Усадочные напряжения при сварке цилинд- рических сосудов // Автоген. дело. — 1936. — № 5, 6. 2. Подстригач Я. С., Пляцко Г. В., Осадчук В. А. К опреде- лению остаточных сварочных напряжений в цилиндри- ческих оболочках // Автомат. сварка. — 1971. — № 3. — С. 50–58. 3. Ueda Y., Yuan M. G. The characteristics of the source of welding residual stress (inherent strain) and its application to measurement and prediction // Trans. JWRI. — 1991. — 20, № 2. — P. 119–127. 4. Прогнозирование общих деформаций сварных узлов на основе банка данных о поперечной, продольной усадке и угловых деформациях соответствующих образцов / В. И. Махненко, Л. М. Лобанов, О. В. Махненко, М. Байер // Автомат. сварка. — 1991. — № 10. — С. 1–5. 5. Лобанов Л. М., Махненко О. В., Зайфферт П. Расчетное прогнозирование сварочных деформаций при изготов- лении плоских секций с целью снижения объема приго- ночных работ // Там же. — 1997. — № 1. — С. 21–24. 6. Makhnenko V. I., Lobanov L. M., Makhnenko O. V. Problem- oriented software package for prediction of welding stresses and distortions with reference to the solution of various qu- estions of formation. Weldability and accuracy of welded structures. — [1998]. — 29 p. — (Intern. Inst. of Welding; Doc. X/XV-RSD). 7. Prediction of deformation for large welded structures based on inherent strain / Y. Luo, D. Deng, L. Xie, H. Murakawa // Trans. JWRI. — 2004. — 33, № 1. — P. 65–70. 8. Measurement of inherent deformations in typical weld joints using inverse analysis (Pt 1). Inherent deformation of bed on welding / W. Liang, S. Shinji, M. Tejima et al. // Ibid. — 2004. — 33, № 1. — P. 45–51. 9. Кузьминов С. А. Сварочные деформации судовых корпус- ных конструкций. — Л.: Судостроение, 1974. — 286 с. 10. Винокуров В. А., Григорянц А. Г. Теория сварочных де- формаций и напряжений. — М.: Машиностроение, 1984. — 280 с. Described is an example of application of mathematical modelling for investigation of the efficiency of the process of thermal straightening of shipbuilding panels, based on the approach of a combined use of the general thermoplasticity method and approximate shrinkage function method. It is shown that the approach suggested is particularly efficient for prediction of general distortions of large-size spatial structures in a case of a large number of welds contained in them, or local heatings used in straightening. The results of experiments on thermal straightening of shipbuilding panels with buckling distortions have been analysed, and objective factors that limit the efficiency of this technological operation, especially with large thicknesses of the panels, have been revealed. Поступила в редакцию 21.03.2008 16 1/2009
id	nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-39062
institution	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
issn	0005-111X
language	Russian
last_indexed	2025-12-07T18:02:31Z
publishDate	2009
publisher	Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
record_format	dspace
spelling	Махненко, О.В. Мужиченко, А.Ф. Зайффарт, П. 2012-12-02T09:46:58Z 2012-12-02T09:46:58Z 2009 Применение математического моделирования при термической правке судостроительных панелей / О. В. Махненко, А. Ф. Мужиченко, П. Зайффарт // Автоматическая сварка. — 2009. — № 1(669). — С. 10-16. — Бібліогр.: 10 назв. — рос. 0005-111X https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/39062 621.791:629.12 Описан пример применения математического моделирования при изучении эффективности процесса термической правки судостроительных панелей на основе комбинированного использования общего метода термопластичности и приблизительного метода функции усадки. Показано, что предложенный подход особенно эффективен для прогнозирования общих деформаций крупногабаритных пространственных конструкций при большом количестве в них сварных швов или локальных нагревов при правке. Проведен анализ экспериментальных данных по термической правке судостроительных панелей с деформациями бухтиноватости и выявлен целый ряд объективных факторов, ограничивающих эффективность этой технологической операции, особенно при больших толщинах листа обшивки. Described is an example of application of mathematical modelling for investigation of the efficiency of the process of thermal straightening of shipbuilding panels, based on the approach of a combined use of the general thermoplasticity method and approximate shrinkage function method. It is shown that the approach suggested is particularly efficient for prediction of general distortions of large-size spatial structures in a case of a large number of welds contained in them, or local heatings used in straightening. The results of experiments on thermal straightening of shipbuilding panels with buckling distortions have been analysed, and objective factors that limit the efficiency of this technological operation, especially with large thicknesses of the panels, have been revealed. ru Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України Автоматическая сварка Научно-технический раздел Применение математического моделирования при термической правке судостроительных панелей Application of mathematical modeling in thermal straightening of ship-building panels Article published earlier
spellingShingle	Применение математического моделирования при термической правке судостроительных панелей Махненко, О.В. Мужиченко, А.Ф. Зайффарт, П. Научно-технический раздел
title	Применение математического моделирования при термической правке судостроительных панелей
title_alt	Application of mathematical modeling in thermal straightening of ship-building panels
title_full	Применение математического моделирования при термической правке судостроительных панелей
title_fullStr	Применение математического моделирования при термической правке судостроительных панелей
title_full_unstemmed	Применение математического моделирования при термической правке судостроительных панелей
title_short	Применение математического моделирования при термической правке судостроительных панелей
title_sort	применение математического моделирования при термической правке судостроительных панелей
topic	Научно-технический раздел
topic_facet	Научно-технический раздел
url	https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/39062
work_keys_str_mv	AT mahnenkoov primeneniematematičeskogomodelirovaniâpritermičeskoipravkesudostroitelʹnyhpanelei AT mužičenkoaf primeneniematematičeskogomodelirovaniâpritermičeskoipravkesudostroitelʹnyhpanelei AT zaiffartp primeneniematematičeskogomodelirovaniâpritermičeskoipravkesudostroitelʹnyhpanelei AT mahnenkoov applicationofmathematicalmodelinginthermalstraighteningofshipbuildingpanels AT mužičenkoaf applicationofmathematicalmodelinginthermalstraighteningofshipbuildingpanels AT zaiffartp applicationofmathematicalmodelinginthermalstraighteningofshipbuildingpanels

Применение математического моделирования при термической правке судостроительных панелей

Репозитарії

Схожі ресурси