{{l10n_strings.DRAG_TEXT_HELP}}

{{l10n_strings.AUTHOR_TOOLTIP_TEXT}}

— Расчеты Справочник

Помощь в расчете сварки — СВАРКА

Углеродные эквиваленты

Параметры сварки / предварительный нагрев

Эффективное тепловложение/время охлаждения

Твердость по ЗТВ

Индекс

Данные, рассчитанные этой программой, предназначены только для информации и не охватывают все детали процедуры сварки.Поэтому эта программа не дает гарантии в отношении свойств сварных соединений. В любом случае необходимо соблюдать основные стандарты сварки и строительства. Кроме того, следует принимать во внимание описание производственных свойств наших технических паспортов материалов и соблюдать все необходимые уровни тщательного контроля качества.

________________________________________________________________________________________________________

УГЛЕРОДНЫЕ ЭКВИВАЛЕНТЫ

Углеродные эквиваленты представляют собой упрощенные параметры, с помощью которых пытаются оценить влияние содержания легирующих элементов в стали путем суммирования содержания различных легирующих элементов с помощью определенной процедуры усреднения.

Укажите содержание легирующих элементов, указанное в сертификате проверки. Программа рассчитает различные углеродные эквиваленты.

Для CET-эквивалента, который является предпосылкой для следующего расчета параметров сварки, диапазон достоверности следующий (в весовых %):

К:	0. 05 — 0,32
Си:	≤ 0,80
Мн:	0,50 — 1,90
Кр:	≤ 1,50
Ni:	≤ 2,50
Пн:	≤ 0,75
Медь:	≤ 0,70
В:	≤ 0,18
Номер:	≤ 0,06
Ти:	≤ 0.12
Б:	≤ 0,005

Если содержание легирующих элементов выходит за пределы этого диапазона достоверности, этот элемент, а также параметр CET отмечаются красным цветом.

______________________________________________________________________________________________________________

ПАРАМЕТРЫ СВАРКИ / ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫЙ НАГРЕВ

Расчет параметров сварки основан на методе B в EN 1011-2 (Сварка. Рекомендации по сварке металлических материалов. Часть 2. Дуговая сварка ферритных сталей), описанном в приложениях C и D к настоящему стандарту.

Этот метод описывает, как следует выбирать параметры сварки, чтобы избежать особенно холодного растрескивания в зоне термического влияния (ЗТВ). В любом случае для конкретной стали следует учитывать рекомендации по свойствам изготовления, приведенные в наших технических паспортах материалов. Кроме того, пользователь должен обеспечить соблюдение соответствующих стандартов, таких как EN 10 11.

Предварительный нагрев:

Предварительный нагрев очень полезен для предотвращения явления холодного растрескивания, поскольку он замедляет охлаждение ЗТВ и позволяет выйти водороду, образовавшемуся во время сварки.Кроме того, предварительный нагрев снижает ограничения, связанные со сваркой. Многослойные сварные швы можно начинать без предварительного нагрева, если выбрана подходящая последовательность сварки и достаточна межпроходная температура.

Температура предварительного нагрева – это самая низкая температура перед первым проходом сварки, ниже которой нельзя падать во избежание холодного растрескивания. Для многослойных сварных швов этот термин относится к температуре второго и последующих проходов сварки и также называется межпроходной температурой.В целом две температуры идентичны.

Температура предварительного нагрева зависит от следующих входных данных:

• Углеродный эквивалент CET (см. выше): CET можно указать здесь или рассчитать по содержанию легирующих элементов в меню «Углеродный эквивалент». CET вставляется в %
вес.
• Толщина листа d: Толщина листа вводится в мм. Следует учитывать, что влияние толщины листа имеет второстепенное значение при толщине листа более 60 мм из-за трехмерного теплового потока.
• Содержание водорода HD: Содержание водорода h3 указано в мл/100 г. Здесь можно либо ввести значение от 1 до 20 мл/100 г, либо выбрать типичное значение в зависимости от используемого процесса сварки:

Типичное содержание водорода в сварочных материалах

• Эффективное тепловложение: Эффективное тепловложение Q, которое определяется произведением тепловложения E на коэффициент полезного действия h , Q = h *E, здесь выражается в кДж/мм. Существует два способа учета влияния эффективного подводимого тепла.
  — Зависимость между температурой предварительного нагрева и энергией сварки отображается в окне параметров сварки, которое отображается после заполнения всех необходимых данных.
  — Кроме того, температуру предварительного нагрева можно рассчитать в явном виде, введя либо эффективную подводимую теплоту Q в кДж/мм, либо подводимую теплоту E в кДж/мм и коэффициент эффективности h, который зависит от используемого процесса сварки. Фактор эффективности подробно описан в _следующем разделе_.

Исходя из приведенных выше данных, минимальная температура предварительного нагрева рассчитывается следующим образом:

Диапазон допустимости этой формулы: 

Влияние времени охлаждения:

Цикл температура-время имеет большое значение для механических свойств сварного соединения после сварки. В частности, на него влияют геометрия сварки, подводимое тепло, температура предварительного нагрева, а также детали наплавленного слоя. Обычно температурно-временной цикл во время сварки выражается временем t _8/5 , которое представляет собой время, за которое происходит охлаждение наплавленного слоя с 800°С до 500°С.

Максимальная твердость в ЗТВ обычно уменьшается с увеличением времени охлаждения t8/5. Если заданное максимальное значение твердости не должно превышаться для конкретной стали, параметры сварки должны выбираться таким образом, чтобы время охлаждения t _8/5 не опускалось ниже определенного значения.

С другой стороны, увеличение времени охлаждения приводит к уменьшению ударной вязкости ЗТВ, что означает снижение показателей ударной вязкости, измеренных в V-испытании по Шарпи, или увеличение температуры перехода при ударной нагрузке по Шарпи-V энергия. Поэтому параметры сварки должны быть выбраны таким образом, чтобы время охлаждения не превышало определенного значения.

В целом, для свариваемых мелкозернистых марок конструкционной стали время охлаждения для заполнения и покрытия слоев сварного шва должно составлять от 10 до 25 с в зависимости от указанной здесь марки стали. После соответствующей проверки нет проблем с применением и других значений времени охлаждения t _8/5 при условии, что требования к качеству свариваемой конструкции полностью выполнены и проведена соответствующая аттестация технологии сварки.

Кроме того, вы можете рассчитать диаграмму параметров сварки, которая показывает возможную тепловложение — температуры предварительного нагрева для заданного максимального и минимального времени охлаждения. Если вы хотите рассчитать явное время охлаждения, используйте следующий раздел (_Время охлаждения_).

Следующие параметры влияют на время охлаждения, либо на его расчет, либо на его выбор, и могут быть вставлены сюда для получения оптимизированных параметров сварки:

• Толщина листа d: Толщина листа вводится в мм. Следует учитывать, что влияние толщины листа имеет второстепенное значение при толщине листа более 60 мм из-за трехмерного теплового потока. Геометрия сварки: Влияние геометрии сварки учитывается коэффициентами геометрии сварки F ₂ и F ₃ для двух- и трехмерного теплового потока. Значения коэффициента геометрии шва для типовых геометрий шва:

Фактор геометрии сварки F ₂ зависит от отношения эффективного подводимого тепла к толщине листа. Приближаясь к трехмерному, тепловой поток F ₂ уменьшается для случая однопроходного углового шва на угловом соединении и увеличивается для однопроходного углового шва на тавровом соединении. Поэтому здесь может потребоваться адаптивный расчет.

Здесь можно выбрать приведенные выше коэффициенты. Кроме того, возможен свободный ввод данных в диапазоне от 0 до 1.
 

• Эффективное тепловложение: Эффективное тепловложение Q, которое определяется как произведение тепловложения E на коэффициент полезного действия h , Q = h *E, здесь выражается в кДж/мм.Влияние эффективного подвода тепла в зависимости от температуры предварительного нагрева/межпрохода и минимального и максимального времени охлаждения t _8/5 показано на диаграмме параметров сварки, которая строится после достижения необходимых значений.
• Предварительный нагрев/Температура между проходами: Влияние времени предварительного нагрева также показано на диаграмме параметров сварки.
• Максимальное и минимальное время охлаждения:
  Из приведенных выше данных можно рассчитать время охлаждения t _8/5 , если принять трехмерный тепловой поток:

  t _8/5 = (6700-5*T _P )*Q* (1/(500-TP)-1/(800-T _P ))*F ₃

  При двумерном тепловом потоке время охлаждения зависит от толщины пластины и используется следующая формула:

  t _8/5 = (4300-4.3*T _P )*10 ⁵ *Q ² /d ² * (1/(500-T _P ) ² -1/(800-T 6 2 9017) 2 900 )*F ₂

  Физически допустимо только большее значение, полученное из двух приведенных выше формул. Часто рассчитывают толщину переходной пластины dt, при которой происходит переход между двумерным и трехмерным тепловым потоком. Толщина этой переходной пластины:

  d _t = SQR(((4300-4.3*T _p )*10 ⁵ /(6700-5*T _p )*Q*(1/(500 -T _P ) ² -1/(800-T _P ) ² )/ (1/(500-T _P ) -1/(800-T _P )))

  Максимальное и минимальное время охлаждения зависит от марки свариваемой стали. Здесь можно выбрать время охлаждения, рекомендованное продуктами марки Dillinger. Как описано выше, другое время охлаждения может быть выбрано при условии, что требования к качеству свариваемой конструкции полностью выполнены и проведена соответствующая квалификация процедуры сварки. Поэтому также возможен свободный ввод времени охлаждения. В любом случае необходимо также учитывать рекомендации, приведенные в наших технических паспортах материалов.

Блок параметров сварки

Из приведенных выше параметров создается поле параметров сварки, в котором указаны возможные комбинации эффективного подводимого тепла Q и температуры предварительного нагрева/между прохода T _p , удовлетворяющие следующим условиям:

• достаточный предварительный нагрев,
• Время охлаждения меньше максимального значения, определенного выше,
• Время охлаждения превышает минимальное значение, определенное выше.

Кроме того, возможен прямой расчет температуры предварительного нагрева путем указания либо эффективной подводимой теплоты Q, либо подводимой теплоты E и коэффициента полезного действия h.

______________________________________________________________________________________________________________

ЭФФЕКТИВНАЯ ТЕПЛОПОДАЧА/ ВРЕМЯ ОХЛАЖДЕНИЯ

Одним из определяющих параметров при расчете параметров сварки является эффективное тепловложение. По входным данным

• Электрическое напряжение U [В]
• Электрический ток I [А]
• Скорость сварки v [мм/мин]

сначала вычисляется подводимая теплота E [кДж/мм] по формуле

E = U*I/v * (60/1000) в кДж/мм.

Результат эффективного подводимого тепла Q представляет собой подводимое тепло путем умножения на коэффициент энергоэффективности h, который зависит от применяемого процесса сварки.

Q = ч * Е

с КПД

Коэффициент энергоэффективности для различных сварочных процессов

Процесс сварки	Коэффициент полезного действия ч
Ручная металлическая дуга	0. 8
Погружная дуга	1,0
Металлический активный газ (MAG)	0,8
Металлический инертный газ (MIG)	0,7
Порошковая порошковая проволока (FCAW)	0,9
Вольфрамовый инертный газ (TIG)	0,7

Время охлаждения

Время охлаждения между 800°C и 500°C t _8/5 является наиболее важным параметром для определения параметров сварки, применяемых при сварке мелкозернистых конструкционных сталей.Основные причины подробно описаны выше.
В этом меню вы можете легко рассчитать это время охлаждения, указав следующие значения:

• Эффективная тепловая мощность Q [в кДж/мм]
• Температура предварительного нагрева T _p [°C]
• Толщина листа d [мм]
• Коэффициенты геометрии сварки F ₂ /F ₃ : Для коэффициентов геометрии сварки необходимо выбрать подходящую геометрию сварки из таблицы, кроме того, также свободный ввод в диапазоне от 0 до 1. 0 можно.

Из приведенных выше данных можно рассчитать время охлаждения t8/5, если принять трехмерный тепловой поток:

t _8/5 = (6700-5*T _P )*Q* (1/(500-T _P )-1/(800-T _P ))*F ₃

Если тепловой поток двухмерный, время охлаждения зависит от толщины пластины и используется следующая формула:

t _8/5 = (4300-4,3*T _P )*10 ⁵ *Q ² /d ² * (1/(500-T _{7 -1904 2}

Физически допустимы только большие значения, полученные из двух приведенных выше формул.Часто рассчитывают толщину переходной пластины dt, при которой происходит переход между двумерным и трехмерным тепловым потоком. Толщина этой переходной пластины определяется следующим образом:

d _t = SQR(((4300-4.3*T _p )*10 ⁵ /(6700-5*T _p )*Q*(1/(500-T _P

При этом указывается, имеет ли место двумерный или трехмерный тепловой поток.

Следует учитывать, что допущения, лежащие в основе формул для времени охлаждения, часто выполняются не полностью. Поэтому рассчитанные значения могут отклоняться от реальных значений до 10 %.

______________________________________________________________________________________________________________

ПИКОВАЯ ТВЕРДОСТЬ В ЗОНЕ ТЕРМИЧЕСКОГО ВОЗДЕЙСТВИЯ

Пиковая твердость в зоне термического влияния (ЗТВ) часто считается признаком качества изготовления сварного соединения и поэтому часто измеряется во время утверждений технологии сварки и испытаний сварки.Верхние пределы твердости HAZ определены в стандартах на сварку, таких как DIN EN ISO 15614-1.
Физически максимальная твердость зависит от скорости охлаждения в крупнозернистой зоне ЗТВ. Чем выше скорость охлаждения, тем выше результирующая твердость ЗТВ. Более низкая скорость охлаждения приводит к более гладкой зернистой структуре, такой как бейнит и феррит. Поэтому также время охлаждения t _8/5 часто используется для оценки максимальной твердости в зоне HAZ.
Вторым важным влияющим фактором является химический состав стали, поскольку он определяет количество различных зернистых структур, образующихся при охлаждении.Обычно легирующие элементы, такие как углерод, молибден, марганец и хром, повышают прокаливаемость и смещают падение твердости к более длительному времени охлаждения. Но также на твердость различных зернистых структур влияет легирующий состав.

Расчет значений твердости

Программа предлагает две процедуры для оценки пиковой твердости в ЗТВ, формулу Дюрена и формулу Юриока. Обе формулы были разработаны путем систематических исследований вместе с регрессионным анализом твердости ЗТВ в зависимости от химического состава и времени охлаждения.
Здесь можно ввести химический состав, а затем рассчитать теоретическую твердость по формуле Дюрена или Юриока в зависимости от времени охлаждения.
Кроме того, значение пиковой твердости для специального времени охлаждения можно рассчитать, введя время охлаждения.

Твердость по Дюрену рассчитывается по следующим формулам:

Мартенситная твердость HV _M
HV _M = 802 x C + 305

Твердость по бейниту HV _B
HV _B = 350 x CE* + 101

CE* = C +Si/11 +Mn/8 +Cu/9 +Cr/5 +Ni/17 +Mo/6 +V/3

Результирующая твердость:
HV = 2019x[ C(1- 0,5 * log t _8/5 ) + 0,3(CE*-C)] + 66x[1 — 0,8 x log t _8/5 ]

Если HV < HV _M и HV > HV _B , то твердость по Юриока рассчитывается по формуле

HV = 0,5 (HV _M + HV _B ) — 0,455 (HV _M — HV _B ) арктангенс t*

Обратите внимание, что ΔH — это термин, введенный для учета сильного упрочняющего действия бора, например;

ΔH	=	0	, когда B ≤ 1 ppm,
ΔH	=	1. 5 (0,02-Н)	, если B ≤ 2 частей на миллион,
ΔH	=	3,0 (0,02-Н)	, когда B ≤ 3 частей на миллион, и
ΔH	=	4,5 (0,02-Н)	, когда B ≤ 4 частей на миллион,

Кроме того, максимальные значения твердости, допустимые по DIN EN ISO 15614-1, можно вызвать с помощью кнопки «Макс. твердость», а максимальное значение твердости можно выбрать и вставить в диаграммы твердости

Максимально допустимые значения твердости, HV 10 согласно DIN EN ISO 15614-1.

Группа стали CR ISO 15608	без термической обработки	с термообработкой
1 и , 2	380	320
3 б	450	380
4, 5	380	320
6	—	350
9. 1 9,2 9,3	350 450 450	300 350 350

^a Если требуются испытания на твердость
^b Для сталей с R _eH мин. > 890 МПа требуются специальные соглашения.

1) Стальные с виду. ReH ≤ 460 МПа
2) Термомеханически катаные стали с мин. ReH > 360 МПа
3) Закаленные и отпущенные стали с мин. ReH > 360 МПа

Термическая обработка после сварки (PWHT)

Для сварного соединения, обработанного послесварочной термической обработкой, также можно рассчитать снижение твердости из-за этой термической обработки по формуле Окумура:

 Здесь HP представляет собой так называемый параметр Холломона HP = (T+273)/1000 x (20 + log t) с температурой термообработки в °C и временем отжига t в час. Для расчета необходимо ввести этот параметр или можно ввести время и температуру отжига.
После ввода входных данных на диаграмме показана зависимость снижения твердости, вызванного PWHT, от времени охлаждения, а также разностная функция между снижением твердости по Юриоке и по Окумуре. Специальное значение можно оценить, введя время охлаждения.

Углеродные эквиваленты

(PDF) Расчет методом конечных элементов и оценка статических напряжений в несущих угловых сварных швах

12/13

Расчет сварного шва в примере.Метод конечных элементов дает более реалистичное распределение напряжений

и, следовательно, более экономичную конструкцию. С другой стороны, нелинейный анализ показывает

полное перераспределение напряжений. Особенно это происходит в сварном соединении с неравномерным распределением линейных напряжений. Насколько может быть использован связанный с этим пластиковый запас, можно проверить только

испытаниями. В связи с этим следует иметь в виду, что анализ напряжений может содержать неопределенности, т.е.г. измененное распределение нагрузки из-за несущей конструкции. Кроме того, дефекты сварки

могут повлиять на прочность.

7 Выводы

Из расчетов напряжений на примере угловой сварной подъемной петли

сделаны следующие выводы:

1. Составляющие номинального напряжения и

τII

в угловом шве, которые относятся к статической прочности

в соотв.по нескольким кодам (например, Еврокод, DIN 18800), обычно рассчитываются по относительно простым уравнениям (сила на площадь сечения или момент на модуль сечения). В дополнение

к диагональному сечению через сварной шов также могут быть рассмотрены сечения, параллельные соседним пластинам

в случае угловых швов под углом 90°, если сварные швы идеализированы как линейное соединение и напряжения

относятся к толщине горловины

a

. Компоненты напряжения могут быть легко переведены в напряжения в диагональном сечении.

2. Допущения должны быть сделаны, в частности, для распределения напряжения из-за крутящего момента,

, который может создавать напряжения, действующие поперек или параллельно сварному шву. Как показано на примере, большие дополнительные напряжения

могут быть связаны с ограничением коробления.

3. Простые конечно-элементные модели с пластинчатыми или оболочечными элементами, которые непосредственно соединяются в сварном соединении

, дают продольные силы и моменты, которые могут быть преобразованы в компоненты номинального напряжения в сварном шве.

4. Грубые трехмерные сетки конечных элементов, где угловой шов представлен только одним или двумя сплошными элементами

в поперечном сечении, дают результаты, которые могут занижать напряжения в сварном шве

более чем на 50 %, если они возникают из-за напряжений только в сварных элементах или

противоположных элементах пластин. Это связано с тем, что узловые силы между элементами

создают также напряжения в соседних элементах в корневом зазоре, которые необходимо учитывать

при расчете средних напряжений сварки.Даже в этом случае различия могут быть относительно большими, как показал пример. Надежными являются только напряжения, полученные от узловых сил

, действующих в сечении сварного шва и отнесенных, как обычно, к толщине шва.

5. Модели с мелкими ячейками показывают высокие пики напряжения, в основном вблизи носка сварного шва и, возможно, корня шва.

Для оценки статической прочности компоненты номинального напряжения в сварном шве снова могут быть получены путем усреднения напряжений элемента.

Рекомендуется использовать диагональный разрез, чтобы избежать срезов из-за высоких напряжений на кромке сварного шва. Однако напряжения в соседних элементах на

корневом зазоре должны быть учтены и в мелкоячеистых моделях. Пренебрежение ими привело к примеру

, где три элемента располагались по толщине горловины, к занижению

более чем на 20 %.

6. Перед достижением предельного состояния текучесть сварного шва и прилегающего основного материала заново распределяет напряжения, как показано на примере.Пики напряжений, обнаруженные при линейном анализе мелкой трехмерной сетки конечных элементов, больше не существуют. Это оправдывает относительно простой

анализ усредненных напряжений в сварном шве.

7. Эквивалентные напряжения, рассчитанные в соответствии с нормами, показывают большие различия между анализами. В частности, аналитические формулы дают высокие напряжения на концах сварного шва

при плоскостных изгибающих и скручивающих нагрузках, что приводит к консервативному расчету.

Здесь анализ методом конечных элементов дает более реалистичные значения, так как напряжения усредняются по

сварному шву. Дальнейшее перераспределение напряжений вдоль сварных швов из-за текучести

может значительно увеличить несущую способность, однако ее использование при проектировании под вопросом

Общая процедура, описанная в расчете конструкции сварного шва для гибочного изделия, будет применима и в этой статье, с единственным существенным отличием в использовании полярного момента инерции (J) вместо момента инерции площади (I), поскольку мы говорим про торсион здесь.

Немного сбивает с толку? Ну, мы собираемся понять процедуру подробно шаг за шагом здесь на следующем примере:

Постановка задачи: Посмотрите на приведенную ниже конструкцию сварного соединения, это конструкционное соединение консольного типа, в котором угловые сварные швы подвергаются крутящему моменту, возникающему из-за нагрузки F. Рассчитайте размер углового сварного шва, необходимый для применения .

Дано,

F= 20000 Н

Х = 200 мм

Y = 150 мм

Z=100 мм

Решение:

Шаг 1: Расчет центра тяжести: Определите центр тяжести (ЦТ) всей схемы углового сварного шва.В приведенном выше примере у нас есть область сварки прямоугольной формы. Итак, очевидно, ЦТ будет находиться на пересечении двух диагоналей прямоугольника. И мы можем найти COG, который помечен как C, как показано ниже:

a=Z/2=50 мм

b = Y/2 = 75 мм

Шаг 2: Рассчитайте площадь единичного сварного шва (Au) : Площадь единичного сварного шва для примера задачи:

Au= 2*(Y+Z) = 2*(150+100) = 500 кв.мм

Шаг 3: Рассчитайте полярный момент инерции единичного горловины (Ju): Полярный момент инерции любой формы представляет собой сумму моментов инерции площади относительно оси XX и оси YY. Форма сварного соединения в приведенном выше примере имеет прямоугольную форму с двумя сторонами Y и Z соответственно.
Уравнение для расчета полярного момента инерции (единица длины горловины) для углового сварного соединения прямоугольной формы:

Ju=(Y+Z) ³ /6=(150+100) ³ /6 = 2604166.66 мм ³

Шаг 4: Расчет расчетной прочности (Pw): Расчетная прочность сварного шва для материала может быть рассчитана с использованием уравнения 2 как:

Pw=0,5*fu= 0,5*430 Н/мм ² = 215 МПа

(При условии предела прочности при растяжении основного материала 430 Н/мм ² )

Шаг 5: Рассчитать макс. Напряжение прямого сдвига в вертикальном направлении ( τsv) : Максимальное напряжение прямого сдвига, возникающее в сварном соединении, определяется как:

τs=F/Au=20000/500 = 40 Н/мм ²

Шаг 6: Расчет макс. Напряжение сдвига при кручении в горизонтальном направлении в любом углу ( τth) : Причина, по которой выбрана угловая точка сварного шва: напряжение сдвига при кручении будет максимальным в углу, поскольку расстояние между точкой угла и центром тяжести сечение максимальное.

Напряжение сдвига при кручении, как правило, можно найти из уравнения:

τt = (T*r) / Ju……………………………….экв.a

где,

T = приложенный крутящий момент = F*[X+(Y-b)]=20000*[200+(150-75)]=5500000 Н-мм

(см. рисунок выше)

r = расстояние между точкой интереса на сварном шве и центром тяжести секции

Теперь, в случае горизонтального напряжения сдвига при кручении в любом углу,

r = a = 50 мм

Итак, из экв. а :

τth= (T*r) / Ju = 5500000*50 / 2604166,66 = 105,6 Н/мм ²

Шаг 7: Расчет макс. Напряжение сдвига при кручении в вертикальном направлении в любом углу (τtv): Вышеупомянутое экв. будет использоваться здесь снова:

В случае вертикального напряжения сдвига при кручении в любом углу:

r = b = 75 мм

Итак, из экв.а:

τtv= (T*r) / Ju = 5500000*75 / 2604166,66 = 158,4 Н/мм ²

Шаг 8: Расчет результирующего напряжения сдвига в углу (τ):

Результирующее напряжение сдвига ( τ) = √ [(общее горизонтальное касательное напряжение) ² + (общее вертикальное касательное напряжение) ² ]……………………………. eq .б

Для приведенного выше примера

Суммарное горизонтальное касательное напряжение = τth= 105.6 Н/мм ²

Полное напряжение вертикального сдвига = τsv + τtv = 40 + 105,6 = 145,6 Н/мм2

Итак, из экв.б ,

Результирующее напряжение сдвига (τ) = √ [105,6 ² + 145,6 ² ] = 179,86 Н/мм2

Шаг 9: Рассчитайте размер сварочного шва (t): Используйте экв.6 из предыдущей статьи здесь:

t= τ/Pw = 179,86 / 215 = 0,83 мм

Шаг 10: Рассчитайте размер сварного участка (L): Используйте eq.7 из предыдущей статьи, как показано ниже,

L=1,414*t = 1,414*0,83 = 1,173 мм

Наконец, мы получили требуемый размер сварного шва (длина стороны) как 3 мм (рядом с 1,173 мм, как рассчитано) в результате примера расчета конструкции углового сварного шва. Расчет выполнен на основе метода напряжения сварного шва, описанного в BS 5950.

Экспресс-расчет остаточных напряжений в разнородных стыковых сварных швах S355–AA6082

4.2. Аналитическая модель

Для записи уравнений, управляющих задачей, в матричной форме (основные уравнения, уравнения равновесия и совместности) сварные пластины были разделены на дискретное число ( n ) стержней. Ради простоты все стержни имели одинаковую ширину ( b ), а n были выбраны достаточно большими, чтобы учесть температурный градиент вблизи линии сварки с хорошим приближением.Предполагалось, что на каждом временном шаге температура каждого бруска одинакова и зависит только от его координаты х (т. е. Т = Т(х, t )). Другими словами, температурный градиент в направлении y не учитывался, и эта гипотеза становится все более и более верной по мере увеличения скорости сварки. Что касается КЭ модели, то граничные условия применялись на концах пластины согласно процессу HYB ( U _x = 0 для x = 0 и для x = 2B , где U _x смещение в направлении x , а B – ширина пластины, а граничные условия в направлении y описываются уравнением совместимости (11)). Использовался критерий текучести фон Мизеса, вязкопластическими эффектами материалов пренебрегали; предел текучести, модуль упругости и коэффициент теплового расширения обоих материалов считались функциями температуры, как описано уравнениями (A1)–(A14).

Схематическое изображение сварных пластин с боковыми ограничениями и линией сварки, выделенной красным цветом.

Если Ny,i и Nx,i — силы на поперечных сечениях в стержне i -й, возникающие от внутренних напряжений и нормальные к осям x и y соответственно, уравнения равновесия сил и импульса можно записать в матричной форме () следующим образом [21]:

где

C¯=[1d1……1di……1dn]

(7)

N¯y=[Ny1…Nyi…Nyn]

(8)

где n — количество дискретных баров, а di — x -расстояние бара i -го от начала координат ().

При гипотезе об упругом идеально пластическом поведении материалов определяющие уравнения имеют вид: +qpix+Δqpix для i=1…n

(10)

где q¯y — вектор, содержащий полные удлинения каждого дискретного стержня в продольном направлении; qeiy – упругий вклад в удлинение i -го стержня, определяемый законом Гука; qtiy — удлинение i -го стержня из-за теплового расширения; qpiy – пластическая деформация, накопленная на предыдущих временных шагах для и -го стержня; Δqpiy – пластическая деформация и -го стержня на текущем временном шаге; qix – полное удлинение стержня i в направлении x , qeix – упругий вклад в удлинение стержня x в направлении i , и он подчиняется закону Гука; qtix — удлинение в x i -го стержня вследствие теплового расширения; qpix – пластическая деформация в направлении x для i -го стержня, накопленная на предыдущих временных шагах; Δqpix – пластическая деформация i -го стержня в направлении x , рассчитанная на текущем временном шаге.

Наконец, уравнения совместимости:

где u¯ — вектор смещения, связанный со степенями свободы δ и θ, как показано на рис.

Схематическое изображение деформированной и недеформированной конфигурации сварных пластин.

Используя критерий фон Мизеса, материал текучести, когда:

где σуилд — предел текучести сплава (т. е. С355 или АА6082) при соответствующей температуре.

Уравнение (9) можно записать следующим образом: 14)

где A¯ — диагональная матрица, члены которой равны (L/(E(Ti)db)) (где Ti — температура i -го бара на рассматриваемом временном шаге), Ax¯ — вектор, в котором каждый элемент представлен слагаемым (νNx/(E(Ti)d ) ), At¯ — другая диагональная матрица, члены которой равны Lα(Ti), а T¯ — вектор, содержащий температуры для каждого стержня.

Используя уравнения (11) и (14), вектор Ny¯ может быть выражен уравнением:

N¯y=A¯−1(C¯u¯+A¯x−A¯t(T¯− T¯0)−q¯py−Δq¯py)

(15)

И из комбинации (15) и (5):

u¯=[C¯TA¯−1C¯]−1C¯ TA¯−1(−A¯x+A¯t(T¯−T¯0)+q¯py+Δq¯py)

(16)

Наконец, из уравнений (10) и (12) можно получить следующее уравнение:

Nx=1bdL∑1E(Ti)(vb∑NiyE(Ti)−b∑α(Ti)(Ti−T0)−∑(qpix+∆qpix))

(17)

Неизвестными терминами были Δqpiy и Δqpix. Процедура расчета началась с предположения, что увеличение пластической деформации (Δqpiy), а также сила в поперечном ( x ) направлении изначально равны нулю. Используя уравнение (3), был рассчитан вектор температуры (температура каждого стержня) и, следовательно, свойства материала (зависящие от температуры) и матрицы A¯, Ax¯ и At¯. При таких условиях было определено первое значение Ny¯ с использованием уравнений (15) и (16). Затем было наложено следующее условие:

|Niy|≤Npi для i=1…n

(18)

где Npi указывает усилие текучести стержня i (зависит от температуры).Затем можно было рассчитать первое значение пластического удлинения (Δqpiy), используя предыдущее значение вектора u¯ и уравнения (11) и (14).

Затем это первое приближение пластического удлинения использовалось в (15), (16) и (18) для второго приближения вектора Ny¯, и такая процедура повторялась до достижения сходимости для рассматриваемого шага по времени.

Затем первое приближение N _x было рассчитано по уравнению (17), используя значения Niy из предыдущего шага и принимая увеличение пластической деформации (Δqpix) равным нулю.

После наложения следующего условия (19) (выведенного из (13)),

[(NxdL)2+(Niydb)2−NxNiyd2Lb]0,5≤σвыход,i

(19)

и с помощью уравнения (17) было получено первое приближение члена Δqpix, которое было использовано для второго приближения N _x ; это повторялось до тех пор, пока не была достигнута сходимость. Значение N _x затем использовалось для определения нового значения Ny¯, и если последнее значение не было равно предыдущему (в пределах установленного допуска), N _x и Δqpix пересчитывались используя последнее полученное значение Ny¯; эта итерация повторялась до достижения сходимости.

Ферро и др. [21] показали, что член, связывающий продольное напряжение с поперечным напряжением (т. е. ν N _x /L ), намного меньше основного члена, Niy/b, и что поперечным напряжением больше нельзя пренебречь только ниже 300 °C, где предел текучести существенно не зависит от температуры (). Это означает, что на каждом временном шаге первое вычисленное значение N _x не оказывает существенного влияния на вектор Ny¯, полученный при исходном предположении, что N _x = 0, и поэтому Ny¯ ограничено только по пределу текучести материала.

Описанный алгоритм (см. также Приложение A) был написан в коде MATLAB ^® . Входными данными, требуемыми программой, были геометрия инструмента (радиус штифта и буртика), скорость вращения инструмента (ω), скорость сварки (v), размер пластины (L, 2B, d), ширина канавки и общее количество стержней (n) (в данной работе b = 1 мм, а шаг по времени (Δt) задавался равным 1 с).

Учебное пособие по проектированию сварки для правильного расчета размера сварного шва и подготовки чертежа сварки для скручивающей нагрузки

Процедура расчета размера сварного шва зависит от типов нагрузки, которой подвергается сварка.Например, расчет конструкции сварки для нагрузки на чистое растяжение и расчет конструкции сварки для нагрузки изгиба отличается от расчета конструкции для нагрузки кручения. Рассмотрим расчет конструкции сварки на нагрузку кручения на примере.

A Типичный пример

В приведенном выше примере вал приварен к пластине, и на вал действует чисто скручивающая нагрузка ( F) .

Данные входные данные:

Прикладные торсионные нагрузки F = 100000 N

Прочность дизайна сварки FW = 220 N / MM2

Радиус вала R = 50 мм

Желаемый выход:

Толщина сварного шва ( т) и длина участка ( с)

Процедура расчета размера сварного шва линейным методом

• Первое, что вам нужно рассчитать здесь, это крутящий момент (М).

M=F*R=5000000 Н-мм

• Рассчитайте удельную площадь проходного сечения (Au) сварного шва, как показано ниже: единица полярного момента инерции (Ju) сварного соединения, используя уравнение из стандартной таблицы и вводя значение высоты галтели ( a) = 1, как показано ниже:

J =2*pi*a*( r+0,5*a) 3

Ju =2*pi * (r+0. 5) 3 (путем нанесения a = 1)

= 808786.285 мм4

• • Рассчитать стресс с ножным сдвигом (T) с использованием следующего уравнения:

  T = M * R / Ju

  = 309,1 Н/мм2

  • Рассчитайте толщину шва (t) как показано ниже:

  t = T/Fw

  =1,4 мм

• 5 длина свариваемых участков
• , как показано ниже:

с = 1.414*t

= 1,97 мм (возьмите размер сварного шва 2 мм)

Заключение

Процедура проектирования сварки, описанная в этом руководстве по проектированию сварки, основана на BS 5950 и называется линейным методом. Высота углового шва принимается равной единице для расчета момента инерции и площади в случае линейного метода. Расчет размера сварного шва для нагрузки на кручение всегда можно проверить с помощью инструментов FEA.