УДК 519.876.5:621.791.05
ИССЛЕДОВАНИЕ СТРУКТУРЫ И МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ СВАРНОГО СОЕДИНЕНИЯ В ТЕПЛООБМЕННОМ АППАРАТЕ C ПОМОЩЬЮ КОМПЬЮТЕРНОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ
© Биленко Георгий Андреевич, инженер технической поддержки Группа компаний «ПЛМ Урал»-«Делкам-Урал». Россия, г. Екатеринбург. E-mail: bga@delcam-ural.ru Тыняный Алексей Федорович, руководитель технологического направления Группа компаний «ПЛМ Урал»-«Делкам-Урал». Россия, г. Екатеринбург. E-mail: taf@delcam-ural.ru Статья поступила 10.07.2013 г.
Рассмотрено влияние процесса сварки стали 15Х5М на образование местных технологических напряжений в сварном соединении между трубой и трубной доской кожухотрубного теплообменника. Для исследования использовано компьютерное моделирование процесса сварки методом конечных элементов.
Ключевые слова: сварка теплообменника; решетка теплообменника; сварные соединения в тепловом оборудовании; структурные превращения при сварке мартенситных сталей.
Энергетика всегда ставила самые разнообразные задачи перед инженерами, занимающимися проектированием и изготовлением энергооборудования. С точки зрения разработки тепловых машин и конструкций требуется оценивать их работоспособность при повышенных температурах, определяя величины напряжений при эксплуатационных и испытательных нагрузках.
Очень часто к напряжениям чисто эксплуатационного характера, присоединяются еще и технологические напряжения, возникшие в процессе изготовления конструкции. Процессы, вызывающие появление технологических напряжений, могут иметь самую различную природу и характер. Зачастую это совокупность процессов и явлений, свойственных конкретным технологическим процессам. Одним из таких процессов является сварка.
Рассмотрим влияние этого процесса на возникновение технологических напряжений при изготовлении кожухотрубного теплообменника (рис. 1) с использованием компьютерного моделирования. Этот способ позволяет получить точные результаты для любой области исследуемого объекта.
В качестве компьютерной модели возьмем локальное сварное соединение трубы и трубной решетки из стали 15Х5М (см. рис. 1 справа). Геометрия сварного шва и разделки кромок приведена на рис. 2.
Используемая компьютерная модель описывает ¡2 процессы быстрого нагрева и охлаждения конструк-
о
^ ции от сварочного источника, структурные изменения - фазовые переходы, происходящие в области сварки,
тк.
связанные с изменением структуры изменения ме-£ ханических свойств. Модель была построена в про-< граммно-вычислительном комплексе SYSWELD 2013, г основанном на методе конечных элементов.
Моделирование было проведено для следующего режима сварки:
• величина сварочного тока 110-115 А;
• напряжение на дуге 25 В;
• скорость сварки 2 мм/с;
• диаметр проволоки 3 мм;
• температура сопутствующего подогрева 350 °С.
Для моделирования рассматриваемая область была
дискретизирована конечными элементами. В области сварки количество элементов было увеличено, так как именно в этом месте возникают значительные градиенты температур и напряжений, а также структурные превращения. Модель показана на рис. 3, сварной шов - на рис. 4.
Задача сварки решена в два этапа. На первом решалась теплометаллургическая задача в нестационарной постановке. Для сварки использован подвижный точечный источник. На втором этапе решалась задача механики. Тепловые поля, возникающие от действия сварочного источника, рассматривались как нагрузка, передаваемая для расчета задачи механики.
Решение тепловой задачи. Распространение тепла подчинялось закону теплопроводности Фурье. В качестве граничных условий были заданы условия теплообмена (конвективного и излучением) в атмосфере спокойного воздуха (рис. 5).
Используемые входные данные для расчета тепловой задачи для стали 15Х5М:
• теплопроводность, Вт/(мм2-°С) (рис. 6, а);
• удельная теплоемкость, Дж/(кг-°С) (рис. 6, б);
• плотность, кг/мм3 (рис. 6, в).
Все данные зависят от температуры и от типа микроструктуры.
Сварочный источник тепла описан моделью объемного тепловыделения Голдака. Геометрически мо-
Рис. 1. Кожухотрубный теплообменник
Рис. 3. CAE модель сегмента трубной решетки
Рис. 4. Область сварного шва
0,5+
45°+5°
Рис. 2. Геометрия сварного шва между трубой и трубной решеткой
0,045 0,04 0,035 0,03 0,025 0,02 0,015 0,01 0,005 0
500 1000 1500 Температура, °С
1000 900 800 700 600 500 400 300 200 100 0
Исходная структура,
мартенсит/бейнит
Аустенит
500 1000 1500 Температура, °С
500 1000 1500 Температура, °С
Рис. 6. Изменение теплопроводности (а), удельной теплоемкости (б) и плотности (в) в зависимости от температуры и микроструктуры для стали 15Х5М
Рис. 5. Граничные условия тепловой задачи
Рис. 7. Геометрическое представление модели источника тепла Голдака
1300 1200 1100 М 1000 £р 900
I 800 =
г! 700 н
600 500 400 300
C Sí Mn N Сг Mo V Al П N B
1 2 4 6810 20 4060100 200 400 1000 4000 10000 Время, с
и
800 -700 -600 -
& 500 -
н
ср 400 -с
I 300 -200 -100 -0
б
'"I 1 111■ I■ I■ I■ ............. 1 111■ I■ I■ I■ м ............ 1 111чччч'н *
1е0 2 3 4 567891е1 2 3 4 567891е2 2 3 4 567891е3 Время
Рис. 8. Термокинетическая CCT диаграмма для стали 15Х5М: а - построенная экспериментально; б - в базе данных БУБ'^ЕЬЭ
а
0
2000
в
0
0
2000
г
а
(
Рис. 9. Распределение металлургических фаз: а — бейнита; б — мартенсита
500 1000 1500 Температура, °С
Рис. 12. Изменение модуля Юнга (МПа) для стали 15Х5М в зависимости от температуры
Рис. 10. Тепловые поля от сварочного источника для момента времени Ь = 35 c от начала процесса
0,03 0,025 -0,020,0150,010,005 -0
-0,005 : -0,01 -0,015
- Исходная структура -Мартенсит/бейнит
Температура, °С
Рис. 11. Граничные условия для решения задачи механики
1000 900 800 700 600 500 400 300 200 100 0
Мартенсит Бейнит
Исходная структура (листовой прокат) Аустенит
500 1000
Температура, °С
Рис. 13. Изменение тепловых деформаций (у.ед.) для стали 15Х5М в зависимости от температуры и составляющих микроструктуры
Рис. 14. Изменение предела текучести (МПа) для стали 15Х5М в зависимости от температуры и микроструктуры
Рис. 15. Остаточные напряжения в сварном соединении: а - осевые; б - окружные; в - радиальные
дель представляет собой эллипсоид (рис. 7). В общем виде модель источника может быть записана формулами (1) и (2) - удельная интенсивность тепловыделения от сварочного источника делится на тепло в передней (1) и задней (2) частях ванны:
(}я=(1геа> ■
Рис. 16. Накопленные остаточные деформации в сварном соединении: а — для материала в исходном состоянии и мартенсита/бейнита; б — для аустенита
Qrл К Ь Я=(1г-е е
(1)
(2)
где - общее количество введенной тепловой энергии на единицу объема; Р^, - количество
0
0
0
энергии в передней и задней частях сварочной ванны соответственно; af, ar, Ь, c - параметры нормального распределения (здесь: длина, ширина и глубина ванны).
Металлургическая задача решалась в нестационарной постановке. Рассматривались фазовые переходы второго рода, выделены изменения структуры, происходящие при охлаждении в твердом состоянии: аустенит - мартенсит; аустенит - бейнит; бейнит -мартенсит. В ходе ее решения рассчитывается доля микроструктурных составляющих (бейнит, мартенсит), образующихся в стали 15Х5М в интервале температур 400-856 °С. Модель фазовых превращений описывается параметрическим уравнением Леблонда:
<т ,мр«(Т)-Р(Т)
<и =лу Т СП '
где - первоначальное количество металлургической фазы; P - доля появляющейся фазы; т(2) - время превращения, зависящее от температуры;/(Г) - функция, зависящая от скорости охлаждения.
В качестве исходных данных для модели используется термокинетическая диаграмма (ССТ), показанная на рис. 8, а (Шр//шшш.шт$.до.]р).
В итоге при совместном решении тепловой и металлургической задач были определены тепловые поля и поля распределения металлургических фаз (рис. 9).
На рис. 10 показано распределение тепловых полей от сварочного источника в модели для момента времени t = 35 с от начала процесса.
Решение задачи механики осуществляется набором статических задач в упруго-пластической постановке. Условия закрепления - жесткая заделка, показана красными точками на рис. 11.
Поведение структуры описывается следующими уравнениями:
уравнение равновесия:
ст = F/A = 0, где F - усилие в сечении, A - площадь сечения элемента;
уравнение перемещения:
F = 1(Ц, где F - силы, приложенные к системе, K -жесткость системы, Ц- перемещения системы от приложенной нагрузки;
уравнение пластического течения:
Де = ДА,——, где дF - изменение потенциала те" дач
кучести, дсту - тензор напряжений, АХ — скалярная величина.
Суммарные деформации состоят из четырех компонент: е = ее + е1> + е^,
где е» е1 - упругие, пластические, термоупругие и термопластические деформации при фазовом переходе.
Входными данными для решения задачи механики для стали 15Х5М являются:
• модуль Юнга E, Н/мм2 (рис. 12);
• термоупругие деформации, у.ед. (рис. 13);
• предел текучести стт, Н/мм2 (рис. 14).
Все данные зависят от температуры и различаются для разных металлургических фаз.
В ходе расчетов были получены результаты местного напряженно-деформированного состояния сварного шва (рис. 15). Вычислены суммарные накопленные пластические деформации для стали в высокотемпературном состоянии (аустенит) и после превращения (мартенсит/бейнит).
Максимальные местные накопленные пластические деформации составили примерно 0,04 у.ед. (рис. 16, а). Основные пластические деформации приходятся на высокотемпературную фазу и составляют примерно 0,19 у.ед. (рис. 16, б).
На основе полученных результатов можно сделать следующие выводы.
Суммарные накопленные деформации низкотемпературных фаз (бейнит/мартенсит) не превышают критического значения, известного из тестов на растяжение (примерно 0,25 у.ед.).
Величина остаточных напряжений обусловливает необходимость применения общей термообработки, например, высокого отпуска при температуре 600-700 °С.
Сварку такого соединения следует выполнять с предварительным и сопутствующим подогревом при температуре 350 °С.
STUDY OF STRUCTURE AND MECHANICAL PROPER
Для дальнейшего прочтения статьи необходимо приобрести полный текст. Статьи высылаются в формате PDF на указанную при оплате почту. Время доставки составляет менее 10 минут. Стоимость одной статьи — 150 рублей.