Разработка расчетно-экспериментального метода оценки склонности сварных соединений к образованию горячих трещин при сварке тонколистовых металлических конструкций Труханов Константин Юрьевич

Содержание к диссертации

Введение

Глава 1. Современное состояние теории образования горячих трещин в нержавеющих сталях 6

1.1. Механизм образования горячих трещин при сварке 6

1.2. Методы оценки склонности сварных соединений к образованию горячих трещин 9

1.2.1. Расчетные методы оценки склонности сварных соединений к образованию горячих трещин 9

1.2.2. Экспериментальные методы оценки склонности сварных соединений к образованию горячих трещин

1.2.2.1. Технологические методы 13

1.2.2.2. Машинные методы 19

1.2.3. Расчетно-экспериментальные методики оценки склонности сварных соединений к образованию горячих трещин 30

1.3. Выводы по главе 1 34

Цель работы 35

Задачи работы 35

Глава 2. Разработка тепловой модели процесса сварки тонколистовых металлических конструкций 36

2.1. Математическая модель теплопереноса 38

2.2. Построение численной модели решения нелинейной задачи теплопроводности методом конечных разностей 42

2.3. Программная реализация численной модели 49

2.4. Экспериментальная верификация модели теплопереноса 2.4.1. Описание оборудования 55

2.4.2. Верификация модели при нагреве неподвижной дугой 60

2.4.3. Нагрев тонких пластин движущейся дугой 63

2.5. Выводы по главе 2 70 Стр.

Глава 3. Максимальная кривизна хвостовой части сварочной ванны как критерий опасности возникновения горячих трещин 71

3.1. Форма сварочной ванны как критерий оценки опасности возникновения горячих трещин 71

3.2. Методика определения максимальной кривизны ванны 80

3.3. Апробация методики определения максимальной кривизны ванны 84

3.4. Выводы по главе 3 91

Глава 4. Исследование максимальной кривизны хвостовой части варочной ванны как объективного критерия опасности возникновения горячих трещин 92

4.1. Термодеформационные процессы при испытаниях на сопротивляемость образованию горячих трещин принудительным деформированием 92

4.2. Связь максимальной кривизны хвостовой части варочной ванны, действующего темпа деформации и опасности возникновения горячих трещин 99

4.3. Влияние геометрии конструкции на темп деформации 108

4.4. Влияние жесткости конструкции на темп деформации 114

4.4. Вывод по главе 4 117

Глава 5. Апробация методики численной оценки опасности возникновения горячих трещин 119

5.1. Построение модели оценки опасности возникновения горячих трещин при сварке тонколистовых металлических конструкций 119

5.2. Практическая реализация методики определения максимальной кривизны хвостовой части варочной ванны 134

5.3. Выводы по главе 5 143

Основные выводы и результаты работы 144

Список литературы

• Расчетные методы оценки склонности сварных соединений к образованию горячих трещин
• Построение численной модели решения нелинейной задачи теплопроводности методом конечных разностей
• Апробация методики определения максимальной кривизны ванны
• Связь максимальной кривизны хвостовой части варочной ванны, действующего темпа деформации и опасности возникновения горячих трещин

Введение к работе

Актуальность работы. Горячие трещины (ГТ) являются характерным дефектом при сварке высоколегированных сталей, никелевых и алюминиевых сплавов. В настоящее время разработано большое число методик испытаний по оценке технологической прочности, носящих, как правило, качественный характер. Согласно ГОСТ 26389, основными критериями оценки являются величины критической скорости растяжения захватов испытательной машины и критический темп растяжения при «машинных» испытаниях в процессе сварки. При технологических пробах оценкой служит критическая скорость сварки. Температурный интервал хрупкости (ТИХ) является наиболее физически обоснованным количественным критерием оценки опасности возникновения ГТ. Экспериментальное определение ТИХ является трудоемкой процедурой и требует сложных экспериментальных исследований на специализированном уникальном оборудовании. Также величина ТИХ характеризует только свойства свариваемого материала шва или основного металла, но не характеризует деформационные процессы, которые также оказывают существенное влияние на процесс образования ГТ.

При исследовании технологической прочности необходимо учитывать ряд взаимодействующих факторов, таких как воздействие сварочного источника и вызванные им термодеформационные процессы, реакцию изделия, вызванную жесткостью конструкции и его физико-химические свойства.

Развитие вычислительной техники дало возможность выполнять исследование термодеформационных процессов в высокотемпературной области возникновения ГТ путем численного моделирования. Однако сложность математического описания процессов происходящих при взаимодействии дуги и расплавленного металла сварочной ванны приводит к необходимости совместного использования численных и экспериментальных методик.

Цель работы: разработка инженерной методики количественной оценки опасности возникновения горячих трещин с учетом реальных высокотемпературных термодеформационных процессов, путем сочетания численного моделирования и экспериментальных измерений.

Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:

1. Произвести анализ существующих методик оценки количественных критериев сопротивляемости горячим трещинам при сварке плавлением.

2. Исследовать влияние реальной геометрии сварной ванны на термодеформационные процессы и опасность возникновения горячих трещин при сварке тонколистовых конструкций.

3. Разработать и провести верификацию математического и программного обеспечения решения обратной задачи теплопроводности и анализа

термодеформационной задачи при сварке тонколистовых конструкций из высоколегированной стали.

4. Получить математические характеристики влияния основных
технологических параметров на опасность возникновения горячих трещин.

5. Провести экспериментальную апробацию предложенной методики оценки опасности возникновения горячих трещин при сварке тонколистовых конструкций.

6. Разработать рекомендации по выбору параметров режима сварки корпуса автомобильного каталитического конвертера, обеспечивающих стойкость против образования горячих трещин.

Научная новизна:

1. В качестве количественного критерия оценки опасности возникновения
горячих трещин при сварке тонколистовых металлических конструкций
предложена величина максимальной кривизны контура хвостовой части
сварочной ванны (МКВ).

2. Путем численного моделирования показан нелинейный характер изменения темпа деформаций в ТИХ при испытаниях на сопротивляемость образования горячих трещин. При испытании образца тип 1 (ГОСТ 26389), толщиной 2,5 мм, из стали 12Х15Г9НД темп деформации изменяется на интервале 100 градусов вниз от температуры солидус от 410-³ до 110-³ %/C.

3. Установлено наличие корреляционной связи между величинами максимальной кривизны хвостовой части сварочной ванны (МКВ) и стойкостью к образованию горячих трещин. Установлена экспоненциальная зависимость средней длины зафиксированных горячих трещин от МКВ.

4. Показано, что для каждого материала и толщины существует критическое значение максимальной кривизны хвостовой части сварочной ванны, при превышении которого стойкость против образования ГТ не обеспечивается. Установлено, что для стали 12Х15Г9НД, толщиной 2,0 и 2,5 мм, критическое значение МКВ составляет соответственно 1,44 и 1,40 мм-¹, для стали 12Х18Н10Т, толщиной 1,0 мм - 1,20 мм-¹.

5. Путем численного моделирования показана корреляция действующего
темпа деформации и величины максимальной кривизны хвостовой части
сварочной ванны. Расчетно-экспериментальным методом получены
критические значения действующего темпа деформации. Для стали
12Х15Г9НД, толщиной 2,0 и 2,5 мм критическое значение действующего темпа
деформации составляет соответственно 16,510-⁴ и 14,610-⁴ %/C, для стали
12Х18Н10Т, толщиной 1,0 мм - 8,110-⁴ %/C

Практическая ценность. Разработана методика по определению критического значения МКВ. Получены математические модели связи параметров режима сварки, толщины, химического состава материала и численных показателей технологической прочности (МКВ и действующий темп деформации).

Разработанная методика оценки опасности возникновения горячих трещин использована при оптимизации режима сварки каталитического нейтрализатора выхлопной системы автомобиля Volkswagen Polo.

Методы исследования. Математическое моделирование высокотемпературных и термодеформационных процессов. Программная реализация разработанных моделей и алгоритмов на языке Fortran 90, Delphi 7. Конечно-элементное моделирование в пакете SYSWELD. Обработка расчетных и экспериментальных данных с применением математических пакетов Matlab 7.0, Maple 10. Экспериментальное исследование технологической прочности при сварке тонколистовых конструкций из высоколегированных сталей 12Х18Н10Т, 12Х15Г9НД и 08Х12Т1 толщиной до 3,0 мм. Запись термических циклов на АЦП LTR (ЗАО «Л-КАРД», г. Москва). Применялись установка автоматической сварки прямолинейных швов с управляемой скоростью и сварочный источник TransPuls Synergic 2700 TIG (Fronius). Контроль дефектов сварных швов осуществлялся на оптическом инвертированном микроскопе GX-51 (Olympus). Изготовление макрошлифов на шлифовальном станке Struers Labopol-25. Спектральный анализ осуществлялся на эмиссионном спектрометре АРГОН-5СФ.

На защиту выносятся следующие положения:

1. Методика численно-экспериментального определения максимального значения кривизны хвостовой части сварочной ванны.

2. Установленные в результате применения разработанной методики факторы, оказывающие существенное влияние на геометрию сварочной ванны.

3. Результаты экспериментальных и расчетных исследований влияния различных технологических факторов на склонность к образованию горячих трещин в области хвостовой части сварочной ванны.

Апробация работы. Основные результаты диссертационной работы докладывались на научных семинарах кафедры технологий сварки и диагностики МГТУ им. Н.Э.Баумана (Москва, 2012, 2013, 2017), на научных семинарах кафедры технологий сварки Калужского филиала МГТУ им. Н.Э.Баумана (Калуга, 2011, 2012, 2013), на Международной научно-технической конференции «Сварка и контроль-2013» (Пермь, 2013).

Публикации. Материалы диссертации отражены в 4 научных работах, из них 3 в ведущих рецензируемых научных журналах, рекомендованных ВАК РФ, а также в тезисах докладов на конференциях.

Объем работы. Диссертационная работа изложена на 156 страницах машинописного текста, иллюстрируется 127 рисунками, содержит 42 таблицы, состоит из введения, пяти глав, выводов и списка литературы (106 наименований).

Расчетные методы оценки склонности сварных соединений к образованию горячих трещин

В отечественном стандарте ГОСТ 26389-84 основной оценкой является критический темп действующей деформации, который определяется углом наклона касательной к кривой пластичности материала в ТИХ, проведенной из точки начала накопления деформаций (Рис. 1.2). Оценка величины критического темпа деформации выполняется косвенно по скорости или темпу перемещения захватов машины, приведшей к образованию трещины. Однако вопрос о возможности прямого переноса внешней деформации всего образца на высокотемпературную зону остывающего металла в ТИХ, остается открытым. Неравномерный нагрев различных зон образца и, как следствие, нелинейное изменение в зависимости от величины этого нагрева физических свойств, приводит к неравномерному распределению деформации, под действием поперечного растяжения или изгиба на оправке образца [31]. Также важным моментом в анализе рассматриваемых методик является вопрос о характере изменения деформаций и температур металла в ТИХ. Только в случае линейной зависимости деформации и температуры от времени правомочно использовать усредненные по временному интервалу величины. В настоящий момент вышеупомянутый вопрос также остается открытым. Проведенные автором экспериментальные исследования (результаты которых будут представлены в главе 4 данной работы) показали, что в высокотемпературной зоне изменения температур и деформаций имеют нелинейную зависимость от времени.

Также, хотя данная оценка и связанна напрямую с главной причиной образования трещин – деформацией, она не может быть перенесена на реальные сварные конструкции, и не позволяет получить сведений о фактической картине деформаций в этих конструкциях.

Наиболее физически обоснованной оценкой трещиностойкости является величина ТИХ, для определения которой в частности служит Gleeble-испытание. Однако экспериментальное определение этой величины является достаточно трудоемкой процедурой и требует специализированного оборудования. Поэтому на практике очень часто используют показатели, зависящие от величины ТИХ. Например, получаемую длину трещины при продольном или поперечном деформировании образца в Varestraint-испытаниях. Также следует отметить, что величина ТИХ характеризует только свойства свариваемого материала шва или основного металла и не как не характеризует деформационные процессы в реальной сварной конструкции, которые тоже оказывают существенное влияние на процесс образования ГТ. Поэтому ТИХ не может использоваться в качестве обобщенного критерия опасности возникновения кристаллизационных трещин.

На основании накопленного опыта и результатов более глубоких исследований в 2005 году был принят стандарт ИСО 17641, в который вошли, в том числе, рассмотренные выше испытания: Varestraint и Transvarestraint, PVRest, Hot tensile test (Gleeble). Из всего разнообразия существующих методик были отобраны испытания, прошедшие проверку при практическом использовании и отличающиеся простотой геометрии образцов и процедурой проведения. Однако разнообразие методик оценки опасности возникновения ГТ, сложность применяемого оборудования приводит к тому, что результаты испытания по одной методике в различных лабораториях приводит к противоположным выводам об оценке технологической прочности. В 1994 году [38] были опубликованы результаты испытания в различных лабораториях технологической пробы Longitudinal Bend Test (LBT), которая позже, в 2005 году, была стандартизована в ISO 17641-2. Согласно методике стандартный плоский образец вырезается из металла шва, согласно схеме, представленной на Рис. 1.26 и 1.8, б. Образец подвергается изгибу до 120. В качестве оценки использовался коэффициент чувствительности к трещинам MSI, определяющийся как отношение длины трещин более 0,1 мм, зафиксированных в образце к общей площади исследуемой зоны образца.

В лаборатории семи различных страны были разосланы одинаковые необходимые сварочные материалы. Тестовые образцы были изготовлены в каждой лаборатории согласно одной инструкции. Как видно из результатов испытания, представленных в Таблице 1, несмотря на одинаковые материалы и инструкции проведения испытаний, результаты оказались существенно различными. Таблица 1. Результат LBT-испытания в лабораториях различных стран Лаборатория MSI, мм-1 Soudometal (Франция) 0 Avesta (Швеция) 1,3-10"3 Esab (Швеция) 2,0-Ю-3 Bhler (Австрия) 14,3-10"3 BAM (Германия) 16,6-10"3 Проведенные многими авторами обобщения результатов исследований показали, что при оценке технологической прочности необходимо учитывать взаимодействие ряда факторов. C.E. Cross в 2005 году [39] схематично представил взаимодействие различных факторов, определяющих трещиностойкость в виде диаграммы, представленной на Рис. 1.27. Рис. 1.27. Взаимодействие факторов, определяющих технологическую прочность

Таким образом, можно сделать вывод, что при исследовании технологической прочности, необходимо учитывать влияние и взаимодействие таких факторов как: - параметры режима сварки, определяющие термический цикл; - химический состав, определяющий интервал кристаллизации; - и жесткость сварного соединения. Учет влияния и взаимодействия всех обозначенных факторов при проведении экспериментального исследования технологической прочности является сложной и трудоемкой задачей. Развитие современной вычислительной техники и программного обеспечения позволяет проводить численное исследование технологической прочности путем компьютерного моделирования [9, 40, 41]. Также применение численных методов дает возможность выполнять исследования технологической прочности реальных сварных конструкций. Однако отсутствие достоверных сведений о свойствах материала в сложных условиях сварки, приводит к необходимости совместного использования численных и экспериментальных методик. В работе [9] разработана расчетно-экспериментальная методика, позволяющая получить данные для выполнения перехода от оценки трещиностойкости материалов на пробах, к оценке технологической прочности реальных сварных конструкций. Сочетание компьютерного моделирования и экспериментальных методов позволяет проводить более глубокое исследование вопроса технологической прочности. В работе [13] проведено конечно-элементное моделирование термодеформационных процессов при машинных испытаниях, которое позволило проследить влияние различных параметров сварки и граничных условий на поведение металла в ТИХ. В работе [11] сочетание конечно-элементного, статистического моделирования, экспериментальных методов позволило разработать программный продукт для расчетной оценки опасности возникновения ГТ в тонколистовых конструкциях из алюминиевых сплавов.

Построение численной модели решения нелинейной задачи теплопроводности методом конечных разностей

Для задания граничного условия 2.4, соответствующего поверхности сварочной ванны, осуществляется переход от аналитического представления поверхности 2.3 к дискретному виду.

На первом этапе формируется трехмерный массив POOL, ячейка [i, j, k] которого содержат 1, если соответствующий узел (xi, yj, zk) принадлежит поверхности сварочной ванны, и 0, если не принадлежит (Рис. 2.14).

Далее для оптимизации поиска узлов поверхности ванны на каждом шаге решения и снижения временных затрат, на основании построенного на предыдущем этапе трехмерного массива, формируются двумерные массивы POOLX, POOLY и POOLZ для каждого направления локально-одномерной схемы решения.

Для случая решения одномерной задачи для направления Y, массив POOLY имеет размер Nx х Nz. Ячейка массива [i, k] соответствует прямой с индексами по направлению X – i, по направлению Z – k. В случае пересечения направления [i, k] с поверхностью ванны, соответствующая ячейка содержит номер узла j конечно-разностной сетки, соответствующий поверхности солидус сварочной ванны по направлению Y. Если пересечения не было, то ячейка содержала значение 0.

Аналогично формируются массив для направления Z: (2.10) POOLZ[i, j] = к, если POOL [і, j, к] = 1, POOLZ[i, j] = 0, если POOL [і, j\ к] = 0 Для направления Сформируется два массива: POOLXf для передней части сварочной ванны и POOLXb для хвостовой части: (2.11) POOLXf [jЛ] = k если POOL[i,j,k] = 1 и xt хс, POOLXf/j,к] = 0, если POOL[i,j,k] = 0ихі хс; (2.12) (POOLXb[j\kJ = к, если POOL[ij,k] = 1 и х, хс, \POOLXb/j\kJ = 0, если POOL[i,j,k] = 0 и Xj хс; Параметр xc определяет смещение центра двойного эллипсоида, относительно начала координат.

Таким образом, при решении одномерных задач для каждой из пространственных координат используются индексированные двумерные массивы, содержащие номера узлов, соответствующие поверхности ванны с температурой солидус.

Предложенный алгоритм для задания поверхности солидус сварочной ванны, определяемой выражением 2.3 и 2.4, был реализован в виде программного модуля с использованием Delphi 7.0 (Рис. 2.15).

Интерфейс программного модуля формирования массива Программа позволяет формировать необходимые данные для задания источника тепла при расчете температурных полей. Пользователем определяется: - параметры двойного эллипсоида, описывающего источник (а/, аь, Ь, с); - величина шагов разбиения сетки по пространственным переменным (dx, dy, dz)„ - толщина пластины (d).

Возможно, задание как одного источника, так и группы источников, с изменяющимися одним или несколькими геометрическими параметрами эллипсоида, описывающего источник. Для этого в программе предусмотрено задание шага изменения данных параметров.

В зависимости от задаваемых параметров, возможна реализация следующих вариантов схематизации рассматриваемых процессов: - тонкая пластина (плоский случай, полное проплавление, параметр с эллипсоида игнорируется); - толстый слой (задается толщина пластины, полное или частичное проплавление); - толстая пластина (полубесконечное тело, параметр толщина пластины не задается).

Расчет температурных полей Разработанная численная модель теплопереноса при сварке в пластинах была программно реализована на языке Compaq Visual Fortran. Программа имеет модульную структуру, блок-схема которой приведена на Рис. 2.16. Для идентификации геометрических параметров сварочной ванны использовалось решение обратной задачи теплопроводности [56-60]. Обозначим неизвестные параметры сварочной ванны вектором x: x = faj,ab,b,c\. (2.13)

Апробация методики определения максимальной кривизны ванны

Рассмотрим этапы методики. На первом этапе сваривается N3 (не менее 3) контрольных образцов из испытываемого материала, толщиной д с записью термических циклов в ОШЗ и параметров сварочного режима (блок 1 схемы). Схема проведения эксперимента описана в параграфе 2.4. Для каждого образца, путем визуально-измерительного контроля, находятся величины полуосей эллипсоида b и с.

На втором этапе путем численного решения обратной задачи теплопроводности выполняется идентификация величины полуосей эллипсоида af и аъ передней и хвостовой частей ванны. Используемые модели и алгоритмы описаны в параграфе 2.3. Начальные значения идентифицируемых параметров для линейного (3.5) (3.6) рассчитываются аналитически по формулам быстродвижущегося источника тепла в пластине [68, 84]: q аъ 2 2 пл у Є J 47rAcpvS2Tп af = 0,2ab, где q - мощность источника тепла, Вт; Tпл - температура плавления, С .

Путем последовательных приближений на базе метода наименьших квадратов добиваемся идентичности термических циклов, измеренных экспериментально и полученных в результате численного моделирования. Данному этапу соответствуют блоки 2 и 3 схемы на Рис. 3.10.

В случае отличия значения параметра сварочной ванны для одного эксперимента из серии больше чем на 10%, результаты эксперимента не принимаются. Эксперимент повторяется при тех же условиях.

Полученные значения полуосей эллипсоида для серии не менее чем из экспериментов с одинаковыми параметрами режима сварки усредняются: і (3.7) а г = ab NN N N и с = Nэ Nэ Nэ Nэ На третьем этапе, базируясь на полученных геометрических характеристиках сварочной ванны, определяется значение максимальной кривизны контура хвостовой части. Блок 4 схемы на Рис. 3.10.

На основании алгоритма определения МКВ была разработана методика определения критического значения МКВ, превышение величины которого приводит к росту опасности возникновения ГТ. Схематично методика представлена на Рис. 3.13. Рассмотрим ее основные этапы. Рис. 3.13. Методика определения критического значения МКВ

На первом этапе выбираются параметры режима сварки, обеспечивающие полное проплавление пластины. Конкретные параметры устанавливаются в зависимости от целей решаемой задачи. Для выбранного режима производиться расчет МКВ по рассмотренной выше методике (блок 1 схемы на Рис. 3.11). Далее на всех образцах, сваренных на заданном режиме, производиться поиск ГТ с обеих сторон шва при увеличении не менее 10 крат (блок 2 схемы на Рис. 3.11). Предварительно поверхность швов очищается от окалины с помощью ортофосфорной кислоты. На основании полученных сведений о наличии трещин в образцах рассчитывается частота или вероятность образования ГТ для данного режима, материала и толщины листа, определяющих МКВ: Nт p = — , (3.8) Nэ где pi - частота (вероятность) образования ГТ для данного режима и значения МКВ; Nт, N3 - число образцов с зафиксированными трещинами и общее число образцов, сваренных на данном режиме. На втором этапе выполняется корректировка режима сварки для поиска критического значения МКВ (блок 3 схемы на Рис. 3.11). Если в ходе серии экспериментов на режиме i частота образования трещин pi 0, то выполняется корректировка режима в сторону уменьшения МКВ. В случае отсутствия трещин (pi=0), режим корректируется в сторону увеличения МКВ.

Корректировка режима осуществляется с сохранением полного проплавления и других необходимых параметров, например, ширины шва.

Далее повторяются первый и второй этапы (блоки 1, 2 и 3 схемы) до достижения критического (порогового) значения МКВ. Полученное пороговое значение записывается в виде критерия трещиностойкости для данного материала и толщины.

С целью проверки выдвинутой гипотезы о связи МКВ и опасности возникновения ГТ, и апробации предложенной методики определения критерия трещиностойкости, проводилась серия экспериментов на образце, представленном на Рис. 2.27. Параметры исследуемых режимов сварки должны обеспечивать полное проплавление пластины с формированием обратного валика и были выбраны таким образом, чтобы значение МКВ увеличивалось. Параметры режимов приведены в Таблице 12 параграфа 2.4. Для всех режимов была проведена идентификация геометрических параметров реальных сварочных ванн, значения которых представлены в Таблице 12.

Связь максимальной кривизны хвостовой части варочной ванны, действующего темпа деформации и опасности возникновения горячих трещин

При обработке результатов пассивного эксперимента нельзя в полной мере применять математический аппарат регрессионного анализа, однако для оценки адекватности модели воспользуемся коэффициентом детерминации т т И(УІ-У) И(УІ-У) R2 = i=1= i=1 (5.10) m m m И(УІ-У) И(УІ-У) +ZU--A) /=1 /=1 /=1

Для упрощения модели и исключения незначащих факторов использовался критерий, рассчитываемый по формуле: ы І=с , (5.11) где с jj диагональные элементы ковариационной матрицы С = (X X \ . Фактор, которому соответсвтует минимальное значение критерия t, исключается из модели и проводится новый регрессионный анализ. Если для новой модели значение остаточной дисперсии оказывается меньше, чем для исходной модели, то новая модель принимается. По описанному выше алгоритму было выполненно построение уравнений регрессии для выбранных откликов. На основании данных, представленных в Таблицах 31 и 32, с помощью уравнения 5.6 были вычесленны коэффициенты регрессии. Далее проводилось исключение незначимых коэффциентов для каждого уравнения. Пошаговое исключение коэффициентов для уравнений представленно в Таблицах 32-34. Сравнение экспериментальных значений откликов и их оценки с помощью построенной математической модели представленно на Рис. 5.2-5.4.

Данные уравнения могут быть использованы для оценки технологической прочности путем сравнения расчетного МКВ, полученного с помощью построенных моделей и критического значения МКВ, полученного экспериментально по предложенной методике. Уравнения применимы для рассмотренных марок сталей и диапазонов, толщин свариваемых листов.

Для дальнейшего построения связи геометрии сварочной ванны и опасности возникновения горячих трещин, выполним разработку математической модели. Для построения уравнения регрессии воспользуемся результатами численного моделирования, представленного в главе 4 (Таблица 20). При моделировании задавалась мощность источника, скорость сварки и толщина свариваемых пластин. Результаты в виде полей температур, деформаций и напряжений использовались для расчета параметра МКВ и темпа действующей деформации. Для построения связи геометрии варочной ванны и деформационных процессов в качестве независимых переменных (факторов) были выбраны толщина свариваемой пластины 8 (хх) и параметр МКВ (х2), а в качестве отклика - темп действующей деформации ад (у).

Как и для модели рассмотренной ранее, изучим построение модели второго порядка, описываемую полиномом (5.5). Расчет коэффциентов регрессии выполняется согласно выражению (5.6) и оценка адекватности уравнений регрессии и значимости коэффициентов с помощью выражений (5.7-5.11). Пошаговое исключение коэффициентов для уравнения представленно в Таблице 36. Сравнение экспериментальных значений откликов и их оценки с помощью построенной математической модели представленно на Рис. 5.6.

При работе двигателя внутреннего сгорания выделяются вещества с различной степенью опасности для окружающей среды. Наибольшую опасность для окружающей среды несут окись углерода (СО), углеводороды (НС) и оксиды азота N0 и N02 (или NOx). Окись углерода является ядовитым газом без цвета и запаха, углеводороды и оксиды азота входят в состав смога, а также попадают в почву, выпадая в виде осадков так называемых кислотных дождей.

Каталитический конвертер или нейтрализатор — устройство в выхлопной системе автомобиля, предназначенное для снижения токсичности отработавших газов [105]. Наиболее опасные компоненты выхлопных газов нейтрализуются путем химических реакций с участием катализаторов конвертера. Основными реакциями нейтрализации являются: - разложение оксидов азота на азот и кислород 2NOx - Х02 + N2, - окисление окиси углерода до углекислого газа 2СО + 02 - 2С 92, - окисления несгоревших углеводородов (НС) до диоксида углерода и воды СхН2Х+2 + [(Зх +1)/2]02 - ХС02 +{Х + \)Н20 .

Основным требованием к успешной работе катализатора является стехиометрическое соотношение топлива и кислорода. Тепло, выделяемое за счет реакции окисления, увеличивает интенсивность нейтрализации.

Внутри корпуса каталитического нейтрализатора находится керамический или металлический блок в виде сот, на поверхность которых нанесен тонкий каталитический слой. Сотовая структура обеспечивает увеличение площади контакта выхлопных газов с катализатором. В качестве катализатора используется платина, родий и палладий. Каталитический нейтрализатор расположен либо на приемной трубе, либо сразу после нее (Рис. 5.7, 5.8).

Вследствие резких перепадов температуры при работе выхлопной системы автомобиля и выделяющихся конденсата и влаги, корпус каталитического конвертера изготавливается из нержавеющей стали.

На заводе-производителе автокомпонентов Faurecia (ООО «Форесия Аутомотив Девелопмент») изготавливается каталитический конвертер для автомобилей Volkswagen Polo выпускаемый на калужском заводе Volkswagen Rus.

Для изготовления корпуса нейтрализатора используется стабилизированная титаном ферритная коррозионностойкая сталь 1.4512 (DIN EN 10088-2). Данная сталь преимущественно используется в системах выпуска выхлопных газов, а также для изготовления строительных конструкций с повышенными температурами эксплуатации. Сталь имеет удовлетворительную свариваемость [106]. Российским аналогом является сталь 08Х12Т1. Химический состав и механические свойства стали 1.4512, согласно стандарту DIN EN 10088-2, представлены в Таблицах 37-39.