ЛЕНИНГРАДСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ

На правах рукописи

СУДНИК Владислав Александрович

ПРОГНОЗИРОВАНИЕ КАЧЕСТВА СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИИ

НА ОСНОВЕ ЧИСЛЕННЫХ МОДЕЛЕЙ ФОРМИРОВАНИЯ ШВА

ПРИ СВАРКЕ ПЛАВЛЕНИЕМ ТОНКОСТЕННЫХ КОНСТРУКЦИИ

Специальность 05.03.06 -Технология и машины сварочного производства

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Ленинград 1991

Работа выполнена в Тульском ордена Трудового Красного Знамени

политехническом институте

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор БАДЬЯНОВ Б.Н.; доктор технических наук, с. н. с. КАСАТКИН О.Г.; доктор технических наук, профессор КОПЕЛЬМАН Л.А.

Ведущее предприятие: ЦНИИ КМ "Прометей"

Защита диссертации состоится 7 ш ю 1991 г. в 15 часов в

аудитории * 52 химического корпуса на заседании специализированного

Совета Д.063.38.17 в Ленинградском государственном техническом

университете по адресу:

195251 Ленинград, Политехническая ул., 29.

Ваш отзыв на автореферат (1 экз., заверенный гербовой печатью)

просьба направлять по вышеуказанному адресу.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Ленинградского

государственного технического университета

Автореферат разослан 29 апреля 1991 года.

Ученый секретарь

специализированного совета Д.063.38.17,

докт. техн. наук

> В.А. Лопота

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Научно-технический прогресс в машиностроении

неразрывно связан с повышением эффективности фундаментальных наук,

автоматизацией исследований и проектирования на ЭВМ. Эти задачи в

полной мере относятся к технологии сварки как технической науке и к

качеству создаваемых технологией сварных соединений.

Качество сварных соединений оценивается точностью и стабильностью

воспроизведения заданных характеристик шва при отсутствии недопусти­

мых дефектов. Дефекты формы вызываются случайными отклонениями мно­

жества не- и контролируемых параметров, неизбежно возникающими в

реальных условиях. Анализ качества швов при Лг-дуговой сварке тонко­

стенных конструкций ответственного назначения из сталей 12Х18Н10Т,

Х16Н4Б, 35ХН2МФА и сплавов группы АМг на машиностроительном предпри­

ятии показал, что уровень брака по непроварам, прожогам и подрезам

составляет 3-8 % на 1000 разных изделий. Рост затрат на обеспечение

качества при освоении технологии сварки новых изделий связан с низ­

ким уровнем отработки процессов и эмпиризмом их анализа. Системы

управления качеством сварки, основанные на эмпирических данных,

малоэффективны в условиях мелкосерийного и единичного производств.

Автоматизация и роботизация сварочного производства порождают ряд

проблем, связанных с прогнозированием качества при программировании

технологических каналов роботов и решение которых эмпирическим путем

требует значительных затрат труда, материалов и времени. Требования

их сокращения при подготовке производства заставляют искать новые,

кардинальные пути обеспечения качества при проектировании.

Несмотря на достаточное развитие теории сварочных процессов,

которая фактически состоит из двух разделов - формирование соедине­

ния и свариваемость металлов, ее возможности по описанию формы шва

не используются на практике, где доминирует эмпиризм. Для решения

этой проблемы необходимы подходы и расчетные методы прогнозирования

качества шва, которые неизвестны. Необходимость создания методик

обусловлена также развитием автоматизированных и экспертных систем

проектирования, планирования, производства и контроля качества.

Исследования проведены по Сводным планам НИР и ОКР по сварочной

науке и технике ГКНТ и ИЭС им.Е.О.Патона в 1977-1990 гг., Координа­

ционному плану "Программа САПР" Минвуза РСФСР и Плану подготовки

научных кадров по сварке на 1986-1990 гг.

1

Цель работы. Разработка подходов и принципов прогнозирования

показателей качества формирования шва при сварке плавлением,

численных методов расчета размеров и формы шва, а также алгоритмов и

программ для проектирования технологии сварки.

В связи с этим поставлены основные задачи работы: - обоснование подходов и принципов прогнозирования показателей

качества сварки и разработка методики оценки их вероятных значений;

- разработка численных математических моделей (ММ) формирования

шва на базе уравнений математической физики;

- исследование энергетических, тепловых и гидромеханических зако­

номерностей формирования ванны и шва для дополнения создаваемых мо­

делей зависимостями характеристик распределенного источника теплоты

и давления от параметров режима, а также критериями образования

дефектов формы шва (прожога, подреза и непровара);

- разработка алгоритмов и комплекса программ для расчета опти­

мальных режимов сварки по критериям качества и ггроизводительности;

получения локальных макро-ММ сварки плавлением для программирования

автоматизированных комплексов; разработки рекомендаций по построению

АСУ ТП, а также дополнения ими САПР ТП и экспертных систем;

- определение области рабочих режимов сварки, обеспечивающих

требуемое качество шва, при заданных ограничениях на значения и

рассеяние технологических факторов.

Методы исследований. Основным методом исследований выбрано мате­

матическое моделирование (метод конечных разностей, интегро-интерпо-

ляционный метод численного интегрирования на не- и ортогональной

сетках, схемы Гаусса-Зайделя, релаксации, прогонки и др.). Достовер­

ность результатов подтверждается принятием допущений, соответствую­

щих современным физическим представлениям о рассматриваемых явлени­

ях, и сравнением с данными по термическим циклам и макрошлифам.

Научная новизна. 1. Предложены и обоснованы подход и принципы

прогнозирования качества формирования шва, базирующиеся на методе

вычислительного эксперимента (ВЭ) над ММ процесса сварки на базе

уравнений математической физики и закономерностях образования ванны,

кратера, шва и его дефектов, установленных математическим моделиро­

ванием процесса в сочетании с несложными натурными опытами.

2. Показано, что оценка уровня качества шва может быть получена

методом ВЭ, воспроизводящим влияние отклонений параметров сварки на

рассеяние показателей качества.

2

Установлено, что в условиях нестабильности технологических пара­

метров существуют максимумы качества и производительности.

3. Проверкой адекватности моделей обосновано, что для расчета

режимов и прогноза дефектов может быть использована предложенная

система нелинейных дифференциальных уравнений энергии и равновесия

сил, численно интегрируемая на деформирующейся сетке и учитывающая

основные физико-технологические параметры процесса: энергосиловые

зависимости характеристик источника теплоты от параметров режима,

испарение и конвекцию, геометрические формы зоны сварки, усадку шва

и подачу присадочной проволоки. Разработанная ММ воспроизводит

размеры и форму шва с точностью < 10-20 % .

4. Разработан экспериментально-численный метод определения эффек­

тивного КПД и коэффициента сосредоточенности дуги, базирующийся на,

измерении и математическом моделировании термического цикла сварки.

5. Предложены и обоснованы теоретические положения о механизмах

образования ванны, шва и дефектов формы при аргонодуговой сварке не-

плавящимся электродом однопроходных швов:

эффективный КПД дуги линейно снижается с ростом тока (мощности);

коэффициент сосредоточенности теплового потока изменяется с рос­

том тока пропорционально напряжению дуги (эквидистантно ВАХ);

вклад конвекции расплава в теплоперенос ванн тонкостенных швов

мал и для ее учета предложена формула эффективной теплопроводности;

объем кратера в значительной степени зависит от давления пара;

подрез определяется положением изотермы фронта кристаллизации

вблизи линии сплавления и уровнем поверхности кратера перед ним;

вытекание (прожог) ванны, как опасная потеря устойчивости при

росте ее поверхности, наступает при появлении второй точки перегиба

на профиле ее нормального сечения; для оценки безопасной потери

устойчивости ванны достаточно выявления первой перегибной точки.

Практическая ценность. Создан программный комплекс на базе метода

конечных разностей, позволяющий реализовать новые практические

методы прогнозирования качества формирования шва:

а) использование в качестве базы знаний САПР и экспертных систем

ММ и алгоритмов ВЭ;

0) расчет режима сварки с вероятностной оценкой уровня брака,

параметрической или структурной -оптимизацией процесса;

в) построение области параметров режима, внутри которой гаранти­

руется качество с учетом нестабильности параметров;

3

г) выявление наиболее значимых 1пжчин брака и обоснование допус­

ков1

на точность стабилизации технологических параметров;

д) получение локальных аппроксимирующих макромоделей процесса,

связывающих размеры шва с параметрами режима сварки.

Внедрение программ и спроектированных технологий позволило:

* 1) при разработке процессов сварки повышенной сложнсфи снизить

трудоемкость и себестоимость за счет уменьшения затрат на натурные

эксперименты; 2) при разработке процесса плазменно-дуговой сварки

снизить трудоемкости поисковых исследований в .3 раза, систематичес­

ких - на 20 % и затраты на натурные эксперименты; 3) снизить трудо­

емкость проектирования технологий I-VHI групп сложности за счет

применения САПР ТП; 4) получить экономический эффект, в том числе от

внедрения технологий, 557,9 тыс.руб.; 5) использовать их при совме­

стном исследовании процессов 4г-дуговой сварки в квадрупольном

магнитном поле и в невесомости (МГТУ им. Н.Э.Баумана), светолучевой

пайки и сварки (МАТИ им. К.Э. Циолковского), лазерной роботизирован­

ной сварки (Тула), создании САПР технологических процессов сборки и

сварки (СССР, Болгария) и экспертных систем (ФРГ) и др.

Методика "Об уровне подготовки инженеров-сварщиков в области ВТ" рекомендована Координационным советом по сварке ИЭС АН УССР для

использования на каферах сварки вузов СССР.

Апробация работы, материалы работы доложены на 14 всесоюзных со­

вещаниях и конференциях; 5 международных ("лучевая технология", Es­

sen , 7985; Karlsruhe, 1991; "математические метода в сварке", Киев,

1988; "Свариваемость металлов", Rostock, 1988, 7990), а также на на­учно-технических селитрах - в технических университетах Ленинграда

(19 8 7 ) , Москвы (1987), Aachen, ФРГ (1990), а также в ТулПИ (19 9 1 ) .

Публикации. По теме диссертации опубликованы 52 работы, 4 учебных

пособия, получено 3 авторских свидетельства на изобретения.

Вопросы компьютеризации обобщены в 2-х обзорах по применению ЭВМ и САПР в сварке серии "Итоги науки и техники" ВИНИТИ (1987,1991 гг).

Методика прогнозирования качества изложена в 3-х учебных пособиях,

одно из которых "Расчеты сборочных процессов на ЭВМ" (1986 г.)

удостоено Диплома выставки литературы Центрального региона РСФСР и

переиздается на немецком языке в ФРГ.

Структура работы. Работа состоит из введения, 6 глав и общих

выводов, изложенных на 316 страницах, содержит 81 рисунок, 17 таблиц

и список литературы, включающий 485 источников.

4

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Первая глава посвящена анализу вопросов прогнозирования качества

и задач в области математического моделирования формирования шва.

Аналитическое определение формы сварочной ванны с помощью линей­

ных уравнений* теплопроводности и равновесия поверхностей ванны огра­

ничено узким кругом материалов и режимов, для которых справедливы

известные допущения в постановке задачи. Данные об эффективных КПД и

сосредоточенности теплового потока дуги определенны без учета их

взаимосвязи и в рамках линейного аппарата теплопроводности.

Деформация поверхности ванны оказывает решающее значение на фор­

мирование шва и его дефектов. С учетом различных допущений, наиболее

сильными из которых являются сферическая форма кратера и его неточ­

ные термические размеры, получены аналитические решения для описания

поперечного сечения шва и дефектов формы (А.А.Ерохин, В.П.Демянце-

вич, Ю.С.Ищенко, И.В.Суздалев, Б.М.Березовский). Дискуссия о природе

подрезов (Г.Г.Чернышов, В.П. Потехин и др.) не закончена. Предложены

аналитические оценки образования прожогов при сварке тонкостенных

швов (Г.Д.Никифоров, В.К.Лебедев, В.И.Столбов и др,).

Расчетного метода оценки качества сварки (размеров и формы шва,

типа структуры, вероятности появления брака) не известно. Сложность

методик перестает быть препятствием в связи с развитием ЭВМ.

Методы численного интегрирования дифференциальных уравнений ока­

зались перспективными для расчетов сварочных процессов и позволили в

сочетании с опытными данными по форме ванны получить распределение

скоростей кристаллизации вдоль ее изотермы, оценить роль конвекции

расплава (В.И.Махненко и др.), изучить влияние нелинейностей тепло-

физических свойств, распределенности источника теплоты (Н.Никол.Про­

хоров, А.А.Углов, В.П.Ларионов), поля температур в зоне пересекаю­

щихся элементов (К.М.Гатовский и др.). В зарубежных работах выполне­

ны расчеты формы проплавления (W.Glickstetn, E.Frtdrnam, S.Kou, США;

K.Nishlguchl, Япония) и показано, что проблемами моделирования явля­

ются описание конвекции расплава и распределения плотности мощности

дуги. Данные G.Oriper, T.Eagar, S.Kou (США) по конвекции от действия

электромагнитных, архимедовых и термокапиллярных сил при лг-дуговой

сварке и ее роли в изменении формы ванны получены без учета деформа­

ции ее поверхности и скорости сварки. Начаты исследования численных

моделей ванны с учетом кратера iK.tiishiguchi, Япония; Г.А.Бутаков,

В.П.Стрельников, Г.Г.ЧернышоЕ), но 1ез учета взаимодействия проплав-

5

ления с формой кратера, а используемые конечно-разностные сетки не

эффективны для описания криволинейных поверхностей.

На практике для прогнозирования размеров шва используются статис­

тические модели (Бадьянов Б.Н., Касаткин О.Г., Дубовецкий СВ.).

Таким образом, проблема состоит в том, что возможности теории

сварочных процессов не использутся для прогноза формы шва, а на

практике применяются эмпирические модели без учета вероятности

возникновения дефектов.

Поскольку о природе дефектов есть различные мнения, а физические

явления известны и описаны математически, была предпринята попытка

смоделировать на ЭВМ возникновение дефектов формы шва.

Во второй главе рассмотрена методика прогнозирования качества

формирования шва и его дефектов, описание которого относится к клас­

су краевых задач со свободными границами, определяемыми свойствами

процесса и являющимися его результатом. В отличие от обратных крае­

вых задач условия на границах сварочной ванны не могут варьироваться

произюльно и определяются физикой (точнее моделью) процесса.

Цель прогнозирования качества при проектировании технологии - это

оценка возможностей процесса сварки в конкретных условиях производ­

ства и приемлемости характеристик сварных швов. Значения вектора

показателей качества обозначены: YJ=(Y1,Y2,...,YN), J=TJI, где Yt=e и Y'2=e1 - ширина шва и проплавления, Y3 и Y4 - выпуклости (мениски)

лицевой и обратной стороны шва, Y5 и Уб - глубина и радиус подреза,

а параметров процесса - Xi=(X1,X2,...XJt), t=TJl - толщина листа з,

ширина зазора Ь, режим сварки ( I , U, и и др.), свойства сплавов (X, С, р, а, Нг и т.д.), параметры проспособлений и др.

Результат сварки можно представить в виде YJ=F(Xi). Для размеров

шва, механических свойств и их отклонений - случайных величин -нужны сведения о плотности их распределения, а для прожога,

являющегося случайныл событием, - о вероятности его наступления.

Мерой степени соответствия количественного результата Yj при его

нормальном распределении с дисперсией S2 требуемым значениям YT

является вероятность Вер появления результата

Вёр(\Yj(X.)~YSшТ|<Y. т ) = 9Щ(Xl)-Yj_T)/Sj}, (1) а качественного -

Bep(\Yj(Xt)-Yj^\<Y3igp} - ̂ (YjfX.hYj^Ws^S2^}, ( 2 )

где Yj Kp, s2 - критическое значение У , при котором наступает

наступает качественное изменение процесса, и его дисперсия.

6

Уровни брака В по дефектам можно определить по формулам:

B=0.5-0{(YjiXt ) ~ Y . T ) / S . ); B=0.5-4>(\Yj(X.)-Yj ^\/Vs2+S2 , (3,.i >

Таким образом, задача прогнозирования качества сводится к опреде­

лению полей рассеяния S в зависимости от комбинации исходных факто­

ров А\ с последующей оценкой вероятности получения требуемого

результата и расчета условий, при которых рассеяние Sj минимально. Способы достижения цели по минимизации S j - варьирование управ­

ляемыми средствами технологии сварки, а стратегия принятия решения

по обеспечению качества осуществляется в последовательности: оптими­

зация параметров, технологические приемы, более точное оборудование,

введение контроля параметров, изменение типа соединения.

Выбор средств обеспечения качества осложнен рядом неопределенно­

стей, источником которой служат неуправляемые факторы, присущие

процессу сварки: случайные величины (параметры режима,размеры шва),

случайные события (прожоги), случайные процессы (квазистационарные

поля) и детерлшированные неопределенности (неточные значения

свойств). Вероятностная природа положения границ ванны от рассеяния

исходных и детерминированных факторов предопределяет применение

статистического анализа теоретического описания процесса.

Поиск рациональной технологии в условиях такой неопределенности

осуществляется с помощью алгоритмов, сущность которых состоит в

выборе варианта управляемых параметров с оценкой влияния управляемых

и неуправляемых факторов и в принятии решения о варианте.

Расчет показателей качества будет надежным, если точность s ме­

тода выше, чем допустимое рассеяние показателей качества. Для оценки

точности STp с вероятностью Р предложен критерий: 'Srp=AY"

p/lnt/&(P),

где invi>(P) - величина, обратная интегралу вероятности. Последнюю

предложено оценивать из экспертного опроса специалистов, методика

которого учитывает факторы F : класс конструкции, способ сварки и

свариваемость металла, уровень автоматизации и культуру произ­

водства, а также их веса с(: lntx5(PJ=£F

{c

{, 2с

{=7. Для ответственных

конструкции из высокопрочных сталей (ш/Б(Р)«2,5-3, а для простых из

нелегированных сталей - 1,5-2.

Требования к построению лоделей формирования определяются тремя

особенностями его описания: неоднородностью среды, систелностью процесса и нелинейностью явлений. Наличие твердой, жидкой и газовой

сред определяет основную задачу нахождения границ их раздела.

Системность процесса вызвана взаимозависимостью между теплопереносом

7

и деформацией поверхностей требует алгоритмов системного решения

задачи. Нелинейность явлений обусловливает необходимость применения

численных методов решения задачи.

Естественно, ММ должна учитывать упомянутые выше параметры Х< и

определять значения названных показателей качества Y , С учетом

этого процесс сварки описывали дифференциальными и интегральнкми

уравнениями математической физики, а также термодинамическими

соотношениями между свойствами среды.

Достижимая точность ММ должна удовлетворять требованиям точности

S ^ . Суммарная ошибка Suu ММ складывается из погрешностей, вносимых

принимаемыми допущениями SD, рассеянием технологических параметров

Sr и погрешностью численного метода решения Su. Случайные погреш­

ности данных о свойствах сплава оцениваются по коэффициентам

чувствительности Kv результатов моделирования к отклонению этих

величин: Sp*$(S ЕУ)2. Погрешности установки и измерения параметров

режима сварки могут быть вычислены аналогично, однако целесообразнее

определять допустимый уровень их отклонения. Систематическую ошибку

Ss можно оценить только в том случае, если ММ получена путем

упрощения полной ММ процесса. Поэтому критерием точности ММ была

принята экспериментальная оценка ее адекватности. Так как при

упрощении ММ пренебрегали несколькими эффектами, оказывающими

различное по знаку и вкладу влияние на выходные значения ММ, то

ошибку SD рассматривали как случайную, а достижимую точность ММ

оценивали суммарной ошибкой: = S2+ S2+ Sj[.

Опыт системного анализа показывает (Д. Shennon), что лишь 20 %

факторов большинства систем определяют 80 % их свойств, а остальные

80 % - только 20 Ж. Поэтому предложены методики оценки значимости

явлений в процессе сварки, а также упрощения и свертки детерминиро­

ванных лшфо-ММ в лакро-Ш методом Монте-Карло или планирования ВЭ.

В третьей главе представлены разработанные ММ формирования шва.

Размеры шва в поперечном сечении определяются формой сварочной

ванны, зависящей от взаимодействия между плавлением и деформацией ее

поверхности и движение металла в которой влияет на ее температуру и

форму, а последняя - на распределение энергосиловых параметров исто­

чника теплоты. Для оценки формы и размеров ванны ММ должна описывать

распределение температуры плавления сплава и ггространственные

координаты ванны и шва, т.е. ММ должна быть трехмерной (рис. 1 ) .

8

Рис. 1 . Схема к расчету процесса формирования шва:

ММ строили по инвариантной форме обобщенного дифференциального

уравнения сохранения субстанции Ф (энергии, потенциала, заряда ) :

pgf +

"Pal = - d ( u

^m +

Ъ*>> ( S )

в котором первый член учитывает кинетику процесса, второй - трансля­

цию субстанции вдоль оси шва х, а правая часть - производную суммы

молекулярного qn и конвективного <}ь потоков. Внешние источниковые и

стоковые члены записаны в граничных условиях.

Температура ванны определяется из уравнения энергии, вклад кон­

векции в котором выражается членом divqk=div(vpH)=Ъхр!^ЪурЩ+Ъzp^^ В условиях дуговой сварки расплав как перегретая, проводящая и неод­

нородная жидкость подвержен пульсациям плотности, электрических и

магнитных величин и массовой скорости плавления. Описание такой

среды имеет смысл только по отношению к осредненному движению.

При сварке тонких листов .на весу жидкий слой занимает все сечение

листа с небольшим градиентом температуры по толщине, что позволяет

пренебречь членом ЪzpdH/dz=b CpdT/Qz и рассматривать вектор конвек­

ции двухмерным Ь=(Ъ ,Ь , 0 ) , компоненты которого определять по расхо­

ду жидкости между искривленными поверхностями ванны 2?(:г,у) и

Z2(x,y) с учетом закона сохранения количества движения div(pb)=0. Задавая параболические профили скорости течения расплава по толщине

слоя, получим формулы для расчета средней продольной, максимальной

продольной, локальной продольной и локальной поперечной скоростей:

•» Z„ о± (Z-Z1 f edv v = У П + — — ) ; Ь=р>: Ь=Ъ(1 2 ) ; b=-j^dy (б> х Z —Z ^т с х х xm ^ _^ у? у ^их

Перенос теплоты по толщине слоя учитывается с помощью эффектив­

ного коэффициента турбулентной теплопроводности \t= e

tA.j.

При решении задач в термической постановке вклад конвекции учиты­

вается с помощью эффективного коэффициента теплопроводности Хе, для

оценки которого предложена формула: \е=\г(2-Тг/Т) (7) С повышением и вклад продольного молекулярного теплового потока

5 ^ = -A-gj оказывается несущественным по отношению к трансляционному

потоку теплоты ф^^риТ, что позволяет упростить ММ ( ^ = 0 ) .

Термическая квазистщионарная ММ сквозного проплавления предназна­чена для расчета полей температур и ггрофиля сварочной ванны и являе­

тся самостоятельной без учета деформации поверхностей либо составной

частью модели формирования шва. Температурное голе T=T(x,y,z) находится путем интегрирования уравнения энергии ( 1 ) :

ОР(Т)УНТ) = У м т ф + %уШТ)Ц} * % Ш т ф + dlvqh, (в)

в котором энтальпия E=E(x,y,z) сплава связана с T(x,y,z) уравнением

состояния Н=^С(Т)ат+ф(Т)Нг, где ф - доля жидкой фазы в двухфазной

области, О ̂ ф £ 1; и - скорость сварки.

Технологические особенности процесса учитываются в смешанных

граничных условиях для лицевой и обратной сторон зоны сварки:

zeO; -МТ)°д1=Щ^ 1охр(-^[(хо-х)г+уг]}-о^(Т-Т^-рН^шехр(-Нъ/КТ)

Z€a; XfTJ^a^CT-TJ;

где що- эффективная мощность источника теплоты; ftt- коэффициент со-

сосредоточенности теплового потока; хо- положение оси источника; сх̂-

коэффициент, учитывающий потери теплоты конвекции, радиацией и зави­

сящий от Т; То - температура окружающей среды; последний член учиты­

вает потери теплоты Еь на .испарение; vm - скорость звука в расплаве.

Вклад конвекции. в теплопереносе ванны в термической постановке

f<$fe=0J учитывается через эффективный коэффициент теплопроводности А.

е

по соотношению ( 7 ) , а в термомеханической - с учетом формул ( 6 ) .

Уравнения (8,9) решали численно в прямоугольной области (Q$x$10rt

04y$1,5rt; 04z$s), где г - эффективный радиус теплового потока.

Термические несжижщионарные ММ сквозного проплавления для рас­

чета размеров сварных соединений построены в декартовых, а нахлес-

точных (точечных) - в цилиндрических координатах. При дополнении ММ

уравнениями тадромеханики расплава возможно определение формы швов.

В декартовых координатах поле температур T=T(x-vt,y,z) описывает­

ся уравнением энергии

рт^Н(Т) = %уЩТ)Ц] * * dlvq>; по;

с граничными условиями (11) типа ( 9 ) , а также начальными условиями:

г = О; Т = Т . (12) о Систему уравнений (10-12) решали численно в прямоугольной области .

(CKc$10rt; <Xy$1,5rt; 0$z$s).

1 0

В цилиндрических координатах при неподвижном источнике теплоты и

точечном проплавлении листов толщиной з система уравнений имеет вид:

. р т ^ н т = 1 1уСг\(Т)Ц} +

д

ш 1 М т ф * dlvqk; (13)

« О ; -МТ)9^ = exp(-ktr2) - ак(Т-Т ) - pHv exp(-H/RTh

za2s\ X(T)f^ = o.r(T-TO); J (14)

t=0; T=TO, (15)

Учет термического сопротивления контакта осуществлен введением

слоя с эффективной теплопроводностью Хе= \Е(Т)Т3/Т3

1, существующего

до момента его проплавления. Эффективный КПД источника при лучевой

сварке принимали зависящим от температуры и геометрии зоны нагрева.

Систему уравнений решали численно в области (0$r$2rt; 0$г$2з). Гидромеханические модели сварочной ванны и ее дефектов позволяют

находить в трехмерной системе координат верхнюю Z^x.y) и нижнюю

Z2(x,y) (при сварке на весу) равновесные поверхности из дифферен­

циальных уравнений

vZ. р ехр(-к г2) Hj(T)div- 1 — - pgZ1 = » + ро + рр(Т);

/nCvZ,)2 -/l+frZj)2

9 Z 2 -a(T)dlv— - pgZ2 = po + pp(T);

/l+(vZ2)2

(16)

где о - поверхностное натяжение, зависящее от Т; g - ускорение силы

тяжести; рт - максимальное давление дуги; рр - давление паров, зави­

сящее от Т, lgpp=-A/T+B+GlgT; ро - постоянная, определяемая из

условия сохранения массы расплава с учетом сечений выпуклостей шва,

зазора Ъз, подачи присадочной проволоки и поперечной усадки Дз шва

J'z,dy + J2Z2dy = з(Д - Ъ) * w%v^(4v); d?) о о

Граничные условия на внешней поверхности с учетом обнажения

передней твердой стенки ванны Zt=Zt(x,y) действием дуги и пара:

при Z < Z „ при Z\ > Z\ ( 1 8 )

а в зоне кристаллизации - dZ^/dx=0 (19) На нижней поверхности соответственно

Z2= -a; dZ2/dx=0 (20,21)

Подрез является одной из естественных форм затвердевания дуговой

сварочной ванны, возникает при достижении кратером или зоной строжки

•г { °zt

1

фронта кристаллизации. Глубина подреза hk, длина его дуги If c и

радиус rf e выявляются непосредственно из ММ:

h.=Z. . при ае/ат < О и Z, >0; г=0,46Тг.е/(1ъЖе) сггу я Т , mlfl * 7 ,ma.x я я R

Несплавление кромок выявляется из геометрического анализа термо-

механического перемещения А и оплавления AQ кромок в головной части

ванны и свидетельствует о чрезмерности сборочного зазора о

„ 0 £ А + 2Д . (23) ' Вытекание ванны (прожог) исследовано на базе теории равновесных

поверхностей. Сварочные ванны являются достаточно гладкими, чтобы их

локально ашроксимировать поверхностью вращения z(r,ty) с верти­

кальной осью, расположенной в нормально секущей плоскости. Парамет­

рами системы являются объем ванны V' под поверхностью и ее выпукло­

сть Z2 4 . В силу имеющихся связей определено отображение

C(s,K)={Z2 т1п(з,К),72(з,К)}, где s - параметр образующей 0а и К -

кривизна ее нижней части. Устойчивость поверхности связана с

обратимостью производной отображения DC(s,K). Рост поверхности ванны

идет до появления точки вырождения DC(a,K), которая в соответствии с

теорией (R.Finn) лежит на профиле между первой и второй перегибными

точками. Вытекание ванны фиксируется при появлении перегиба, т.е.

участка нулевой кривизны и смены ее знака: Zy'=0 ( 2 4 )

Уравнения численно решаются в прямоугольных областях, 1раницы

которых (хТ$х<; Oqj$y6) определяются из термической задачи.

Алгоритм решения задачи формирования шва включает последователь­

ное выполнение процедур обращения: к термической ММ для расчета тем­

ператур (термического контура Zt); к гидромеханической - для расчета

координат Z^x.y), Z2(x,y) и компонент вектора конвекции Ь по соот­

ношениям ( 6 ) ; повторного обращения к термической модели для коррек­

тировки поля температур и координат термического контура ванны.

Итерационная процедура продолжается, пока максимальное отклонение

температуры, линейных размеров и площадей сечений превышает заданную

точность вычислений (е«1-5 % ) .

Термоконцентрационная ММ формирования структуры шва предназначена

для прогноза структуры /41-сплавов из количественной оценки темпера-

турно-временных условий перед фронтом кристаллизации (ФК). движущей

силой роста кристаллов является переохлаждение ДГ, величина которого

есть сумма термического (кинетического) и концентрационного

(диффузионного) переохлаждений, численно равная разности Тг(С) сплава и действительной Тп. При сварке сплавов А1 с полным

проплавлением наблюдается плоская схема кристаллизации, что

позволяет рассматривать плоскую схему диффузионного массопереноса.

Значения С(п) перед ФК оценивали нормально ФК при скорости кри

сталлизации и.из стационарного уравнения диффузии ,

интегрирование которого по координате п при граничных условиях

позволяет получить искомую зависимость С(п) по всей зоне кристалли­

зации. Величина LT=TD(п)-тС(п), где т - коэффициент диаграммы состо­

яния дТ/дС, имеет вид кривой с максимумом, координату которого по

находили дифференцированием АГ по координате п. Тип образующейся структуры определяется 2-мя условиями: величиной

^тах и в

Ре м е н е м T = n

o/ u

h пребывания переохлажденного расплава в этой

зоне. Комбинация этих условий относительно их критических значений

приводит к 4-м типам структур: осевого кристаллита, равноосных зерен

и ячеисто-дендритной структуры мелких и крупных размеров.

Численные методы решения дифференциальных уравнений ММ, записан­

ных в дивергентном виде, требуют анализа расположения узлов и граней

контрольных объемов. Показано, что целесообразно расположение узлов

на поверхностях листа. При этом Г, Н, р и т.п. относятся к целым уз­

лам сетки, а потоки - к полуцелым. Для аппроксимации трансляционного

и конвективных членов использовали односторонние разности "против

потока", фиктивных границ - одностронние трехточечные разности. В

зоне источника теплоты уравнения граничных условий интегрировали по

половинному контрольному объему. Полученные интегро-интерполяционным

методом стационарные схемы решали методами Гаусса-Зейделя и релакса­

ции с циклическим изменением направления обхода узлов, а

нестационарные - явным и неявным методами.

Впервые для решения задач формирования шва и кратера применена

неортогональная, деформирующаяся по вертикальной оси разностная сет­

ка, связанная с поверхностями ванны и шва. Погрешности отклонения

формы контрольных объемов от формы прямоугольного параллелепипеда

учитывали с помощью нормированных коэффициентов, являющихся средне-

гармоническими значениями деформирующегося шага сетки.

Единая 'форма уравнений позволила использовать "сквозной счет" за­

висимой переменной в неоднородной среде с изменением потоков и

KOHl£i«.:U*v-iTaB при переходе через границы сред.

(25)

С=С /R при п=0; С=С при П-»о> (26)

Адекватность ММ оценивали по термическим циклам ванны и макрошли­

фам из сталей Х16Н4Б, 12Х18Н10Т и сплавов АМг1-АМг6 при Аг-дуговой

сварке с присадкой и без нее, на весу и в приспособлении, а также

при сварке лазером "Катунь" и световым лучом на установке МАТИ.

Последний способ не создает объемных сил конвекции и является

"идеальным" для оценки адекватности моделей.

Сопоставление натурных и "расчетных" макрошлифов светолучевого и

лазерного (в режиме теплопроводности) проплавления показывает доста­

точную адекватность ММ из-за определенности kt и после корректировки

т/. Погрешность моделей формирования, оцениваемая по соответствию

размеров проплавленных зон, оказалась $ 5-10 %.

Адекватность ММ Лг-дугового проплавления обеспечивается при кор­

ректировке kt и г). Для повышения точности моделей необходимо их до­

полнение зависимостями, связывающими kt и п с параметрами режима.

Базовая термомеханическая модель оказывается универсальной, так

как позволяет после дополнения описанием нагрева проволоки моделиро­

вать сварку плавящимся электродом. Модель позволяет воспроизводить

процессы комбинированной сварки источниками теплоты, разнесенными в

пространстве (двухдуговая сварка) или соосными (лазер + дуга).

Програллное обеспечение для ЕС ЭВМ и персональных ЭВМ типа ДВК,

Нейрон, IBM и совместимых с ними включает 10 - сновных модулей ММ и

' • ' Г / ; \ «

! ' \ Г / '

•t,n Г I ; _ J

1

7 -н|

2.2 л 1 IK v. 3*

о.в - 1 . 5 .

Рис. 2. Копия результатов моде­лирования процесса лг-дуговой сварки стали 12Х18Н10Т на режиме ( I = 450 А, U = 13,5 В, v = 2,7 см/с ) : а -форма ванны и термические циклы на оси шва; О -поперечное, в -продольное сечение

s .> • Г Г ,' Г t 1 ,)

сервисных подпрограмм вывода на дисп­

лей или принтер двух- (рис.2) и трех­

мерных (рис.3) изображений формы шва,

а также подпрограмму GRAFEX для опре­

деления положения оси источника тепла

на кривых натурного термического

цикла ванны.

Рис. 3. Твердая копия результатов моделирования образования подреза при сварке в Аг стали 12Х18Н10Т толщиной 2,2 мм на режиме: 1=400А, и~=13В, и=3см/с

В четвертой главе описаны результаты исследования формирования

сварных тонкостенных соединений методом моделирования на ЭВМ.

Разработанные ММ являются компактной количественной теорией фор­

мирования шва, в ВЭ над ними - методом теоретического исследования

сложных и нелинейных явлений. В отличие от экспериментальных методов

численные расчеты позволяют оценить вклад параметров, влияние кото­

рых остается предметом дискуссий, например теплоты плавления, и дают

возможность анализа упрощения ММ за счет исключения л: описания яв­

лений, учет которых лишь увеличивает время счета, но слабо влияет на

оценку показателей качества. Общим приемом исследования являлся ВЭ

над ММ процесса с оценкой коэффициентов чувствительности отклонения

размеров шва при изменении исходного параметра, по значениям которых

судили о погрешности неучета того или иного явления.

Энергетические процессы. ВАХ лг-дуги на ее возрастающем участке в

диапазоне 160-320 А и длин дуги 0,2-0,9 см представлена в виде:

U = 6,83 * 7- 7 0 "J

I • 8,351, В; Su= 0,37 В; R 0,95; (27)

полученном путем обработки 70 измерений на медном аноде. Для токов

<160 А ВАХ установлена J.Cook, (США): U=5,2+0,013I+185/l+7,41, В Показано, что ввиду сильной взаимозависимости параметров U, I,

эффективного КПД дуги п и коэффициента ftt ее сосредоточенности (или

радиуса пятна г ) раздельное определение т) и й{ ггринципиально ошибо­

чно. Поэтому разработана методика косвенного эксперимента и алгоритм

обработки его результатов с использованием нелилейной ММ нагрева.

Особенностью методики является определение косвенных параметров

термического цикла, которые наиболее тесно связаны с т) и k . Численно показано, что при нагреве листов стали 12Х18НЮТ толщиной

3,2 мм чувствительность изотерм к отклонению т) на порядок выше, чем

15

к аналогичному изменению kt, а наоборот. После проведения

планируемых экспериментов по измерению термических циклов нагрева с

минимальным подплавлением листов в ВЭ рассчитывали значения и и г , обеспечивающие совпадение термических циклов. После обработки

частных значений п и г были получены искомые зависимости:

г = 0,843 - 0,0007 I + 0,0431, см; S =0,05 см; R=0,93; \ ,„Q, Т) = 0,947 ^ 0,000171 - 0,571 + 0,02и, Sn=0,09; R=0,93. >

В диапазоне 160-320 А и и=2-4 см/с й равен 5,5-7,2 см- 2

, т.е.

значения этого коэффициента повышаются, а эффективный КПД т) линейно

снижается от 0,85 до 0,6. Выбранная форма уравнений ВАХ, i) и S при

дополнении ими ММ обеспечивают адекватный расчет ширины проплавления

е(=0,2 ±0,05 см как при интерполяции, так при и экстраполяции значе­

ний I, v и 7 до тока 700 А и скорости сварки до 4,5 см/с.

С ростом тока максимальная плотность мощности q =r\IUk./% возра-стает сильнее эффективной мощности д=пШ из-за повышения k , несмот­

ря на снижение п. Сложившееся мнение о рассредоточении теплового

потока с ростом I не подтверждается при сварке Сг-№(-сталей на

высоких скоростях и при удлиненных дугах. Установленная нелинейная

зависимость R t ( I ) согласуется с теоретическим анализом электромагни­

тной динамики дуги (Энгельшт B.C., Мечев B.C. и др., 1983 г.), со­

гласно которому стационарное распределение параметров в объеме дуги

устанавливается за счет двух противоположных тенденций: явления

вязкости и теплопроводности увеличивают радиус дуги за счет передачи

теплоты и импульса к ее внешним зонам, а электромагнитные силы соз­

дают возвратные радиальные потоки и препятствуют этому расширению.

Поэтому на падающих участках ВАХ и k (I) проеобладают явления тепло­

проводности и вязкости, а на возрастающих - электромагнитное сжатие.

Установлено, что зависимости ВАХ и k (1,1) эквидистантны, т.е.

U/kt=const. Значение постоянной ориентировочно равно 1,5(1 + 1) В см2

.

Тепловые процессы в ванне являются доминирующими в процессе фор­

мирования шва. Максимальная температура пропорциональна градиенту

k q /\, создаваемому источником в реакционном пятне нагрева, и повы­

шается от значения <*1,15Тг при аргонодуговой сварке до температуры

кипения Tk - при лазерной. Средняя температура ванны не превышает

(Tj + Tf e)/2. Поле ванны подвержено саморегулированию так как повышение

теплового потока источника интенсифицирует теплоотдачу радиацией и

испарением, а также молекулярные и конвективные потоки в ванне.

16

Z?-

I Q I

Рис. 4. Кинетика плавления и кристал­лизации при сварке стали 12Х18Н10Т тол­щиной 2,2 мм на токе 400 А при скорости 3 см/с и длине дуги 1 мм в моменты времени: а - 0, б - 0,1, в -0,15 с и г - после полного затвердевания

Учет теплоты плавления Нг проявляется в зависимости от формы по­

перечного сечения шва. При плоскопараллельном проплавлении Нг слабо

изменяет ширину шва, но вызывает сокращение головной (по отношению к

линейному решению) и удлинению хвостовой части ванны. При неполном и

трапецеидальном проплавлении влияние И. особенно заметно: ее неучет

приводит к неверным результатам с ошибкой в десятки процентов.

Теплота плавления/кристаллизации Нг является распределенной вели­

чиной из-за пропорциональности доле жидкой фазы в двухфазной области

С учетом того, что с ростом скорости сварки увеличивается гставание

начала проплавления обратной стороны шва от оси источника теплоты, в

одном и том же поперечном сечении ванны наблюдается одновременно

кристаллизация верхней и плавление нижней части листа (рис. 4 ) .

Влияние нелинейностей теплофизических свойств сплавов проявляет­

ся в том, что их учет в расчетах тепловых процессов приводит к пони­

жению температуры ванны и размеров высокотемпературных зон. Критери­

ем влияния нелинейности коэффициента теплопроводности К, описываемо­го выражением А=А +ВТ, является безразмерная величина в(Т-Т ) / \ . У

сталей при Г>900 °С коэффициент (3 очень мал и влияние \(Т) для

высокотемпературной зоны мало. Для алюминиевых сплавов величины Ао и

р сильно зависят от состава сплава и, чем больше легирующих элемен­

тов, тем важнее учет влияния Х(Т) на точность тепловых расчетов.

Введение присадочной проволоки в головную часть ванны слабо

влияет на ширину шва, но сильно понижает температуру ванны.

В термических моделях эффективный коэффициент А. (7) адекватно

описывает процессы в ванне и распределение температуры в ней. Неучет

А. приводит к возрастанию Т на 100-200 °С. Более точные результа­

ты получаются при описании конвекции вектором Ь=(Ь ,Ь ,0). В целом,

влияние конвекции при сварке тонкостенных швов невелико. Поэтому

можно пользоваться простым методом эффективной теплопроводности.

17

Гиаролеханические процессы оказывают решающее значение на форми

рование поверхностей шва и дефектов. Расчетная форма шва при стыко­

вой сварке листов без зазора имеет небольшие выпуклости, что свиде­

тельствует о правильности учета усадочных процессов.

Теоретический анализ и обработка данных В.Л. Руссо, N. Tsal и др.

позволили установить зависимости размера силового радиуса гд и

распределения давления дуги rf-катода от тока и ее длины:

гд= 0,02765- I°-5+0,495ld, [см]; P(r)=alexp(-3r2/r2) (29)

где коэффициент а зависит от угла заточки rT-катода (при 30° а*>1). другой составляющей силового воздействия на ванну является давле­

ние пара металла, резко возрастающее с повышением температуры. Так

для стальной ванны при температуре *2200°С давление пара и дуги

гУ-электрода на токе 200 А сопоставимы.

Адекватность моделей при введении соотношений (27-29) значительно

улучшена. Точность ММ составляет <10 % для плоскопараллельного проп­

лавления листов сплава АМгб и <15 % для трапецеидального - из стали.

Меньшая ошибка соответствует ширине шва, большая - проплавления.

При повышении внешнего давления с ростом I и v расчетная глубина

кратера ниже термического профиля проплавления, что указывает на

вытеснение расплава с твердых стенок ванны и появление зоны строжи

(рис. 5 ) . Анализ численного решения показал, что воспроизведение

формы шва обеспечивается только граничными условиями (18-21).

Рис. 5. Сопоставление теоретическо­го и натурно­го профилей сварочной ванны при Аг-дуговой свар­ке стали 12Х'8Н10Т

Подрез возникает при распространении кратера или зоны строжки до

линии сплавления и определяется положением фронта кристаллизации и

уровнем металла перед ним (рис. 3, 6 ) . Путями его предотвращения

является снижение давления дуги и градиента температуры ванны.

Рис. 6. Сопостав­ление натурной и расчетной форм шва стали 12Х18Н10Т толщи­ной 2,2 мм на режиме: Г = 410 А; I = 1 мм; U = 13,5 В, v = 3 см/с

Вытекание ванны является сложным следствием потери устойчивости

ее нижней поверхности. Единственной силой, удерживающей ванну и про­

тиводействующей сумме давлений дуги, пара и тяжести, является сила

поверхностного натяжения, пропорциональная кривизне. Продольная кри­

визна ванны -> 0, а поперечная - растет по мере затвердевания ванны и

сужения ее ширины при постоянной выпуклости. При этом на поперечном

профиле неизбежно появление перегибов, приводящих к потере устойчи­

вости. Путями предотвращения прожогов является уменьшение массы ван­

ны и снижение температуры (давления

пара). Последнее для Л'-сплавов

достигается введением присадочной

проволоки.

Формирование шва лазерной точеч­

ной сварки контролируется связанны­

ми процессами нагрева, испарения и

деформации расплава давлением пара

(рис. 7 ) . После выключения лазера

из-за нелинейности нестационарных

тепловых явлений происходит локаль­

ное повышение температуры ЗТВ. Поэ­

тому предпочтителен импульсно-пери-

одический режим и подогрев.

Моделирование кинжального п про­

плавления требует сложного учета

влияния плазмы пробоя пара Е кана­

ле формирующегося шва.

Рис. 7. Термические циклы сварки точечного проплавления нахлесточного шва и его форма (Q^-250 Вт, t=20 мс, г =.5 мм)

19

Терлюконцешрзционные процессы. Анализ данных образования структур

сплавов I I позволил установить закономерности, заключающиеся в том,

что формирование структур контролируется двумя термовременными усло­

виями - текущими значениями максимального переохлаждения Л Г ^ и

временем \ пребывания металла в этой зоне, а также их сотношениями с

критическими значениями ДГ

временем tf e

гетерогенного зародышеобразования и

ниже которого при любом ДГ центры не возникают:

AT $АТ. и - ячеистая структура; АГ <ДТ. и x^i. - осевой max kr kr г £ max kr kr

кристаллит; АГ ^ ДГ и т̂т - равноосные зерна; ДГ £ДТ и

i$i - ячеисто-дендритная структура (рис. 8 ) .

В пято* главе

Рис.8. Зависимость переохлаждения на ФК в, расстояния X и времени т от скорости кристал­лизации (а) и типы образующихся структур (б)

исана расчетно-логическая подсистема "Прогнози

рование качества Х'рмирования шва", которая предназначена для ис

пользования ь составе САПР ТП или экспертных систем для решения

задач проектного п̂ечения качества сваршх соединений.

Методология прогнозирования качества в выбранном варианте опера­

ционной технологии состоит в анализе влияния условий производства,

характеризующихся стабильностью (дисперсиями S2) m параметров X. оборудования и применяемых материалов (i=T7m), на рассеяние S п значений показателей качества Yj (j=1 ,п), а также в синтезе исходных

условий, гарантирующих обеспечение требуемого уровня качества.

Укрушенный алгоритм подсистемы включает пять основных процедур:

анализ варианта, расчет параметров режима, вероятностная оценка

уровня брака, оптимизация процесса и синтез допусков на параметры.

Анализ процесса состоит в моделировании формирования шва при дан­

ном наборе исхолных данных (X., 6'.) и определении рассеяния S пока­

зателей качества У . При многократном обращении к ММ, описываемой

дифференциальными уравнениями ь частных производных и являющейся •-.

иерархической структуре моделей процесса ликро-ММ, при вероятностном

анализе процес.-а больших затрат машинного времени. Для

упрощения ликр.; W :::•> дложенв процедура свертки в лаяро-ММ, являю

щуюся ее атгроксимацией в заданной области изменения параметров

режима X. и связывающую размеры шва У с параметрами X. в форме:

У. = У, + Z aJ X , (30) J j o m i l '

где crj - коэффициенты макромодели, рассчитываемые по результатам об­

работки данных планируемого ВЭ (рис. 9 ) . Планирование возможно, если

априори известен диапазон значений Х{, при которых будут достигнуты

Yj ( С учетом допусков 6У^ на них), и внутри дипазона Xt не

происходит качественного изменения процесса, например непровара при

моделировании сквозного проплавления. Для этого перед планированием

ВЭ предусмотрена процедура наихудшего случая, заключающегося в

моделировании процесса с определением 4 m l n ' v

m a x

и

Ятах'и

т1п> при

которых наступает непровар или прожог. Параметр Sj вычисляется так:

S2 = Z(aJ.S.)2. (3D j та i i

Расчет решила заключается в решении системы уравнений макромодели

с левыми частями, равными значениям YJp показателей качества YJp = YJo + S aJ

i X{; i=J~m; J=T7n; m=n. (32) Решение системы находится с помошью стандартных программ, а его

результатом является вектор параметров режима Xi(I=X1, U=X2, v=X3 и

т.д.), обеспечивающих получение шва с регламентированными размерами

Yj(e=Yr e=Yz, g=Y3, £,--У

4 и т.д.).

Вероятностная оценка уровня брака производится по формулам (3, 4 ) .

Если уровень брака велик, то рассматривается возможность параметри­

ческой оптимизации процесса.

Рис. 9. Твердая копия представления на экране дисплея результатов планирования ВЭ над ММ процесса аргонодуговой сварки листов толщиной 2 мм из стали 12Х18Н10Т при I = 300 ± 15 А и v = 2,5 ± 0,25 см/с

21

(жшштзация процесса состоит в минимизации дисперсий S j . Умень­

шить Sj МОЖНО путем снижения коэффициентов чувствительности aJ

t пока­

зателей качества Yj к отклонению параметров режима Х{. Оптимизация с

улужнием всех параметров Yj одновременно трудноосуществима. Поэто­

му вроводится свертка векторной функции Bj=F(Xt) качества в скаляр­

ную b=f{X.) назначением В. , для наиболее важного показателя Y,, напряйер, ширины e

J t или с использованием весовых коэффициентов Cj.

Шаралетрическая оптилизация состоит в поиске значений параметров

Xt, при которых дисперсия качества Sj=min, с вероятностью Р выполне­ния ограничений на показатели не ниже заданной величины tj=lnv<J>(P). Задача относится к классу стохастических и сложна для вычислений.

Поэтому осуществлен переход к ее детерминированному эквиваленту

Srfl.<F. - c . t,A(a J.S.) 2; 2с =1; m>n; X, . $ХЛХ, ; (зз) ж i i j p J j m I i' ' n j t rain t imax'

Эта система отличается от задач линейного программирования тем,

что расчетные значения ограничений показателей качества ужесточены

на величину C j t j [ 2 ( a i

l S i ) 2 ] ' / 2 . Переход к детерминированному эквива­

ленту задачи не упрощает ее, так как ограничения нелинейны, и задача

решается кусочно-линейным методом линейного программирования.

Лруктурная оптилизация. При новой комбинации параметров опреде­

ляется уровень брака и, если не удается его минимизировать до допус­

тимого значения, то анализируется возможность оптимизации структуры

прощесса, т.е. использования технологических приемов и другого

оборудования. Если при этом не удается найти вектор X<t Sj которого

не называет недопустимого уровня брака, то необходимо перейти к

решЕЯЮо обратной задачи - синтеза допусков на параметры Х{.

Сантез допусков, или назначение ограничений /"б/:{7 на рассеяние S.

параметров Я{, проводится при невыполнении для любого из показателей

качества Yj условия: t j p S j $ 6 Y j . При достоверности Р=95,4-99,7 % фун­

кция 1ггиФ(Р)=2-3, что соответствует 2о-Зо допуску.

Щюцедура синтеза допусков состоит в анализе указанного условия

При его выполнении (-тый параметр режима можно не контролировать. В

гтротавном случае его следует ограничить допуском fSJff J, величина

которого для каждого J-ro значения находится итеративно из суммы

Z ( a i s . ) 2 min{[6X.]/11 ( 6 Y J 2 . (35) m i l i j p j

Наказано, что в условиях нестабильности технологических парамет­

ров существуют теоретические максимумы качества и скорости сварки.

22

Программное обеспечение для автоматизации проектирования техноло­

гии сварки с прогнозированием качества разработано в виде расчетно-логической подсистемы на языке Фортран для ЕС ЭВМ, ДВК и IBM совме­стимых ПЭВМ (рис. 10). Оно включает базы знаний (ММ ж алгоритмы ВЭ)

гятдгггиг ттиыш п/глгтгав по г л х г а ei эти 1 ' тис* — и *1 - В.4 си

> эти 2 : КОНТРОЛЬ б р а м для зодакнмх т о н , СКОРОСТИ и точности оборудования

Нимито "ВВОД" для повторения этап» 2 "ЕС" для з а м м н н и я и роботы L / 4

k 6 el

Рис. 10

и баш данных (требования ГОСТ к швам типа С2-С4, теплофизические

свойства). Программы легко интегрируются с САПР ТП сборки и сварки,

а также в экспертные системы пронозирования качества.

В шестой главе представлены примеры реализации методики прогно­

зирования качества для проектирования технологии сварки.

Оптилизация решила формирования шва. Требования минимизации брака

сварных швов предъявляются к ряду осоОоответственных конструкций.

Минимизация образования прожогов. При Лг-дуговой сварке тонко­

стенных (0,5-0,8 ми) оболочек из сплавов типа АМг одним из дефектов

является> прожог. Проводили параметрическую оптимизацию режима по

критерию минимизации прожогов. Процедура состоит в расчете тока,

обеспечивающего заданную ширину шва е и ванны еп, при которой

наступает прожог, для выбранной скорости сварки, которую затем

увеличивали на шаг и расчет повторяли. Оптимальным режимом сварки

d0, и ) является такой (рис. I I ) , при котором брак минимален, а

рабочая точка режима максимально удалена от границы прожога.

23

I,А 7 в,% Рис.11. Области режимов Лг-дуговой сварки сплава АМг2 и расчет уровня брака В по прожо­гам при зазорах: о - ь = о.

Амг2, s=0.5 мм

1111 11 111 -и, см/с

5

О

IS

в

в - b = 0,10 ММ, в - b = 0,15 ММ. • - непровар, • - е = 4 мм,

О

брак оптимальная

область

прожог

о г з

Мшилизацш выпуклости шва. Для выбора режима сварки на весу тон­

костенных (2-3 мм) оболочек из сплавов группы АМг (0,5-6,5 % Mg) при

ограничениях по условиям последующей сборки сварных узлов на ширину

шва е= ер±Ае и выпуклость g,^gp обратной стороны шва определены

допуски на отклонения I , и, толщины листа и содержания Mg в сплаве.

В частности, получены требования к колебаниям толщины листа и к кон­

тролю верхнего предела содержания Mg в поступающем сплаве.

Требования лаксилалъной производительности предъявляются к станам

аргонодуговой сварки прямошовных труб из стали 12Х18Н10Т. Ограниче­

ниями процесса являются допустимая глубина подреза h$hv^.

Выполнен теплофизический и гидромеханический анализы формирования

швов и структурно-параметрический синтез процесса, заключающиеся в

анализе вариантов двухдуговой сварки с использованием подогревающей

дуги W - катода различных конструктивных форм.

На первом этапе проводили параметрическую оптимизацию однодуго-

вого процесса с определением оптимальных значений I и и , обеспечи­вающих с вероятностью 95 % при заданных Д1» и Ди уровень качества

99,5% формирования шва с двухсторонним ограничением на ширину про­

плавления и односторнним - на глубину подреза. Так, при точности

поддержания I ±2,5 %, v ±2 % и при ограничениях на ширину е(=2 ±1,5

мм и h $0,3 мм оптимальные значения соответствуют: I =442 ±10 А и max о

v = 2,4 ±0,05 см/с (рис. 12). Для трубы 40x2 эти значения равны:

1о=440 А и и=3,2 см/с. При понижении ТОЧНОСТИ поддержания тока до ±5

% эти значения уменьшаются на 12-15 *.

Структурно-параметрический синтез "остоял в анализе вариантов

Рис. 12. Построение области работоспособности "I - и" Лг-дуговой сварки стали 12Х18Н10Т толщиной 2 мм, внутри которой обеспечивается

формирование шва без (1) и с учетом (2) рассеяния параметров

двухдуговой сварки с оценкой эффекта применения способа дуговой сва­

рки труб с подогревом, отличающегося исполнением катода из трех гУ-

прутков и позволяющего разделять подогревающую дугу осевым потоком

газа на составляющие, симметричные оси трубы (а. с. *1281355).

Эффективность вариантов оценивали по соотношению: Э=СК/3, где С -

скороость, К - качество и 3 - затраты. Эффективность базового вариа­

нта однодуговой технологии принимаем за 1 (рис. 13,а). Повышение и

на 20 % при сохранении уровня качества обеспечивается при дуговом

подогреве кромок (рис. 1 3 , 6 ) . Дальнейшее повышение v ограничено то­

ком подогревающей дуги ̂ „^^80 А, выше которого качество шва резко

снижается из-за нестабильности ее горения на кромках заготовки (рис.

13,в). Расчет допусков на отклонения I и и показывает возможность

обеспечения качества, но требует затрат на АСУ ТП и приводит к сни­

жению эффективности варианта (рис. 13,г). Рациональным путем обеспе­

чения качества при и до 5 см/с является замена в горелке подогре­

вающей дуги стандартного катода на полый составной, позволяющий при

больших токах разделять дугу на две составляющие на движущихся кром­

ках-анодах. Эффективность этого варианта максимальна (рис. 13,д).

Рассеяние е обратно пропорционально градиенту температур на нижней

стороне листа и повышение v и качества достигается технологиями с

применением концентрированных источников (лазер, дуга + лазер).

Прорзллирование режилов сварки. Свертка детерминированных ММ в

аппроксимирующие макро-ММ пригодна для получения алгебраических ура­

внений, используемых при внешнем программировании роботов. Область

адекватности макро-ММ достаточно узкая и результаты свертки запоми-

• б в г д Ряс. 15. Анализ качества (К), производительности (П), затрат (3)

и эффективности (Э) вариантов Лг-дуговой сварки труб: а) однодуговой процесс; б) двухдуговой процесс при ограничениях по току подогреваю­щей дуги $180 А; в) то же без ограничений; г) то же с ужесточением допусков ±Д1 и ±Ди на их рассеяние; д) то же с использованием полого

составного катода подогревающей дуги

наются в базе данных микро-ЭВМ робота. Модели при постоянных толщине

листа и диаметре проволоки связывают I , и, и U (или длину дуги) и

ширину зазора с требуемыми размерами шва.

По программе LAZNEX выполнен струтурно-паралетрический синтез режима точечной сварки стальной трубчатой насадки с осью (0,8+5 мм)

лазером мощностью 250 Вт при ограничениях на температуру вблизи шва.

Структурный синтез включал вариант сверления тонкой детали на глу­

бину h углом а, а параметрический - расчет их оптимальных значений.

Планирование ВЭ над микро-ММ лазерной сварки (например по плану 24

гг=0,6±0,1 мм, t.»4±1 мс, п=0,7±0,1 мм и а=90±10 °) позволило

получить локальные макромодели относительно диаметра ванны и шва, а

также глубины проплавления. Задавая один из факторов (например, угол

а) ж подставляя в левые части требуемые размеры шва, получаем

параметры режима ( f t , r , , t ) . Задавая два фактора (например, а и п), оптимизируется размер радиуса луча гг и время импульса t

(, при

которнх рассеяние диаметра проплавления минимально.

Отжиизация формирования шва и свариваелости сплавов А1. Прогно­

зирование структурной неоднородности шва Лг-дуговой сварки заготовок

из сплавов АМгЗ-АМгб толщиной 2-3 мм для последующего горячего

деформирования в режиме сверхпластичности заключалось в выборе пара­

метров режима сварки и технологических приемов (подогрева, охлажде­

ния), обеспечивающих получение максимальной (минимальной) ширины

зоны ива со структурой равноосных зерен (осевого кристаллита) при

ограничениях на ширину шва, не вызывающей образование прожогов.

Процедуры расчета состояли в термическом анализе проплавления.

26

гидромеханическом - вероятности образования прожогов и термовремен­

ном - типа структуры по критериям текущих по ФК значений АТтах и

длительности х и их соотношений с ATkr и Tfer

(рис. 8 ) . Синтез

процесса включал назначение подогрева с последующим расчетом и ана­

лизом результатов. Результаты для АМгб толщиной 2 мм при 1=110 А: без подогрева при v=0,7 см/с равноосные зерна шириной ер/е= 0,55,с подогревом 300 °С при v=1,1 см/с - ер/е=0,95.

Оптилизация оплавления покрытия и свариваелости стали. Требования

к технологии лазерного оплавления плазменных покрытий типа ПГ-СР4 на

деталях из стали 30ХН2МФА заданы следующим образом: оплавление не

должно вызывать расплавления подложки, твердость ЗТВ - ^420 HV, а

прочность - >1200 МПа. Ограничениями технологии являются мощность

лазера 0^3,^. диапазоны скоростей v^^-v^^ оборудования и воз­

можности регулирования размеров пятна нагрева.

Исходными данными являются размеры и теплофизические свойства де­

тали и слоя покрытия, химический состав стали. Алгоритм расчета со­

стоял в определении с помощью ММ механических свойств ЗТВ стали

(О.Г.Касаткин, P.Seyffarth) диапазона погонной энергии Q/v, по кото­

рому с помощью термического анализа определяли диапазон v лазера при

Q, вычисленной из условия оплавления без расплавления стали.

Результат расчета: Q/v=6 кДж/см при плотности мощности лазера "Ка-

тунь" 8-103

Вт/см2

, что обеспечивает механические свойства: HV=405 ±15; а =1422 ±140 МПа. Состав фаз ЗТВ: Af=52,4, В=16,2, Р+Р=31,4 % .

о

Перспективы дальнейшего развития. Плазленно-дуовая сварка. Одним

источником теплоты невозможно одновременно обеспечить равномерный

прогрев кромок повышенной толщины, заполнение зазора и управление

схемами кристаллизации и формирования шва. Поэтому для сварки заго­

товок толщиной £5 мм, собранных с зазором, предложено использовать

две дуги в среде С02: плазменную (проплавляющую) и горящую на плавя­

щемся электроде (наплавляющую). Разработке установки предшествовало

моделирование, целью которого было выявление параметров дуг,

расстояния между ними, ширины сборочного зазора, скоростей сварки и

подачи проволоки, а также угла срастания кристаллитов.

Трехмерную модель дополняли описанием дуги плавящегося электрода.

Коэффициенты сосредоточенности тепловых и силовых потоков плазмы и

дуги принимали на первом этапе по теоретическим соображениям.

Исследование поведения модели (рис. 14) при вариации параметров

выполнено при сварке листов из стали 20 толщиной 10 мм. Результаты

27

Рис. 14. Термиче ские циклы на повер-хности ванны и в ко­рне шва при комбини­рованной сварке в 1« С02 стали 20 плазмой и дугой плавящегося электрода по узкому зазору (а), продо­льное сечение сва­рочной ванны с осями кристаллитов (б) и поперечные сечения ванны под плазмой и сварного шва (б) (копия результатов моделирования по программе FORPLMAG)

показывают, что изменения параметров ванны при вариации мощностей

плазмы и дуги, скорости сварки, зазора и толщины листа не противоре­

чат натурным данным и соответствует теоретическим представлениям.

Экономическая эффективность моделирования высока, так как ММ

позволила за короткое время определить основные соотношения между

параметрами и перейти к изготовлению образца установки.

Сварка в лагнитнол поле. Форму шва иногда получают наложением по­

зади дуги поперечного магнитного поля, создающего вертикальные объе­

мные силы. Для устойчивого горения дуги впереди нее создают компен­

сирующее магнитное поле. В скрещенных полях возникают вертикальные

объемные силы и условия пониженной гравитации (локальной невесомос­

ти) ванны. Трехмерную модель дополняли системой дифференциальных

уравнений потенциала U, а уравнения поверхностей отличаются учетом

объемной плотности электродинамических сил (pg-fiz)Z. Учитывая анало­

гию Т и U, теплопроводности А. и электропроводности р , расчет U не

отличается от такового для Т.

Продольные распределения электрического потенциала и по толщине

листа сплава АМгб свидетельствуют о деформации эквипотенциальных

полей из-за температурной зависимости р , а влияние ее скачка при

плавлении/кристаллизации заметно влияет на распределения плотности

тока. Поперечная составляющая градиента электродинамических сил

характеризуется максимумами на оси ва и вблизи полюсов. Результаты

расчетов показывают адекватность моделирования реальному процессу.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ И ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ:

1. Из анализа ггроизводства тонкостенных сварных конструкций сле­

дует, что потери на брак по непровару, прожогам и подрезам связаны с

низкой эффективностью инженерной подготовки производства. Системы

управления качеством, основанные на эмпирических данных, малоэффек­

тивны в мелкосерийном производстве, в котором изготавливают наиболее

ответственные конструкции. Качество сварки необходимо прогнозировать

на стадии проектирования с учетом отклонений от технологических

нормативов при изготовлении конструкции.

2. Известные теоретические методы оценки формы и размеров ванны,

шва и дефектов представляют собой описание отдельных явлений и не

позволяют решать задачи прогнозирования.

3. Предложены и сформулированы подход и принципы прогнозирования

качества сварки плавлением, основанные на методе ВЭ над моделью

формирования шва на базе уравнений математической физики и

закономерностях, установленных при математическом моделировании

сварочной ванны, шва и дефектов его формы.

Показано, что оценка уровня качества формы шва и поиск путей его

повышения могут быть получены с помощью предложенных алгоритмов

метода ВЭ, воспроизводящего влияние отклонений технологических

параметров сварки на рассеяние значений показателей качества.

4. Проверкой адекватности моделей доказано, что для прогноза де­

фектов формы шва может быть использована предложенная система диффе­

ренциальных уравнений энергии и равновесия сил на поверхностях ван­

ны, учитывающая основные физико-технологические параметры процесса.

Разработана ММ формирования шва при сварке плавлением, учитываю­

щая энергосиловые зависимости параметров источника от режима сварки,

форму стыка, кратера и шва, конвекцию и испарение, усадку и подачу

проволоки. Модель базируется на замкнутой системе трехмерных

нелинейных дифференциальных уравнений энергии и равновесия ванны,

численно интегрируемых на неортогональной деформирующейся сетке,

связанной с поверхностями в зоне сварки и шва.

5. Показано, что достижилая точность ММ оценивается суммарной

среднеквадратичной ошибкой ее допущений, неточности исходных данных

и численных методов, а требуелая точность модели равна отношению

значения допуска на показатель качества к величине, обратной интег­

ралу вероятности надежности расчета, или к значению, получаемому

2 9

из экспертной оценки с учетом класса свариваемой конструкции, уровня

автоматизации, культуры производства, способа сварки и свариваемости

металла.

6. Разработан экспериментально-численный метод определения эффек­

тивного КПД и коэффициента сосредоточенности дуги, базирующийся на

измерении и математическом моделировании термического цикла сварки.

7. Установлены расчетно-экспериментальные зависимости энергосило­

вых параметров дуги гУ-электрода в Аг, дополнение которыми ММ ванны

позволяет адекватно описывать процесс при токе до 500 А. Показано,

что с ростом тока эффективный КПД линейно снижается, коэффициент

сосредоточенности изменяется нелинейно и эквидистантно напряжению

дуги; максимальное давление дуги пропорционально току, а силовой

радиус - длине дуги и квадратному корню из тока.

8. Выявлены основные теплофизические закономерности формирования

кратера, ванны, шва тонкостенных конструкций и показано, что:

неучет теплоты плавления/кристаллизации приводит к неверным резу­

льтатам с ошибкой в десятки процентов, возрастающей при увеличении

трапецеидальности шва;

учет нелинейности теплофизических свойств сталей и сплавов А1 приводит к понижению температуры ванны и размеров нагретых зон;

вклад конвекции ванны тонкостенных швов мал и для ее учета пред­

ложена формула эффективной теплопроводности расплава: \ (2-Тг/Т); введение присадочной проволоки в головную часть ванны сильно

снижает ее температуру, но слабо влияет на размеры шва.

9. Численно изучены гидромеханические явления в ванне и показано,

что объем кратера в значительной степени зависит от давления пара;

подрез определяется положением изотермы фронта кристаллизации вблизи

линии сплавления и уровнем поверхности кратера перед ним; вытекание

(прожог) ванны, как опасная потеря устойчивости при росте ее

поверхности, наступает при появлении второй точки перегиба на

профиле ее нормального сечения, а для прогноза безопасной потери устойчивости достаточно выявления первой перегибной точки.

10. Установлены термовременные особенности образования структурной

неоднородности швов сплавов А1 (осевого кристаллита и равноосных

зерен) и показано, что она определяется длительностью пребывания

расплава в интервале температур максимального переохлаждения перед

фронтом кристаллизации, величиной переохлаждения и их соотношениями

с критическими значениями гетерогенного зародышеобразования.

30

Показано, что большей ширине зоны равноосных зерен шва соответст­

вует лучшая склонность сварной заготовки к сверхпластической дефор­

мации при вытяжке; разработаны новые технологии дуговой сварки

заготовок под вытяжку (авт.свид. Jt619255 и J6S59074). ,

11. Показано, что при росте тока и скорости усиливается влияние

нестабильности параметров режима и характеристик свариваемых сплавов

на рассеяние размеров шва и вероятность образования дефектов.

Установлено, что существуют максимумы качества и скорости сварки.

12. Разработан программный комплекс "Прогнозирование качества фор­

мирования шва", базы знаний которого содержат ММ и алгоритмы ВЭ:

синтеза варианта процесса, анализа формирования шва с расчетом пара­

метров режима, оценки уровня брака, параметрической и структурной

оптимизации, а также синтеза допусков на параметры, вносящие

наибольший вклад в брак.

13. На основе разработанных теоретических подходов предложены

новые практические методы прогнозирования качества формирования шва,

апробированные при решении проектно-технологических задач:

выявление наиболее значимых причин брака и обоснование допусков

на точность стабилизации параметров процесса; например, для миними­

зации прожогов изделия с толщиной стенки 0,5-1 мм при Аг-дуговой

сварке выбрана из серии АМг марка сплава с меньшим содержанием Mg, имеющим более высокие значения поверхностного натяжения и теплопро­

водности; для минимизации зачистки швов определены параметры режима

и требования к стабильности его параметров;

получение областей параметров режима, внутри которых гарантирует-

ется требуемое качество шва с учетом рассеяния параметров процесса;

так, синтез и оптимизация двухдуговой сварки (У-электродом труб из

стали 12Х18Н10Т толщиной 2-3 мм позволили спроектировать высокоско­

ростную технологию сварки без подреза за счет снятия ограничения по

току (<180 А) подогревающей дуги путем применения полого составного

катода с расщеплением активных пятен дуги (а.с. * 1281355);

получение локальных макромоделей процесса сварки, связывающих

размеры шва с технологическими параметрами и пригодных для сварочных

компьютеризированных комплексов; в частности, возможность и качество

лазерной сварки деталей толщиной 0,8+5 мм проплавным швом (в роботи­

зированном комплексе) при ограничениях по мощности лазера 250-500 Вт

и температуре вблизи зоны нагрева осуществлены путем назначения

31

соосно лучу сверления поверхности, глубина и угол которого

рассчитаны из моделей, связывающих параметры режима и размеры

сверления с требуемыми размерами шва;

оптимизация параметров режима по критериям формирования шва и

свариваемости металла; в частности, лазерного оплавления плазменных

покрытий по критериям механических свойств ЗТВ из стали 30ХН2МФА при

ограничении на мощность лазера "Катунь" достигнута определением

диапазона погонной энергии, обеспечивающей заданные механические

свойства, и областью скоростей оплавления, внутри которой покрытие

оплавляется без расплавления подложки.

поисковые исследования; например, моделирование процесса плазмен-

но-дуговой сварки в С02 толстых заготовок в узкую разделку и

процессов дуговой сварки при вынужденной (в продольном магнитном

поле) или естественной (в космосе) невесомости сварочной ванны.

использование программ в составе САПР и экспертных систем.

14. Внедрение пакетов программ САПР ТП и прогнозирования качества

сварки позволило снизить трудоемкость этапов поисковых и системати­

ческих исследований НИР и ОКР соответственно с 24 до 9,6 и с 58,2 до

44,1 чел/мес, а также затраты труда и материалов для измерений меха­

нических свойств, структруры и технологических проб с экономическим

эффектом в сумме 355 тыс. руб. в период 1985-1988 гг. Суммарный эко­

номический эффект, в т.ч. от внедрения технологий, 557,9 тыс. руб.

15. Разработанная методика компьютерной подготовки инженеров-свар­

щиков рекомендована секциями и комиссиями ГКНТ и ИЭС им. Е.О. Патона

для практического использования на кафедрах сварки вузов СССР. Мето­

дики и прораммное обеспечение применяются в учебном процессе при

подготовке и переподготовке специалистов сварочного производства.

Основные положения диссертации опубликованы в работах: 1 . Судник В.А. Механизм образования структуры в центральной части

сварных швов//Управ.свароч.процессами.-Тула: ТулПИ, 1979.- С. 31-37.

2. Судник В.А. .Надеинский В.Л. .Горбунов B.C. Исследование сверхпла­стичности сварных листовых заготовок//Пути ускорения технич.прогрес­са и повышения еффектив. свароч. пр-ва.- Вильнюс, 1977.- С. 1 9 4 - 1 9 7 .

3. А.с. №619255 СССР.МКИ"3 В23к 9/1 б Способ подготовки заготовок под штамповку/Судник В.А. .Надеинский В.Л. .Горбунов В.С.0публ.БИ,1978.Л30

4. А.с. J6859074 СССР, МКИ 3 В23к 9/16. Способ сварки плавлением / Никитин В.М., Надеинский В.Л., Судник В.А. - Опубл. БИ, 1 9 8 1 . - Ж32.

5. Судник В.А. Время охлаждения в интервале 850-500 °С как параметр

32

термического цикла сварки // Там же.- 1980.- С. 37-43.

6. Судник В.А. Математическая модель периодической дендритной кри­

сталлизации при сварке плавлением//Там же.- 1982.- С. 14-38.

7. Судник В.А., Ерофеев В.А. Методы исследования сварочных процес­

сов.- Тула: ТулПИ, 1980.- 98 с.

8.Sudnik W* On the w e l d i n g o f s u p e r p l a s t i c aluminium a l l o y s w i t h

p a r t i c u l a r c o n s i d e r a t i o n o f the v a r i o u s s o l i d i f i c a t i o n mechanisms //

Schweiss. und Sohneid.- 1981.- J*6.- P.91-92.

9.Судник В.А.,Рыбаков А.С. Аргонодуговая сварка полым неплавящимся

катодом с осевой подачей газа//Автомат. сварка.- 1981.- * 10.- С.72.

10. Судник В.А.,Рыбаков А.С. Развитие процессов дуговой сварки полым

катодом // Развитие электродуговой сварки и резки металлов в СССР,-

Киев: Наук, думка.- 1982.- С.110 - 116.

1 1 . Судник В.А. Аналоговое моделирование влияния электромагнитного

перемешивания на процесс периодической кристаллизации сварочной ван­

ны //Вопр. теории и практики магнитного упр. свароч. процессами. -

Киев: КГШ, 1982.- С. 26-27.

12. Судник В.А. Статические и динамические модели кристаллизации и

структурообразования сварных швов алюминиевых сплавов//2 Всес. конф.

по сварке цв. металлов. - Киев: ИЭС им. Е.О. Патона, 1982.- С.6-7.

13. Судник В.А. Численный синтез температурных полей при дуговой

сварке алюминиевых сплавов//Упр. свароч. процессами.- Тула:

ТулПИ,1983.- С. 11-28.

14. Судник В.А. Физико-математические модели затвердевания сварочной

ванны // Математическое моделирование процессов затвердевания метал­

лов и сплавов.- Новосибирск:СО АН СССР, 1983.- С. 44.

15. Судник В.А. .Надеинский В.Л. .Никитин В.М. Повышение пластичности

сварных соединений сплава АМгб, предназначенных для горячей штампов­

ки // Автомат, сварка.- 1983.- J* 5.- С. 67 - 68.

l6.Sudnik W.A..Veselko J . V y u z i t e fenomenu s u p e r p l a s t i o i t y o o e l i a

l a t i n p r i i o h z v a r a n i // Zvaranie.- 1983.- 32, J* 1 1 , - P. 324-326.

17. Судник В.А. Теплофизические математические модели и автоматизи­

рованное проектирование технологических процессов сварки плавлением

//Теплофиз. технол. процессов.-Ташкент, ТашПИ.- 1984. Ч. 2.- С. 69.

18. Судник В.А., Рыбаков А.С. Теплофизические расчеты параметров

двухдуговой сварки труб//Современные вопросы физики и приложения.-

М.: Ин-т общ. физики АН СССР, 1984.- С. 66-67.

33

19. Судник В.А. Теплофизические модели и прикладные программы расче

та на ЭВМ температурных полей при сварке плавлением тонколистовых

соединений//Сварка цв.- Тула: ТулГШ, 1985.- С. 18-28.

20. Судник В.А. Планирование вычислительных экспериментов для полу­

чения интерполяционных теплофизических моделей сварки плавлением

//Физ. и химия обраб. матер.- 1 9 8 5 . - # 4,- С. 111 - 1 1 5 -

2 1 . Судник В.А., Ерофеев В.А. Математическая модель сварки плавящим­

ся электродом// Прогрес. методы сварки в тяжелом, машиностр. - Крас­

ноярск: НТО Машпром, 1985.- С. 1 1 5 - 118.

22. Судник В.А. Численный анализ чувствительности процесса аргоно-

дуговой сварки к технологическим возмущениям//Там же.- С. 70-72.

23-Sudnik W.A. D i g i t a l e und experimentelle T e m p e r a t u r v e r t e i l u n g i n

der SchweiSzone b e i der Einwirkung des d e f o k u s s i e r t e n Energiestromes

/ / S t r a h l t e c h n o l o g i e . - Dusseldorf, DVS-Bericht Jt 99.- 1985.-S.158-161

24. Судник В.А.,Рыбаков А.С. Автоматизация проектирования технологии

высокоскоростной двухдуговой сварки труб из нержавеющей стали//САПР

ТП сварки, пайки, литья и нанесения газотермич. покрытий.- М.:

МДНТП, 1985.- С. 50-61.

25. Судник В.А., Ерофеев В.А. Основы автоматизированного проектиро­

вания технологии сварки и родственных процессов высокотемпературной

обработки материалов // Там же.- С. 15 - 25.

26. Судник В.А»,Волков А.В. Автоматизация проектирования технологии

лазерного оплавления напыленных покрытий на высокопрочных стальных

подложках//Там же.- С. 84-88.

26. Судник В.А. Проблемы автоматизированного проектирования техноло­

гии сварочного производства // Основные проблемы развития технол.

машиностр.- М.: МДНТП, 1 9 8 5 . С. - 126 - 131.

27. Судник В.А.,Рыбаков А.С,Ерофеев В.А. Математические модели и

алгоритмы вычислительного эксперимента для автоматизации проектиро­

вания техологии дуговой сварки из высоколегированных сталей//Пробл.

технол. сварки теплоустойчивых, жаростойких и жаропрочных сталей и

сплавов.- Киев: ИЭС им. Е.О.Патона, 1985.- С. 40-41.

28. Судник В.А. Модели и алгоритмы решения задач формирования стыко­

вого шва//Сост. и перспективы развития электротехнол.- Иваново: ИЭИ,

1985.- Т.1.- С. 28-29.

29-Судник В.А., Ерофеев В.А. Обеспечение и методика изучения курса

САПР студентами-сварщиками // Методол. аспекты повышения качества

подготовки специалистов свароч. пр-ва.- Киев: КПП, 1985.- С. 36-38.

34

30. Судник В.А. Численное моделирование тепломассообмена в сварочной

ванне при дуговом нагреве//Автоматиз. технол. подгот. свароч. пр-ва.

- Тула: ТулПИ, 1986.- С. 50-60.

3 1 . Судник В.А. Применение расчетного метода для оценки влияния

сварочных процессов на свойства конструкций // Повышение работоспо­

собности деталей и сварных узлов подвижного состава ж.д.транспорта.-

М.: МИИТ, 1986.- С. 61 - 70.

32. Судник В.А. Численное моделирование тепломассообмена в сварочной

ванне с учетом образования кратера//Прогрес. технол., механизац. и

автоматизац. свароч. пр-ва.- Свердловск: УПИ, 1986. - С. 6-8.

33. Судник В.А., Ерофеев В.А. Расчеты сварочных процессов на ЭВМ.-

Тула: ТулГШ, 1986.- 100 с.

34. Судник В.А. Математические методы детерминированной оценки фор­

мирования сварных соединений // Мат. методы в сварке. - Киев: ИЭС

им. Е.О. Патона, 1986.- С. 64- 74.

35. Судник В.А. Расчетная оценка формирования шва при проектировании

технологии сварки плавлением//Применение мат. методов и ЭВМ в

сварке.- Л:. ЛДНТП, 1987.- С. 20-26.

36. Судник В.А. Применение ЭВМ в сварочном производстве //Итоги на- 1

уки и техники ВИНИТИ.- М., 1987.- Том 18.- С. 3-57.

37. Судник В.А.,Ерофеев В.А. Математическое моделирование технологи­

ческих процессов сварки в машиностроении.-М. Машиностроение, 1987.56с

38. А.с. № 1281355 СССР, МКИ3

В23к 9/16. Способ дуговой сварки не-

плавяшимся електродом/В.А. Судник, А.С. Рыбаков, И.К. Мешкова и др.

(СССР).- 4 с : ил. Опубл. БИ, 1987. * 1 . 39.Оценка качества монтажно-сварочных работ в условиях невесомости

//Волченко В.Н., Белоногов А.П., Бутаков В.И., Судник В.А./ К.Э.Цио­

лковский и ггромышл. освоение космоса. - М., 1987.- С. 68-74.

40.Судник В.А. Вариантно-вероятностный подход к управлению качест­

вом сварки с использованием компьютерного моделирования//Опыт и пути

разв. компл. упр. качеством в свароч. пр-ве.-Донецк, 1 9 8 8 . - С . 130-140.

41 .Судник В.А., Ерофеев В.А. Компьютерные методы исследования про­

цессов сварки.- Тула: ТулПИ, 1988.- 96 с.

42. Судник В.А., Ерофеев В.А. Структура экспертной системы для про­

ектирования технологии сварки//Ресурсосберег. технол. для машиностр.

комплекса.- М.: МДНТП, 1989.- С. 4-Ю.

43. Судник В.А.,Юдин В.А. Компьютерная оптимизация параметров лазер-

35

ной сварки по критериям формирования шва и свариваемости стали //

Там же.- С. 44. 44.Численная модель формирования шва при лазерной точечной сварке/

Судник В.А., Юдин В.А., Петрухин Н.Ф., Могильников В.А.// Физ. и хи­мия обраб. матер.- 1989.- » 6.- С.93-96. 45.Sudnik W.A. Computergestutzte Bestimmung von Laserabschmelzregi-men unter BerUokaichtigung der Badformierung und Sohweipbarkeit von Stahl//Sohwei(3barkeit von Stahl.- Rostook,1989--38,J» 7.-S.93-94. 46.Судник В.А. Прогнозирование качества формирования шва при сварке плавлением в САПР технологии сварки // Мат. методы и САПР в свароч. пр-ве. Свердловск: УПИ, ПО "Уралмаш", 1990.- С. 7. 47. Математическая модель аргонодуговой сварки в квадрупольном маг­нитном поле//Черныпюв Г.Г.,Григоренко В.В..Киселев О.Н., Судник В.А. //Свароч. пр-во.- 1989. - » 6.- С. 31-33. 48. Судник В.А., Ерофеев В.А., Землевский Л.А. Исследование форми­рования шва при дуговой сварке в узкую разделку.'Компьютерная модель плазменной и дуговой сварки плавящимся электродом// Компьютерные модели технол. сварки.- Тула: ТулПИ, 1990.- С. 17 - 26. 49. Судник В.А., Рыбаков А.С. Критерии и пределы упрощения теорети­ческих компьютерных моделей аргонодуговой сварки тонколистовых сое­динений//Компьютерные модели технол. сварки.-Там же.- С. 76-85. 50. Судник В.А.,Рыбаков А.С. Расчетно-експерименталъные модели дви­жущейся дуги неплавяиегося електрода в аргоне // Свароч. пр-во.-1990.- я 11. С.32-34. -5l.Sudnik W.A. Modell des baserstrahl-PunktBohweipen und SohweiB-teohnische Software // Strahlteohnologie. - DOBseldorf, DVS-Berioht J» 135-- 1991.- S.158-160. 52.Судник В.А. САПР в сварочном производстве // Итоги науки и тех­

ники ВИНИТИ.- М., 1991.- Том 22.

Пэдоис&нс к печати 22.u4.SI г. Тк.хъ:. ILU. осисаз 19. Бесплатно.

Отпечатан и в 0;: СН̂и ССС:;

.

30GU0I, г.Т, лз, ул.Менделеевекзя, I .

36