Главная  Переработка нефти и газа 

Скачать эту книгу

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 [ 10 ] 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 51 52 53 54 55 56 57 58 59 60 61 62 63 64 65 66 67 68 69 70 71 72 73 74 75 76 77 78 79 80 81 82 83 84 85 86 87 88 89 90 91 92 93 94 95 96 97 98 99 100 101 102 103 104 105 106 107 108 109 110 111 112 113 114 115 116 117 118 119 120 121 122 123 124 125 126 127 128 129 130 131 132 133 134 135 136 137 138 139 140 141 142 143 144 145 146 147 148 149 150 151 152 153 154 155 156 157 158 159 160 161 162 163 164 165 166 167 168 169 170

Тепловую эффективность процесса проплавления оценивают термическим ti( или полным тепловым rinp к. п. д. процесса проплавления основного металла:

(2.35)

(2.36)

где 5пл - теплосодержание единицы веса расплавленного металла, включающее скрытую теплоту плавления.

При расплавлении металла массивного тела точечным источником теплоты термический к. п. д. Т1( выше у мощных дуг, перемещающихся с большой скоростью, и может достигать предельного значения 0,368.

В случае мощного быстродвижущегося линейного источника теплоты в пластине предельное значение ць достигает 0,484.

При сварке швов, образуемых преимущественно наплавленным металлом, тепловую эффективность процесса характеризуют полным тепловым к. п. д. процесса наплавки:

Рис. 2.10 Форма сварочной ваины

„ нР£пл Т1„ап---

(2.37)

Используя формулы (2.35) - (2.37) и задаваясь значениями ti<, Лпр, Т1иап, можно рассчитывать величины f пр и F.

Производительность процесса сварки gc оценивают суммой веса проплавленного в единицу времени основного металла g„p и наплавленного присадочного металла gnan-

ёпр = 9vF„p; «Гнап = pvF„. (2.38)

Производительность наплавки g„a„ зависит от производительности расплавления электродной проволоки gj,:

§нап=§р(1-Ы, (2.39)

где kn - коэффициент пртери металла электрода и ванны (при сварке открытой дугой йп = 0,05-0,2; при сварке под флюсом fe„ = 0,014-0,02).

Удельная производительность наплавки характеризуется коэффициентом наплавки

а„= £н1п г/(А-с).

(2.40)

Размеры сварочной ванны. Теоретически очертание ванны расплавленного металла соответствует очертанию изотермической пове{)хности температуры плавления Т„л. Однако известные расчетные схемы не учитывают распределенности источника Harpeia, скрытой теплоты плавления, переменности значений теплофизических констант и др. Вследствие этого расчет позволяет оценить размеры ванны приближенно.

Длина вайны при наплавке валика на массивное тело

X-

2яХ,Тпл

Эксперимейтально получены поправочные коэффициенты для более точного определения размеров ванны.

Для однопроходной сварки длина и ширина сварочной ванны определяются соотношениями

(2.41)

L = 0,0503

В = 0,242

m XcpvbT

vcpbTn

(2.42)

(2.43)

В случае электродуговой сварки стали СтЗ коэффициенты /п = 0,0007 qjv; п= =0,00049 qlv -0,2.

Зависимости (2.42) и (2.43) можно использовать для расчетов при электрошлаковой сварке. В этом случае т= ,2, /1 = 0,95.

Глубина проплавления при электрошлаковой сварке

Рнс. 2.11. Схема нагрева массивного тела нормально-круговым источником теплоты

Япр = 0,242

ксрбГпл 2 где / - сварочный зазор (рнс. 2.14).

(2.44)

2.5. Учет распределенности источников теплоты

Большинство сварочных источников теплоты являются нормально распределенными. Тепловой поток в пятне нагрева распределен (рис. 2.11) по нормальному закону

12 = Ьт е

.-кг

(2.45)

где k - коэффициент сосредоточенности теплового потока источника, зависит от способа и режима сварки.

При расчетах радиус пятна нагрева принимают равным расстоянию, на котором удельный тепловой поток q2(rl) равен 0,05 92Г», т. е rn=dJ2 (см. рис. 2.11).

Условный расчетный диаметр пятна нагрева

d„ = 3,46/V* • / (2.46)

Процесс распространения теплоты в пластине/от мгновенного нормально кругового источника выражается зависимостью

1Т---е / (2.47)

где dt - время действия мгновенного нормально кругового источника эффективной мощностью q; toUak - условное время действия фиктивного сосредоточенного источника, формирующего в соответствии с расчетной схемой температурное поле распределенного источника к моменту его введения.

В случае введения мгновенного нормального кругового источника на поверхности полубесконечного тела

,t=----1-е --• е~ . (2.48)

ср Ала {t + to) (4яа0

Температурное поле подвижного нормально кругового источника в пластине на стадии теплонасыщения может быть рассчитано по формуле

Г = Г„ре"»[Ч2(р2; Х, + ц)-ЧГ,{р,; X,)], (2.49)

где 2 - коэффициент теплонасыщения (см. рис. 2.2,6); Гпр - температура, определяемая по формуле (2.8). Безразмерное время

В предельном состоянии при f->oo

В случае быстродвижущегося мощного нормально кругового источника в пластине

Г=-2- е . (2.51)

vblAna (t + to)]

При большой скорости перемещения быстродвижущегося мощного нормально кругового источника по поверхности полу-