СВАРОЧНЫЕ ДЕФОРМАЦИИ И НАПРЯЖЕНИЯ

РЕГУЛИРОВАНИЕ И УСТРАНЕНИЕ ПЕРЕМЕЩЕНИЙ ПРИ СВАРКЕ ТОЛСТОСТЕННЫХ КОНСТРУКЦИЙ

При электрошлаковой сварке могут возникать сварочные де­формации нескольких видов (п. 34). Электрошлаковой сваркой соединяют элементы большого сечения, борьба с деформациями в этом случае представляет непростую задачу.

Перемещение кромок 2цтах от нагрева их сварочным источни­ком тепла предотвратить невозможно. Увеличивая скорость сварки 200 и уменьшая мощность q, можно лишь несколько уменьшить попе­речное сближение кромок в зоне сварки. Не удается также сколько - нибудь значительно повлиять на величину поступательного пере­мещения (сближения) деталей вследствие поперечного сокращения заваренной части соединения.

Угловые перемещения от температурных и структурных де­формаций удается регулировать в широких пределах. Существует несколько приемов их уменьшения, но во всех случаях положи­тельный результат достигается созданием изгибающего момента в плоскости свариваемых деталей. Наиболее естественный способ

Рис. 136. Примеры использования «сухарей», скоб (а, в) и сборки по притуплению (б, г) для уменьшения деформаций при электрошлаковой сварке

создания момента — использование веса деталей, расположенных на опорах (рис. 136, а) М = G-J^

Метод уменьшения угловых деформаций за счет момента от веса детали или балласта в работах (30, 104] получил название метода дозированного противодействия.

В производстве широкое применение нашел способ, основан­ный на использовании жесткости свариваемой конструкции. Это достигается скреплением деталей скобами, установкой «сухарей» или использованием притупления кромок (см. рис. 136). Скобы препятствуют закрыванию и открыванию зазора. Недостаток скоб в их малой прочности по сварному соединению, а также в том, что их можно располагать только снаружи зазора /.

«Сухари» могут препятствовать только закрыванию зазора. Усилия, развиваемые ими, достигают десятков и сотен тонн. Ско­бы и «сухари» особенно эффективны, когда сваривают протяжен­ные в направлении шва детали. Например, два «сухаря» размером 100x100 мм могут развивать усилие до 6000 кн, что, очевидно, намного превосходит возможности весовой нагрузки. При сварке плавящимися мундштуками роль «сухарей» могут с успехом вы­полнять изоляционные шайбы, расположенные между мундшту­ками и изделием.

Сборку деталей по притуплению нередко применяют при сварке двумя магнитошагающими автоматами в общую ванну (рис. 136, б). Роль притупления может выполнять закладная деталь в виде полоски, расположенной по всей длине стыка (рис. 136, в). Осо­бенно эффективным может оказаться притупление при сварке кольцевых швов (рис. 136, г).

Распространенным в производстве приемом компенсации де­формаций является сборка деталей с переменным зазором. Такой

Рис. 137. Некоторые типы деталей, спариваемых электрошлаковой сваркой

способ удобен для компенсации закрывания зазора, так как обычно нет никаких препятствий для сборки с расширяющимся кверху зазором.

При электрошлаковой сварке стыковых соединений могут воз­никать значительные временные деформации в плоскости сваривае­мых деталей, которые следует принимать во внимание.

а) При сварке деталей, протяженных в направлении, перпен­дикулярном шву (рис. 137, а), угловые деформации в плоскости могут привести к заметному искажению формы и появлению про­гиба.

б) При сварке деталей, поперечный размер которых должен быть выдержан с определенным допуском (рис. 137, б), необходимо учитывать величину поперечной усадки после сварки.

в) При выполнении соединения встык в жестком контуре в процессе ремонтной сварки (рис. 137, в) необходимо иметь в виду, что после остывания вследствие возникшей поперечной усадки появятся значительные остаточные напряжения. Эти напряжения могут вызвать разрушение конструкции. В таких случаях реко­мендуется перед сваркой подогревать противоположный участок (зона А на рис. 137, в), а сам шов сваривать на режимах, обеспе­чивающих минимальную поперечную усадку.

При расчленении конструкции, например литой, на две части (рис. 137, г) во избежание значительных напряжений рекомен­дуется одновременно сваривать оба шва.

г) При электрошлаковой сварке протяженных швов сварочные деформации могут привести к такому изменению зазора, что это вызовет нарушение выбранного режима сварки, короткое замы­кание вследствие уменьшения зазора или вытекание металла ванны из-за чрезмерного открывания зазора.

д) При определении фактической скорости электрошлаковой сварки и расхода электродной проволоки необходимо учитывать, что в момент сварки зазор уменьшается на величину 2птах (п. 28), даже если никаких перемещений деталей в процессе сварки и не происходит.

Угловые деформации особенно интенсивно происходят в на­чальный период сварки (п. 28). Но именно в этот период, когда сечение заваренного шва невелико, их наиболее легко устранить.

Нередко возникает необходимость определить длину шва, начиная с которой преодолевается сопротивление разного рода закреплений и появляются заметные деформации. Эта задача весьма сложная, так как заваренная часть соединения представ­ляет собой пластину с переменными модулями упругости и преде­лом текучести.

Если ожидаемые угловые деформации весьма значительны, то в заваренном соединении будут протекать пластические деформа­ции. Это, разумеется, будет справедливо при условии, что проти­водействие превосходит внутренний момент, возникающий во время пластической деформации. Деформации будут отсутство­вать по крайней мере до тех пор, пока внутренний момент, вычис­ленный с учетом пластического сопротивления сечения, не превзой­дет момент от внешнего противодействия. Максимальный внутрен­ний момент, который может возникнуть в сечении при образовании в нем пластического шарнира, равен

(243)

где h — высота заваренного шва;

h0 — расстояние от ванны до изотермы 1300° С;

oh — предел текучести металла при температуре, которая имеется на расстоянии h от ванны, т. е. предел текучести металла в нижней части шва.

2

Коэффициент -у при oh в формуле (243) означает, что прини­мается некоторый средний предел текучести всего сечения с уче­том того, что в верхней части шва температура больше, а предел текучести меньше, чем в нижней части шва. Формулой (243) можно пользоваться, если температура в начале шва не ниже 250° С.

47. ПРИМЕНЕНИЕ ЗАЖИМНЫХ ПРИСПОСОБЛЕНИЙ

В сварочном производстве применяют приспособления, пред­назначенные для различных целей: для базирования, обеспечения требуемого взаимного расположения деталей, их фиксации и не­редко для уменьшения сварочных деформаций на различных этапах сборки и сварки.

Если элемент не связан с другими деталями, то прихватки могут вызвать значительные деформации, главным образом угло­вые. Выполнение прихваточных швов в приспособлении, благо­даря его жесткости, позволяет избежать этих деформаций.

В ряде случаев приспособления используют для того, чтобы производить в них сварку без прихваток, например при одно­проходной сварке встык соединения главным образом из металла толщиной до 8—10 мм. При этом в процессе сварки приспособле­ние должно выполнять по крайней мере две функции: а) не по­зволять собранным листам перемещаться в плоскости; б) обеспе­чивать плотное прижатие кромок к подкладке, не позволяя им при подходе дуги отрываться от подкладки и смещаться относительно друг друга.

Первая задача сравнительно просто выполнима на широких листах, если они собраны без зазора. Значительно труднее обес­печить заданное положение листам, собранным с зазором. Для создания необходимых сил трения требуются весьма значитель­ные нормальные давления, в особенности на листах толщиной свыше 2—3 мм. Более рационально использование убирающихся прокладок с толщиной, равной зазору.

Чтобы тонкие листы не отрывались от подкладки при подходе дуги, необходимо, во-первых, создавать достаточное и обязатель­но равномерное прижатие листов по их длине и, во-вторых, распо­лагать прижимы по возможности ближе к кромкам. Практически установлено, что при сварке листов толщиной 1—3 мм достаточно иметь усилие для прижима одной кромки 15—20 кГ (150—200 н) на 1 см длины.

Приспособления используют для уменьшения остаточных де­формаций, возникающих в процессе остывания конструкции. В этом случае изделие остывает в приспособлении, которое благо­даря своей жесткости увеличивает пластические деформации и уменьшает величину усадочной силы. Эффективность использо­вания приспособлений для уменьшения остаточных деформаций зависит от соотношения жесткости изделия и приспособления, а также от величины ожидаемых деформаций.

Оценим эффективность применения зажимных приспособле­ний на примере балочных конструкций в предположении, что эпюра остаточных напряжений имеет вид прямоугольника с а, паХ = — ат и что ширина зоны пластических деформаций 2Ьп остается неизменной. Такое предположение приведет к завышенному влия - нию приспособления на деформации конструкций. Пусть Р = = от2ЬпЬ = oTF является усадочной силой, возникающей в бе­сконечно жестком изделии. Допустим, изделие имеет момент инер­ции Ju. Тогда кривизна балки после сварки без приспособлений будет

PljrZ

c = <244>

где z — расстояние до линии действия усадочной силы;

Jn — момент инерции зоны пластических деформаций относи­тельно центра тяжести сечения изделия.

Если изделие сварено и остывает в приспособлении, а затем извлечено из него, то

С 1*1_________________ Ju-jn____

E(Jn — Ju) , Л Jn

“ Jnp + Ju)

Выражения (245) и (244) отличаются сомножителем. Если пред­положить, что используется абсолютно жесткое приспособление Jnp - у оо, то этот сомножитель будет равен

A = (246)

•f U

Сомножитель А показывает, насколько уменьшается деформа­ция изделия при сварке и охлаждении в абсолютно жестком при­способлении по сравнению со сваркой и остыванием изделия без приспособления. Величина Jn составляет обычно не более 10— 15% от J и, т. е. деформации, согласно формуле (246), будут меньше лишь на 10—15%, что весьма незначительно. Если изделие гиб­кое, т. е. Ju мало, a Jn — велико, то эффективность применения зажимного жесткого приспособления заметно возрастает, но при этом возрастает абсолютная величина остаточной кривизны со­гласно формулам (244) и (245). Практически оказывается, что оста­точные деформации настолько значительны, что применение при­способлений совершенно себя не оправдывает. Это хорошо видно на примере сварки тонких листов, хотя листы и не относятся к ба­лочным конструкциям. Ниже приведены прогибы листов из стали ЭИ654, 6 = 1,5 мм, длиной 1000 мм при ширине 250 мм после сварки в углекислом газе.

Прогиб в мм:

после остывания в свободном

состоянии 104 111,5 107 112 112

после зажатия этих образцов

в приспособлении.......................... 77,5 86,5 84 88 00

Среднее уменьшение прогиба хотя и составляет 22%, но со­вершенно недостаточно.

Метод термической правки сварных конструкций основан на принципе компенсации деформаций. Для устранения деформаций выбирают такие места для нагрева и такую последовательность его осуществления, чтобы после усадки мест, подвергавшихся нагреву, новые деформации компенсировали возникшие при сварке и тем самым восстановили нужную форму изделия. При терми­ческой правке используют те же средства и явления, что и при сварке.

Благодаря простоте, универсальности и маневренности терми­ческая правка наряду с холодной правкой нашла в производстве наибольшее распространение среди других методов устранения деформаций, в особенности при изготовлении конструкций из черных металлов. За исключением простейших случаев термиче­ская правка требует мастерства правщика. Количество научно обоснованных положений по этому методу столь незначительно, что представляется возможность сформулировать лишь самые общие отправные рекомендации.

Для осуществления нагрева с целью правки, вообще говоря, можно использовать все источники тепла, применяемые для сварки. Предпочтение отдается тем методам нагрева, которые позволяют гибко регулировать количество и распределение вводимого тепла, визуально-определять температуру нагрева, не изменять суще­ственно свойств металла и вида поверхности, а также создавать концентрированный нагрев. Наиболее полно этим требованиям, за исключением последнего, отвечает газовое пламя, в частности кислородно-ацетиленовое. Остальные источники, как правило, обладают большей концентрацией, но слабо удовлетворяют не­которым другим требованиям. В частности, дуга имеет практи­чески постоянную мощность, вызывает подплавление металла и не дает возможности наблюдать, какие зоны нагреты до требуемой температуры.

Для устранения деформаций нагревают те зоны, где после остывания необходимо получить сокращение металла. По харак­теру нагреваемых зон конструкции, подвергаемые термической правке, могут быть условно разделены на две группы: 1) конструк­ции, в которых необходимо править листовые элементы, поте­рявшие устойчивость от напряжений сжатия; 2) прочие конструк­ции главным образом балочного и рамного типа, в которых появи­лись деформации изгиба.

Количество «лишнего» металла в листе, потерявшем устойчи­вость (рис. 138, а) следует определять с учетом двух факторов: а) деформаций от напряжений сжатия в листе, б) искривления листа. Действительно, если вырезать лист из каркаса, к которому он приварен, то его края переместятся на величину, включающую, во-первых, перемещения от выпрямления листа и, во-вторых, 206 перемещения от снятия сжимающих напряжений. Например стальной лист длиной I = 60 см, шириной В = 40 см и толщиног 6 = 0,4 см (рис. 138, б), который потерял устойчивость от сжатия

Рис. 138. Коробление тонких листов от напряже­ний сжатия (а, б) и эпюры остаточных напряжений в них при нагреве пятнами (в) и полосой (г)

в одном направлении и получил прогиб f = 0,6 см, имеет следу­ющий избыток площади:

а) от критических напряжений сжатия

TOC o "1-5" h z •лг2 р I 1 О

°кр = 56 (0,5/)2 = 40-0,4-ЗО2 = 2,93 ш1см >

AF = - jflB = 0,351 см2-

б) от искривления, которое можно описать формулой

w = 0,3 cos l). (247)

Укорочение листа, согласно формуле (146), составит

і і

ч/ 1 C/dw 1 f f 0,3-2л. 2лх 2 0,32л2 лліия

Ы = -2- Ы)ах = - Т} (—Г"sin-r)dx = —j - = 0-0148,

о о

а уменьшение площади составит

Дґ2 = MB = 0,0148-40 = 0,592 см2.

Суммарный избыток площади

AF = AF± + AF2 = 0,351 + 0,592 = 0,943 см2.

Избыток площади в покоробленных листах устраняется путем местного нагрева листа пятнами, расположенными в различных

207

местах (см. рис. 138, а). Температура нагрева должна несколько превышать температуру, при которой металл теряет свои упругие свойства. Для углеродистых сталей это 600—800° С, для некоторых низколегированных сталей 800—900° С.

Во время нагрева пятна необходимо стремиться к энергичному и концентрированному разогреву, чтобы окружающий металл был по возможности менее нагрет. Тогда он будет оказывать сопротив­ление расширению нагретой зоны, вызывая в ней пластические деформации. Во время пластической деформации нагретый ме­талл утолщается, куда собственно и «уходит» избыток площади листа. После остывания пятна происходит дополнительное подтя­гивание окружающей зоны и сокращение листа. Нагрев остальных пятен можно производить, не дожидаясь охлаждения ранее на­гретых, однако при этом их следует располагать на холодных участках металла. Неконцентрированный нагрев приводит к до­полнительному выпучиванию металла и заметному снижению эффективности процесса правки. О результатах правки можно су­дить лишь после полного остывания листа. Если исправление не­достаточно, нагрев пятнами можно продолжить.

Существенным является форма пятен нагрева и их расположе­ние на листе относительно «хлопуна». Нагрев может осуществ­ляться круглыми пятнами и полосами. Как показывают практи ческий опыт [39] и результаты расчетов, приведенные ниже, правка пятнами менее производительна, чем правка полосами

При нагреве пятнами, во-первых, оказываются меньше области, нагретые до определенной температуры, если сравнивать их с об­ластями при нагреве полосами при одинаковом количестве затра­ченного тепла. Во-вторых, остывая, металл пятна испытывает значительные пластические деформации удлинения, в то время как металл полоски такую пластическую деформацию испытывает только в продольном направлении; усадка в поперечном направле­нии происходит без значительных пластических деформаций. Эти объяснения подтверждают расчеты. Допустим, что одним и тем же количеством тепла Q произведен нагрев п пятнами и в виде одной полосы. Схематизированная эпюра двухосных оста­точных напряжений в пятне после остывания показана на рис. 138, в, а одноосных ах в пластине — на рис. 138, г. Предпо­ложим, что листы бесконечно большие. Эффект правки следует оце­нивать по величине усадки, которую, в свою очередь, можно опре­делить по деформации металла при освобождении всех участков металла от остаточных напряжений. Определим усадку от одного пятна. В пятне различаются три зоны: зона / пластических де­формаций, где or — ot = ат, зона II пластических деформаций, где приближенно

TOC o "1-5" h z (°Г — at) = oT, (249)

и третья, упругая зона III, где

2 2 ат r2 _ ат *2 /ОКП

2 ' г2 ’ * — 2 г2 ' (250)

Сокращение единицы площади составляет величину

er+et = - Цг' (°г + а*У <251)

Сокращение зоны I после освобождения ее от напряжений составит

ДЕі = (є, - f - є,) яr = ■ (2аг) яг?. (252)

Подставляя в выражение (251) значения (248), путем интегри­рования находим сокращение зоны //:

AFU = 0,287 2л(1£~(і) aTrl (253)

Необходимо учесть также, что при сокращении зон I и II во время остывания точка А вследствие упругой деформации зоны III переместилась на величину

« = - Цр - • - у г2■ (254)

Сокращение площади ДЕці составит

ДЕш = 2яг2м = 2,25 л^-р^-атг. (255)

Складывая ДЕ1( ДЕц и ДЕщ, получим

ДЕ0= 14,83-^ л?. (256)

Зона га = 1,5л! приблизительно кончается в том месте, где достигалась Гшах = 150° С [87]. Согласно [100], зона, нагревав­шаяся до Ттах от мгновенного линейного источника в пластине, равна

0,368-%

г = --------------------------------------- (257)

Подставляя (257) в (256) с учетом

находим от п пятен

nAF0 = 14,83 2,25лсув7’тах£ • (258)

Для низкоуглеродистой стали от = 24 кГ/мм2 (240 Мн/м2) £ = 2-104 кГ/мм2 (2-Ю5 Мн/м2) су = 4,75 дж/см3-град и Гтах = 150° С.

Тогда

nAF0 = 1,3-10"6 (259)

Определим усадку от нагрева полосы теплом Q. Полагая, что тепло Q выделено равномерно по длине полоски /, найдем поперечное сокращение

<260>

Уменьшение площади от поперечной усадки в углеродистой стали с а = 12 * 10“в l/град составит

TOC o "1-5" h z &Fпоп — ^поп.1 = ^= 2,53 • 10-6 - у. (261)

Продольную усадку зоны пластических деформаций определим через усадочную силу, выражаемую формулой (81):

Рус= 1,7 4’ (262)

bFnp = (1 - р) ^I = (1 - ц) 1,7 ± = 0,6• 10~в -£. (263)

Складывая AFnon и AFnp, находим

AFn0jl = AFnon - f AFnp = 3,13-10-6. (264)

Сравнивая (264) с (259), устанавливаем, что сокращение пло­щади в случае нагрева полосы примерно в 2,5 раза больше, чем при нагреве пятнами при одинаковом количестве затрачен­ного тепла.

Полосы нагрева следует располагать с учетом того, что попе­речная усадка полос дает значительно больший эффект, чем про­дольная. «Хлопуны» в виде участков сферической поверхности можно исправлять, производя кольцевой нагрев по контуру «хлопуна». Продолговатые «хлопуны» исправимы эллипсовидными нагревами с расположением дополнительных пятен в средней части «хлопуна»,

210

При нагреве пятнами, когда их размеры значительны, приме­няют дополнительно проковку молотками. Основное назначение этой проковки заключается не в утонении листов, а в том, чтобы осадить на плоскость приподнимающийся от значительного на­грева лист. Правку листовых конструкций можно в некоторых случаях выполнять пистолетом с графитовым электродом [53]. Рекомендации относительно выбора горелок и примеры конструк­ций, подвергавшихся правке, можно найти в работе 132].

Для устранения изгиба балочных и рамных конструкций эле­мент нагревают с выпуклой стороны. В простейших случаях, когда сечение симметрично, а изгиб произошел относительно оси Y—Y,

■йиЗ-т

Рис. 139. Расположение зон нагрева при термической правке различных балок

которая является главной центральной осью (рис. 139, а), зону нагрева определить просто. Для устранения изгиба следует на­гревать стенку тавра. Сокращение стенки вызовет искривление в противоположную сторону, что компенсирует деформации, вы­званные сваркой.

Если поперечное сечение балки несимметричное или изгиб произошел относительно двух главных центральных осей, су­щественным является определение мест нагрева и плоскости из­гиба. Важное значение имеет форма зоны нагрева, ее объем н ориентация относительно центральной оси сечения. Зону нагрева можно располагать вдоль элемента (рис. 139, а) или поперек него (рис. 139, б). В первом случае используется эффект продоль­ной усадки, во втором — поперечной. При продольной усадке металл зоны нагрева во время остывания испытывает значитель­ную пластическую деформацию. При поперечной усадке возникшее при нагреве сокращение реализуется практически полностью, разумеется, если зона нагрева пересекает значительную часть сечения. В этом случае пластическая деформация Лп ^ 0 v.

эффект правки оказываются намного больше, чем при нагреве зоны, расположенной вдоль элемента.

На примере тавра сравним два способа ориентации зон нагрева, если они равны по величине. Для упрощения расчетов примем, что длина нагрева / равна у1ПЛХ, мощность источника q, ско­рость движения источника тепла vc, толщина стенки тавра б (рис. 139, а, б). Сравнение произведем по углу поворота (р.

В первом случае угол поворота равен

_ Ml РусИ /оес

TOC o "1-5" h z ф — р] — £j > (265)

где Рус, согласно формуле (81), равно

Ру, = 17-*-. (266)

Подставляя (266) в (265), при Е = 2-Ю6 кПсм2 находим

0,85-10-V2

Ч)=-------------------------------------------------------- (267>

Для определения угла ф во втором случае используем фор­мулу (126) при Д„ = 0

Ф = Длопх - (26S)

где Апоп — поперечная усадка, которая для коротких швов, образующих линейный нагрев, равна

(269)

Статический момент зоны нагрева S в данном случае равен S = l6-L = ¥-. (270)

Подставляя (269) и (270) в (268) с учетом, что для низкоугле­родистой стали а = 12 ДО-6 1/град, су = 4,75 дж/см* - град, имеем

Ф= 1,26-Ю'6 (271)

Сравнение (271) с (267) показывает, что поперечный нагрев при одинаковой затрате энергии и времени дает угол изгиба в 1,5 раза больше. Для продольной усадки при расчете исполь­зовано завышенное значение плеча действия силы #тах, а для поперечной усадки — несколько заниженное значение Апоп. Практический опыт правки также подтверждает более высокую эффективность применения поперечного расположения зоны на­грева.

212

Эффект правки может быть повышен, если выполнять нагрев клиновидной формы (см. рис. 139 б). Этим увеличивают расстоя­ние до центра зоны усадки, что приводит к увеличению значения 5 [формула (268)]. Иногда нагрев клиновидной формы производят по всему поперечному сечению (рис. 139, в). В конструкциях с пересекающимися элементами клиновидный нагрев распростра­няется на все элементы, попадающие в его зону. Например, при устранении деформаций двутавровой балки нагревают равномер­ной полосой пояс и в виде клина стенку (рис. 139, г). Объем на-

Рис. 140. Определение плоскостей изгиба в балках с симметричным и несимметричным сечением

греваемого металла устанавливают непосредственно в процессе правки по результатам предыдущих нагревов.

Места нагрева при изгибе балки относительно двух осей или в случае несимметричного поперечного сечения следует определять на основе тщательного анализа. Рассмотрим простейший пример правки балки двутаврового сечения (рис. 140, а). Допустим, на­гревается зона А, необходимо определить плоскость изгиба бруса в результате правки. К сожалению, в ряде рекомендаций ошибочно утверждается, что поворот произойдет в плоскости I—I, соеди­няющей центр зоны нагрева с центром тяжести сечения. Это бывает справедливо лишь в частных случаях. В данном примере пло­скость изгиба определяется следующим образом. Формула для определения прогиба

Г МР? исе1' 1272)

включает в себя отношение —■ , где

е — расстояние от главной центральной оси до центра зоны усадки, в данном примере z0 и у0

J — момент инерции сечения относительно главной централь­ной оси.

Прогибы fu и fz будут относиться как к - f5- . В данном

TOC o "1-5" h z » у ** г

случае Jy = 51 100 см*, Jz = 1338 см* z0 = 30 см у0 = 10 см - = 0,000587 - L - ; 4і = 0,00748 - L - .

Jy * СМ3 ’ Jz CMZ

На рис. 140, б отложены векторы и - f2- и проведена дей-

J у J 2

ствительная плоскость изгиба I—/.

В несимметричных профилях сварных балок (рис. 140, в), прежде чем определить место нагрева, в первую очередь необ­ходимо установить положение главных центральных осей 1 я 2 и величины моментов инерции Jl И J 2-

Величина изгиба, вызываемого термической правкой, опреде­ляется по известным формулам с использованием величин экс­центриситета зоны нагрева A et и е2 и моментов инерции относи­тельно осей 1 и 2. Чтобы положение зоны нагрева А удовлетворяло условию устранения сварочных деформаций, необходимо отыскать оптимальное расположение зоны нагрева. Для этого по результа­там измерений фактических прогибов, например относительно осей Y и Z, находим положение плоскости изгиба I—I (рис. 140, г). Затем, зная Jх и J2, находим такое положение зоны А (или

нескольких зон), чтобы 4і - и -^-давали вектор, совпадающий с пло-

J і J 2

скостью I—I. Объем зон нагрева и их количество по длине балки проще определять экспериментально непосредственно в процессе правки по результатам измерений прогибов.

Чаще всего термическая правка применяется на углеродистых и низколегированных сталях, а в некоторых случаях и на не­ржавеющих сталях, если при этом нет опасности ухудшить кор­розионные свойства металла или снять наклеп у нагартованных сталей. На алюминиевых и титановых сплавах термическая правка используется сравнительно редко. Объясняется это несколькими причинами. Для получения необходимого эффекта правки эти металлы следует нагревать до температур, близких к температурам, при которых уже наступает резкое загрязнение металла газами. Требуется тщательный контроль температуры и продолжитель­ности нагрева, что при газовом нагреве практически осуществить трудно. Кроме того, для алюминиевых сплавов, обладающих высокой теплопроводностью, газовое пламя является источником тепла с недостаточной сосредоточенностью энергии. Правка де­талей из этих металлов осуществляется источниками тепла, в ко­торых активная высокотемпературная зона защищена инертным газом. В большинстве случаев правка выполняется путем нало - 214 жения холостых валиков в среде аргона. Перспективной для правки алюминиевых сплавов является разработка методов на­грева с интенсивной генерацией тепла в самом металле и строгим дозированием количества выделяемой энергии в пятне.

СВАРОЧНЫЕ ДЕФОРМАЦИИ И НАПРЯЖЕНИЯ

Сварка монтажных стыков

Как отмечалось выше, при стыковании на монтаже двух сек­ций конструкции условия для выполнения сварки являются наиболее тяжелыми. Выполнение сварки всего сечения одно­временно— совершенно невозможно, а поэтому после наложения части швов …

Влияние методов выполнения шва

Если на общие деформации сварных конструкций большое влияние оказывает последовательность наложения отдельных швов, то на местные деформации и деформации из плоскости свариваемых листов существенное влияние оказывает метод выполнения каждого шва. …

Влияние последовательности наложения швов

Как отмечалось выше, при сварке сложных составных сече­ний и конструкций характер возникающих деформаций зависит от порядка наложения швов. Поэтому одним из основных средств борьбы с деформациями при изготовлении сварных конструкций …

Как с нами связаться:

Украина:
г.Александрия
тел./факс +38 05235  77193 Бухгалтерия
+38 050 512 11 94 — гл. инженер-менеджер (продажи всего оборудования)

+38 050 457 13 30 — Рашид - продажи новинок
e-mail: msd@msd.com.ua
Схема проезда к производственному офису:
Схема проезда к МСД

Оперативная связь

Укажите свой телефон или адрес эл. почты — наш менеджер перезвонит Вам в удобное для Вас время.