СВАРОЧНЫЕ ДЕФОРМАЦИИ И НАПРЯЖЕНИЯ

ВРЕМЕННЫЕ ТЕМПЕРАТУРНЫЕ ДЕФОРМАЦИИ ПРИ СВАРКЕ ВСТЫК

Как следует из рис. 59, а, сразу позади источника тепла кромка отходит быстро, а затем скорость перемещений замедляется Так как свариваемые пластины между собой соединяются швом то отход кромок в прежнее положение не происходит беспрепят ственно, а вызывает сближение этих пластин и их угловой поворот Угловой поворот свариваемых пластин возникает вследствие не равномерного перемещения кромок позади источника тепла. При электрошлаковой сварке эти деформации весьма существенны.

Для получения количественных зависимостей поперечного пере­мещения Апоп и углового поворота 0 в процессе сварки необходимо, по возможности, более точно выразить величину перемещения кромки v в зависимости от теплоотдачи.

В п. 10, так же как и в тепловых расчетах при сварке [100],

коэффициент температуроотдачи b = был принят постоян­ным во всем диапазоне температур, хотя ат изменяется значи­тельно (рис. 61). Для количественного определения деформаций необходимо уточнить теплоотдачу в воздух. Будем считать, что коэффициент теплоотдачи ат зависит от температуры Т по закону

ат = 24-10_8еГ1>61, (100)

где е — степень черноты поверхности тела, для проката черных металлов є = 0,9 (на рис. 61, кривая 2).

В работе [13] учтена зависимость аг от температуры. Смысл изложенных там уточнений теплоотдачи состоит в том, что вместо обычно принимаемого в теории тепловых расчетов закона свобод­ного охлаждения e~bt использован ряд (101), приближенно учи­тывающий зависимость теплоотдачи от режима сварки и распре­деления температуры в полосе АА позади сварочного источника тепла (рис. 62):

і

2 с

_ ar dt

су О J 1 ср t их

е 0 = 0,1е 0 + 0,15е 1 4- 0,75е ; (101)

Ь0 = 1200F-, Ьх = 44F Ьг = 1,16F,

где

27,2-10 ~7ае субс^

F = —

2 а

Безразмерный критерий теплоотдачи выражен формулой

2.66

27,2- 10~7ае cybv

Of г 103 дж/смгсек°С

Рис. 61. Коэффициент теплоот­дачи aj при в = 0,9:

бій

“„2

22

(102)

Рис. 62. Схема выделения тепла при нагреве пластины движу­щимся источником

В уравнении (101), отбрасывая первый член как относящийся

/-фактический [100]; 2 - описы - К облаСТИ ВЫСОКИХ Температур В

ваемый формулой (100) зоне СВЭрОЧНОЙ ВЭННЫ, ПОЛуЧЭеМ

взамен формулы (36) более точную зависимость

3

ncylc ^ j°-15c< yf _М_ +

exp X

V =

k-l

+*,

+ 0,75c, f ----------------

у

2k SiL — 2vdx , f ' a a у

+

X

exp X

(103)

ki (F k‘

На рис. 63 показаны для сравнения кривые перемещений кромки пластины из аустенитной стали. Кривая 1 рассчитана по формуле (103); кривая 2 получена при непосредственном измерении перемещений кромки пластины в процессе наплавки на нее валика. Аналогичная картина наблюдается и на низкоуглеродистой стали (рис. 63, б), однако вследствие структурных превращений, не учитываемых формулой (103), несовпадение расчетной 1 и экспе­риментальной^ кривых более заметно.

Cj = 0,872; c2 = 0,112; c3 = 0,016; 1 kl = 0,175; fe2 = 0,022; k3 = 0,003. J

Максимальное перемещение кромки при электрошлаковой сварке может достигать нескольких миллиметров. В зоне, где

— Vc — Vc

Рис. 63. Перемещения кромок пластин (размер 500X500 мм) при нагреве их движущимся источником тепла:

а — аустеннтная сталь, 6 = 3 мм; v = 0,1 см/сек; q = 142 дж/сек, су = 4,72 дж/смгград; а = 0,053 см2/сек; г = 0,7; а = 18» 10“6 І/град-, б — низкоуглеродистая сталь, 6=4 мм; vc = 0,1 см/сек; q = 275 дж/сек; су = 4,8 дж/см*град, а = 0,08 см2/сек; є — 0,9; к =*

= 0,376 дж/см' сек°С, сс = 16,7- Ю~6 1/град

происходит сваривание, сближение кромок изменяет фактический сварочный зазор. Этот зазор, сужаясь, влияет на скорость сварки, увеличивая ее. На рис. 64 приведена цомограмма для приближен­ного определения 2ошах в зоне сварки в зависимости от-^£-.

°с

Этой же зависимостью можно пользоваться для приближенного определения величины поперечной усадки, возникающей в момент

сваривания. Величина может быть определена по формуле

(102) или по номограмме на рис. 65 для низкоуглеродистых и низколегированных сталей. При построении номограммы на рис. 65 принято є = 0,9; а = 0,08 см*/сек; 0,376 дж1см-сек°С; су = 4,8 дж/см3 °С.

В формуле (103) принят коэффициент а, не учитывающий структурных превращений металла. Это сделано потому, что

0,002 0,006 0,010 ОМ 0,018

<?£? сп3/сек2

Рис. 65. Номограмма для определения

безразмерной теплоотдачи в низко­

jrcfSvc 2а q

Рис. 64. Номограмма для определе­ния 2утах при электрошлаковой сварке низкоуглеродиетых и низко­легированных сталей

2vm

углеродистых

и низколегированных сталях

структурные деформации будут вычисляться отдельно. В номо-
грамме 2vmax на рис. 64 коэффициент линейного расширения а
учитывает эффект структурного превращения. Для низкоуглеро-
дистых и низколегированных сталей среднее значение коэффи-
циента а в диапазоне температур 0—1000° С обычно составляет
около (12-^14) 10_6 1/град [18].

Результаты уточненного определения v [формула (103)1 позво-
ляют вычислить поступательные и угловые температурные дефор-

мации в плоскости пластин
при электрошлаковой сварке.

Определим угловые деформа-
ции. На рис. 66, а показан
один из моментов в процессе

сварки двух пДастин вст&к. Допустим, что источник тепла продвинулся и длина заваренного шва увеличилась на dh. При этом каждая из свариваемых кромок стремится отойти на ве­личину dv. Однако в связи с тем, что пластины сварены, произой­дет угловой поворот пластин относительно друг друга на вели­чину dQ. Для вычисления угла поворота произведем некоторые искусственные преобразования. К каждому элементарному прямо­угольнику dx и dy приложим силы qx и qy (рис. 66, в):

flEdv Е dv ПЛГ

Чх ~ (1 - (і2) dy ' q« ~ (-y?)dy - ^Ш{)/

Эти силы удлинят прямоугольники в направлении оси OY на величину dv, устранив тем самым возникшие при продвижении

источника перемещения dv. В направлении оси ОХ удлинения будут равны нулю. Склеим между собой все прямоугольники и обе пластины на участке заваренного шва. Для получения yivia пово­рота в плоскости пластин необходимо после склеивания пластин снять все нагрузки qx и qy (рис. 66, б). Определение углового пово­рота dO от снятия нагрузок qx и qy произведем, используя теорему о взаимности работ:

М0Р=РАм. (106)

Работа момента М на угловом повороте 0Я, вызванном силой Р,
равна работе силы Р на линейном перемещении Ам, вызванном

моментом М. Допустим, что из-
вестны эпюры деформаций ехМ

и е„ по оси ОХ, вызванные
ум *

приложением момента М. Тогда
в соответствии с формулой (106)
по отношению к двум элемен-
тарным прямоугольникам dxx
Х2dy можем записать

МО,

qx2dy(£x dx) +

+qydx{zyM 2dy). (107)

Подставляя в равенство (107) выражения (105), находим

M0dx = 2г

dx 2гум =

1-ф

Е dv

2dv dxE

= +v**„). (108)

Напряжения а у по оси ОХ, вызываемые моментом М, свя-

v м

заны с деформациями следующей зависимостью:

1 - ц2(% +tA(4u)-

Подставляя зависимость (109) в выражение (108) и преобразуя, находим

о _ 2аУМ dv dx м -

Рис. 66. Расчетная схема для опреде­ления угловых температурных дефор­маций

dx

dx +

+

(109)

Интегрируя QdlC по х на участке расчетной длины шва kph[8], находим приращение угла поворота dQ при продвижении шва на величину dh'.

л

*>- J

О

(Пі)

dx'

(1—kp) Л

конкретных расчетов необходимо иметь при приложении к пластинам момента М.

Характер эпюры ау зависит от конфигу­рации конца зазора между свариваемыми пластинами и величины модуля упруго­сти металла при высоких температурах.

На рис. 67, б показана эпюра ау в

пластине с прорезью (рис. 67, а) при условии Е — const, а на рис. 67, в — зависимость модуля упругости по длине шва при сварке. Изменение модуля упру­гости по оси ОХ на участке шва от Т = = 1300° С до Т — 300° С с достаточной точ­ностью может быть описано следующей формулой:

Для выполнения эпюру Оу по оси ОХ

Ow

* Ч

t

где

Рис. 67. Распределение напряжений Оу в пла­стине с прорезью, нагру­женной моментом: а — пластина; б — эпюра

°УМ П^Н ^ = cons*'' 6 — распределение Е по длине шва; г — приближенная

Eh = E У Fh - ho

г Пцоо --

(112)

h0 — расстояние от источника тепла до изотермы Т = 1300°С;

^зоо — расстояние до изотермы Т = = 300° с.

С учетом того, что Eh резко умень­шается вблизи источника нагрева, а не остается постоянным, для приближен­ных расчетов эпюра может быть при­нята в данном случае линейной (рис. 67, г). Для М = 1 и S = 1 имеем

эпюра cTj

с учетом пере­

УМ

менного модуля упругости

1 ( X

(,-н+Ь*)

(113)

М

Экспериментальные измерения угловых деформаций в пло­скости пластин 0 дали значение kp як 0,95. Используя (113),

(110) и (103), интегрируем (111), а затем интегрируем dQ от 0 до h и находим 0:

aq

2лЛ6

0 =

(114)

л,

где F, —функция, описывающая изменение 0 (рис. 68).

Аналогично поступая, можно определить величину поступа­тельных температурных деформаций сближения пластин (рис. 69)

ад

■Fд.

(115)

АПОС ------

ncybvt

В формулах (114) и (115) коэффициент а для низкоуглеро­дистых и низколегированных сталей следует принимать без учета структурных превращений: а = (16,5-ь-17)• 10_в Мград.

Рнс. 68. Номограмма для определения Рис. 69. Номограмма для определе-

функции в зависимости от безраз - ния функции Fд в зависимости от

мерной теплоотдачи безразмерной теплоотдачи

°С llj

Величина Апос при электрошлаковой сварке обычно составляет несколько миллиметров и зависит от длины заваренного участка шва.

На рис. 70 показаны кривые изменения зазора в верхней части свариваемых пластин, измеренного индикаторной головкой. Режимы аргоно-дуговой сварки и размеры пластин приведены в табл. 4 и 5. Деформации определены путем моделирования (п. 42) при сварке пластин из аустенитной хромоникелевой стали толщи­ной 3 мм, у которой отсутствуют структурные превращения.

4 В. А. Винокуров 97

Вначале происходят только поступательные деформации (уча - ток до точек Л), причем вследствие трения на опорах эти деформа­ции у разных образцов начинаются в разное время. От точки А после преодоления внешнего момента от сил Р, имитирующих

г-

Jmh

-Ніс. 70. Определение деформаций три сварке пластин из аустепит - юй стали (1—3 — номера образ­цов по табл. 4 и 5)

действие сил тяжести, к поступа­тельным деформациям добавляют­ся угловые деформации. На рис. 70 по оси ординат отложены суммар­ные деформации Д закрывания зазора в месте установки индика­тора. Пунктирной кривой пока­зана расчетная суммарная дефор­мация, полученная с использова­нием номограмм на рис. 68 и 69. Расчетные значения в данном слу­чае дают несколько заниженные величины деформаций. В расчете при няты следующие значения: qcp = 557 джісек; т]„ = 0,735 (опре­делялось калориметрированием); є =0,7; 6 = 0,3 см; ^=0,1 см/сек; Я = 0,25 дж/см ■ сек ■ град; а =

= 0,053 см2/сек; = 1,76 [по

формуле (102) ];а = 18 • 10 6 1/град.

Номограммы на рис. 68 и 69 дают деформации, которые могли бы возникнуть с самого начала сварки. Если деформации до не­которой длины шва h1 происходить не могут, то из величины де­формаций при длине шва h следует вычесть деформации, опреде­ленные при длине шва hx.

Таблица 4

Лз образца

U в в

/во

q в джісек

Vc в см/сек

ЛСР!

в дж/сек

1

10—10,5

72

0,735

545

0,1

2

10,5—11

73

0,735

577

0,1

557

3

10—11

70—72

0,735

548

0,1

Таблица 5

№ об­

Размеры в мм

р

м

разца

А

в

С

D

£

F

в кГ

в кн

в кГ м

кн-м

/

350

108

220

285

440

250

20

(0,2)

3,32

(0,0332)

2

350

108

190

285

410

250

30

(0,3)

4,08

(0,0408)

3

220

108

160

250

300

215

30

(0,3)

3,18

(0,0318)

Основными факторами, влияющими на угловые и поступатель­ные температурные деформации, являются мощность источника при сварке q, скорость сварки vc и толщина металла б (рис. 71). Поперечное сближение кромок в зоне сварки 2о, пах зависит

в основном от удельной погонной энергии сварки Тепло­

отдача на сближение кромок 2vmax оказывает не столь замет­ке

Рис. 71. Угол поворота 0 при сварке пластин с зазором на длине шва 100 см в зависимости от:

ное влияние, как погонная энер­гия сварки.

а — удельной мощности источника— ири v = 0,015 см/сек; б — скорости свар ки vQ при-—-= 2000 дж/см-сек

Угловые деформации 0 силь­но зависят от удельной мощно­сти источника тепла при сварке q/б и скорости vc. При неизменном значении vc с рос­том qlб деформации резко уве­личиваются (рис. 71, а). Уве­личение скорости сварки при­водит к уменьшению угловых деформаций при заварке шва одинаковой длины. Одновре­менное увеличение мощности и скорости сварки при постоян­ной удельной погонной энер - q

гии приводит к незна­

чительному изменению угло­вых деформаций на одинаковой длине заваренного шва. С умень­шением толщины металла при постоянной скорости сварки и удельной мощности деформации возрастают. Обобщенными параметрами, по которым можно оценивать интенсивность угловых деформаций, являются удельная погонная энергия

сварки и безразмерная теплоотдача С увеличением

VqO d

теплоотдачи деформации возрастают. В длинных деталях, если не принимать специальных мер, закрывание зазора от угловых деформаций на концах деталей может быть значительным.

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.