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- Результаты уточненного определения v [формула (103)1 позво- мации в плоскости пластин Определим угловые деформа- |
|
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, моментом М. Допустим, что из- и е„ по оси ОХ, вызванные приложением момента М. Тогда 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 + |
|
*М |
|
+ |
|
(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 |
|
(м ~Г |
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
|
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.
