ВНУТРЕННИЕ УСИЛИЯ И ДЕФОРМАЦИИ ПРИ СВАРКЕ

Влияние закреплений на угловые деформации стыковых швов

При стыковой сварке закрепленных пластин (фиг. 71, а) на­греваемый основной металл может расширяться только в сторону шва, уменьшая установленный при сборке зазор. В процессе осты­вания прилегающие к околошовной зоне и нагретые до темпера­тур упругого состояния участки основного металла приняли бы 150

свои первоначальные размеры, если бы пластины могли свобод­но сокращаться с понижением температуры. Наличие внешних закреплений и действие выполненного и перешедшего в упругое состояние сварного шва препятствуют свободному сокращению поперечных размеров соединения при остывании металла. В ре­зультате в сварном соединении под действием поперечной усадки, которая не могла свободно осуществляться, появляются напря­жения поперечного растяжения. Если сварочный нагрев металла по толщине неравномерный, как это имеет место при стыковой сварке пластин с V-об­разной разделкой кро - /м ^^ м

■.мок, то отдельные слои 371 nt/7---------------------- 1R

наплавленного метал­ла, расположенные на различных уровнях по толщине свариваемых пластин, имеют различ­ную длину, поэтому при остывании будут сокращаться на раз-* личную величину.

Вследствие этого про­изойдет не только со­кращение ширины шва, но и поворот пластин относительно друг дру­га на некоторый угол. При остывании стыкового шва закреплен­ных пластин реактивное противодействие закреплений весьма ограничивает поперечные укорочения нагретого металла в плос­кости свариваемых пластин и образование угловой деформации. Угловая деформация, встречая препятствие свободному поворо­ту пластин относительно друг друга, будет вызывать в обеих пластинах явление изгиба (фиг. 71, б). Величина угловой дефор­мации р при стыковой сварке закрепленных пластин будет зна­чительно меньше, чем при сварке свободных пластин.

При сварке стыковым швом тонких закрепленных листов или широких свободных тонких листов, у которых ограничением сво­бодному повороту кромок служит их вес, изгибающее действие угловой деформации приводит к появлению местных выпучин и волн (фиг. 71, в).

Влияние закреплений на образование угловой деформации р в стыковых швах можно установить путем рассмотрения совмест­ного действия на сварное соединение внутренних усилий, порожда­емых сваркой, и внешних сил, создаваемых закреплениями. Рас­четную схему для определения угловой деформации стыкового шва закрепленных пластин, при неравномерном нагреве по тол­щине металла, представим в виде двухопорной балки, загружен­ной углом поворота р, поперечной усадкой в плоскости пластин
и противодействующими им опорными моментами М и опорными реакциями R (фиг. 71, а),

В стыковых швах незакрепленных пластин поперечное сокра­щение и угловая деформация при остывании шва протекают сво­бодно, не вызывая значительных поперечных напряжений в свар­ном шве.

При остывании же стыковых швов закрепленных пластин по­перечное сокращение в плоскости пластин и угловая деформация встречают противодействие со стороны закреплений и попереч­ные напряжения растяжения могут достигать высоких значений.

Величина этих напряжений будет возрастать с уменьшением ба­зы закрепления 5, увеличением ширины наплавленного металла шва., и областей нагрева основного металла, т. е. с увеличением удельной энергии нагрева q0 и толщины свариваемых пластин.

Наименьшее укорочение от поперечной усадки стыкового шва будет в волокнах нижней поверхности сварного соединения со стороны корня шва, где поперечное сокращение образуется толь­ко от остывания нагретых участков основного металла, так как величина поперечной усадки наплавленного металла в корне шва весьма незначительная ввиду малых размеров зазора. Наиболь­шая величина укорочения от поперечной усадки при остывании шва будет в волокнах лицевой поверхности шва, где помимо со­кращения прилегающих к шву участков основного металла, име­ем наибольшее сокращение волокон наплавленного металла.

Подобно рассмотренному ранее случаю образования угловой деформации при стыковой сварке свободных пластин, полную поперечную усадку шва при остывании каждого слоя металла по толщине стыкового шва на закрепленных пластинах представим в виде двух составляющих: постоянной А b и переменной А у (фиг. 72, а).

Постоянная составляющая поперечной усадки стыкового шва Аb представляет свободное поперечное укорочение при остыва­

нии околошовных участков основного металла шириной Ь. Она действует в плоскости свариваемых пластин и, стремясь укоро­тить ширину сварного соединения, вызывает напряжения попе­речного растяжения в сварном шве, а также в основном металле. Принимая, что при сварочном налреве распространение тепла от скошенных кромок пластин простиралось в слои основного металла на одинаковую ширину 6, независимо от уровня располо­жения этого слоя по толщине металла, свободную поперечную усадку Аb при остывании нагретого основного металла прибли­женно можем определить по формуле

Д6 = cfTCpby (185)

где а — коэффициент линейного теплового расширения металла;

Ь — ширина нагретого участка основного металла;

TCv — среднее значение. температуры на участке к моменту перехода из пластического состояния в упругое наиболее нагретого металла этого слоя, по отношению к температу­ре металла перед сваркой.

Поперечная усадка при остьивании участков основного метал­ла, лежащих по обе стороны шва, будет

Дл = 2Д6 = 2аТсрЬ. (186)

Среднее превышение температуры основного металла на участках b по отношению к его температуре перед сваркой Г0 можно установить путем рассмотрения температурного состоя­ния этих участков к моменту перехода наплавленного металла

из пластического состояния в упругое. Наиболее высокая темпе­ратура Гтах в этот момент на участке Ъ будет в местах, прилега­ющих к наплавленному металлу. Температура Гтах будет равна температуре перехода данного металла из пластического состоя­ния в упругое, Т. е. Гтах = Г пласт• ДЛЯ Стали ЗНачЄНИЄ Гпласт ОКО­ЛО 600° С. Если изменение температуры по длине участка Ь при­нять в процессе остывания прямолинейным, то среднее превы­шение температуры точек на участке b по отношению к началь­ной температуре Т0 можно определить выражением

Под температурой Гср принимаем не среднюю температуру теплового состояния нагретого металла по отношению к нулевой температуре, а среднее значение превышения температуры на­гретого металла по отношению к его температуре перед сваркой Го, поэтому Гер = _^тах ~~Г0

В соответствии со значением температуры Гср на участках b к моменту перехода наплавленного металла из пластического состояния в упругое по формуле (185) и (186)-для определения

поперечной усадки от сокращения основного металла в процессе остывания шва примут вид

Т — т "2"

ДЛ = 2Д b = oLb(Tmax-T0), (188)

тде Гтах — температура перехода металла из пластического со­стояния в упругое;

То — температура металла перед сваркой.

При остывании закрепленных пластин свободное сокращение шва от действия поперечной усадки невозможно, поэтому посто­янная составляющая усадки Аb будет вызывать в сварном сое­динении напряжения поперечного растяжения

*пЕ аЬ{Ттах-То)Е

(189)

°п В в

где В — база закрепления пластин;

Е — модуль упругости металла.

Чтобы напряжение поперечного растяжения от действия по­стоянной составляющей поперечной усадки Аb не превышало предела текучести металла от величину базы закрепления пла­стин В следует брать не ниже значений, указанных в форму­ле (163). В рассматриваемом случае величина базы закрепления пластин должна удовлетворять условию

в = аЬ (Гш„-г0)Д _ (190)

G у

На фиг. 72, б показана эпюра напряжений поперечного растя­жения после остывания шва, вызванных действием постоянной составляющей Аb поперечной усадки стыкового шва закреплен­ных пластин.

Величина внутреннего усилия іна 1 пог. см длины шва Рп, вызываемого действием поперечной усадки участков основного металла, будет

Рп — °яВ — аЬ(Т™-Т°'>Е1, (191)

где б — толщина свариваемых пластин.

Определяемое по формуле (191) внутреннее усилие Рп вызы­вает в опорах реакции R, действующие в плоскости свариваемых пластин и равные по абсолютной величине внутреннему усилию Рп, т. е. R = Pn (фиг. 71, а).

Переменная составляющая поперечной усадки А у стыкового шва с V-образной разделкой кромок будет изменяться соответ­ственно изменению ширины слоя у наплавленного металла, за­полняющего раскрой шва (фиг. 72, а). Величина переменной со­ставляющей А у в любом слое наплавленного металла соответ­

ственно уровню его расположения по толщине шва будет

by = iTepy = <iTcpZig, (192)

где у— ширина слоя наплавленного металла;

2 — уровень расположения слоя наплавленного металла по толщине шва;

Ф —угол раскроя кромок для наплавки металла шва;

Тср — среднее превышение температуры в точках слоя наплав­ленного металла - на уровне г. в момент перехода этого слоя из пластического 'состояния в упругое по отноше­нию ік начальной температуре перед сваркой.

В стыковых швах обычно угол разделки ф<90°, поэтому наи­большая ширина слоя наплавленного металла */тах = б tg-^нахо-

дится на лицевой поверхности шва и будет меньше толщины сва­риваемой пластины, т. е. t/max<6 (фиг. 72, а). Ширина остальных

слоев наплавленного металла у =ztg-| будет уменьшаться с по­нижением уровня z расположения их по толщине шва. Ввиду сравнительно небольших значений у при сварке малых и средних толщин металла, изменение температуры по ширине каждого слоя наплавленного металла в процессе выравнивания темпе­ратуры при остывании шва будет весьма незначительным. Вслед­ствие этого значение средней температуры по ширине слоя у будет мало отличаться от температуры Гтах, являющейся темпе­ратурой перехода металла из пластического состояния в упругое.

Для приближенного расчета по формуле (192), переменной составляющей поперечной усадки А у при медленном остывании шва (при сварке с большой удельной энергией q0) за среднюю принимаем температуру перехода металла из пластического состояния в упругое Гтах. При большой скорости остывания (при режимах сварки на малой удельной энергии qo) перепад темпе­ратуры между соседними точками по ширине слоя наплавлен­ного металла у будет больше, чем в предыдущем случае, и зна­чение Тср в формуле (1*92) следует принимать несколько ниже значений Гтах для данного металла. При определении перемен­ной составляющей поперечной усадки А у по формуле (192) ориентировочно Тср можно для стали принимать в пределах 500—600°С (в зависимости от характера остывания).

Переменная составляющая поперечной усадки А у увеличи­вается с повышением уровня расположения волокон наплавлен­ного металла. Наибольшее значение ее Атах будет в волокнах на лицевой поверхности шва. На основании формулы (!192) наи­большее значение переменной составляющей поперечной усадки СТЫКОВОГО шва Атах буДЄТ

Am. x = 2arep8tg|. (193)

Если условно ограничим возможность поворота пластин от изгибающего действия переменной составляющей поперечной усадки А і/, то напряжения поперечного растяжения в слоях ме­талла по толщине сварного соединения в зависимости от значе­ния поперечной усадки А у, описываемой формулой (192), и базы закрепления В определяем по формуле

2ДуЕ 2аТсрг ~2 Е

° = - ТГ = - в - (194>

Наибольшее напряжение поперечного растяжения amах. будут иметь волокна лицевой поверхности шва

д Е 2а Т 8 tg ir £ тах^ СР 2 , iQrV

^тах — — ~g j (195/

где Атах — наибольшая 'поперечная усадка волокна наплавлен­ного металла на лицевой поверхности шва.

На фиг. 72, в показана эпюра поперечных напряжений, созда­ваемых поперечной усадкой волокон наплавленного металла стыкового шва cV-образной разделкой кромок на закрепленных пластинах и определяемых по формуле (194).

Если бы после сварки освободить пластины от закреплений (фиг. 71, а и 72, а), то поперечные напряжения растяжения, по­казанные на фиг. 72, б и 72, в исчезли бы, а в сварном соеди­нении образовались бы остаточные деформации в виде попереч­ного укорочения А В и угловой деформации р подобно тому, как изображено на фиг. 60, б.

А В — величина поперечного укорочения сварного соединения от исчезновения напряжений поперечного растяжения, опреде­ляемая по формуле (189), будет

Д5 = ^ = а6(Гтах-Т0). (196)

Угловая деформация (3 в соответствии с исчезновением по­перечных напряжений растяжения в наплавленном металле, определяемых по формуле (194), будет

Р Атах а'Тср б tg 2 ^ 9 /ігу7о

® 2 26 — б —a. Tcptg 2 . (197 а)

Ввиду мелких значений угловой деформации величину угла в радианах считаем равной тангенсу этого угла. Тогда формула (197 а) примет вид

§- = *1VgT’

откуда

P = 2a7VgT - (197б>

Значение Гтах в формуле (196) и Тср в формуле (197 б) берется, как указывалось выше, примерно равным температуре перехода металла из пластического состояния в упругое.

На основании напряжений растяжения, определяемых по формуле (194), момент поворота закрепленных пластин от дей - 156

ствия переменной составляющей поперечной усадки А у на еди­ницу длины шва относительно точки О —корня шва (фиг. 72, а) ■определяем путем суммирования дифференциальных момен­тов от элементарных внутренних усилий по всей толщине шва

Такое же значение :момента поворота закрепленных пластин будет, если, возьмем момент площади эпюры напряжений растя­жения, изображенной на фиг. 72, в, относительно той же точки О

что точно совпадает с полученной выше формулой (198 а).

Как видно из формулы (198 а), момент поворота закреплен­ных пластин ют действия переменной составляющей поперечной усадки А у возрастает с увеличением толщины свариваемых пла­стин и уменьшается с увеличением базы закрепления В.

С увеличением базы закрепления при сварке стыковым швом тонких пластин действие изгибающего момента приводит к по­явлению в околошов! Ной зоне местных выпучин и волн, как по­казано на фиг. 71, в. Очевидно при увеличенной базе закрепле­ния и малой толщине свариваемых пластин переменная состав­ляющая поперечной усадки А у почти свободно осуществляется, преодолевая сопротивление тонких пластин изгибу и вызывая угловую деформацию р. При этом поперечные напряжения рас­тяжения, описываемые формулами (194) и 195), снижаются, а угловая деформация р увеличивается. В стыковых швах средних и больших толщин, по причине повышения жесткости сваривае­мых пластин, образование выпучивания или волн с увеличением базы закрепления почти не наблюдается.

Уменьшение базы- закрепления пластин ниже значений, оп­ределяемых формулами (163) или (190), может привести к по­явлению трещин при остывании щва и даже »к разрушению свар­ного соединения. Поэтому для уменьшения угла поворота пластин необходимо противодействующий опорный момент приложить вблизи шва, так как при сварке стыковым швом тонких пластин опорный момент, удаленный от оси шва, эффективного действия на устранение угловой деформации оказать не может.

Для уменьшения угловой деформации закрепление должно быть таким, чтобы не препятствовать свободному сокращению остывающего металла от действия постоянной составляющей поперечной усадки А6, но в то же время ограничивало образова­ние угловой деформации от действия переменной составляющей поперечной усадки А у. Другими словами, закрепление не должно

препятствовать свободному перемещению пластин в своей плос­кости, но должно противодействовать повороту пластин друг от­носительно друга.

На практике при выполнении стыкового шва угловую дефор­мацию ограничивают путем расстановки балластных грузов или применением магнитных стендов, противодействующих повороту пластин и обеспечивающих при этом возможность перемещения пластин в своей плоскости.

Величина груза G или сила магнитного притяжения пластин

(фиг. 73) должна быть £ у у. G подобрана так, чтобы со-

I 1 1_________ здаваемая сила трения

14 ▼ - —1 jxG допускала перемеще-

Л ^ „ ние пластин в своей нло-

Фиг. 73. Схема действия грузов или маг - сокращении

нитных сил для уменьшения угловой де-

формации. сварного шва во время

остывания от действия по­перечной усадки АЬ. Во избежание появления высоких попереч­ных напряжений растяжения и опасности образования трещин при остывании шва необходимо, чтобы силы трения xG были меньше создаваемого поперечной усадкой Аb внутреннего уси­лия Р, определяемого по формуле (19.1)

сг8*> jjbG, (199)

где х — длина участка шва; б — толщина пластины; от— предел текучести металла;

G — величина балластного груза или сила магнитного притя­жения пластин, действующая на участке шва длиной х; (а—коэффициент трения скольжения пластин по опорной по - верхности.

Значение силы G на единицу длины шва, т. е. когда х = 1, можно установить из условия

атб

G<^T - (199 a)

Г

С другой стороны, для уменьшения угловой деформации не­обходимо, чтобы при остывании шва опорный момент Gy (фиг. 73) превышал значение момента поворота пластин М, определяемого по формуле (198)

Gy>M

или

У>%, (200)

где у — база опорного момента или расстояние точки приложе­ния силы G до оси шва.

В целях уменьшения величины балдастных грузов или силы магнитного притяжения для создания требуемого опорного мо - 158

мента необходимо^ увеличение базы уу однако при сварке стыко­вых швов листов малой и средней толщины величину базы опор­ного момента у} во избежание появления вьгпучин и волн, сле­дует уменьшать.

Если опорный момент должен ограничивать поворот пластин до образования остаточного напряжения поперечного растяже­ния, равного пределу текучести Ьт, только в волокнах лицевой поверхности наплавленного металла стыкового шва, то величина базы опорного момента у по формуле (195) будет

В аТ 6 tg^-E

у = т-■ т (201>

По формуле (201) величина базы опорного момента при свар­ке стыковых швов стальных пластин составляет примерно

аТсР 12. 10—6 600 . 0,7 . 2,1 .106 6

У =--------------- ^-------------- =---------------------- 2400------------------------ =-- 4’58-

Магнитные силы или балластные грузы должны действовать •на сварное соединение до полного остывания шва. Этим устра­няется накапливание угловой деформации в процессе остывания металла, так как под действием опорного момента, созданного балластными грузами или магнитными силами, происходит пла­стическое удлинение волокон наплавленного металла и задержи­вается поворот пластин друг относительно друга. В. результате имеем уменьшение угловой деформации до значений, удовлетво­ряющих практические требования.

Для уменьшения угловой деформации стыкового соединения можно при сборке располагать пластины с приподнятыми кром­ками под углом, равным ожидаемо'® деформации (3 от действия переменной составляющей поперечной усадки А у (фиг. 74). Это можно применять при сварке пластин небольшой ширины. При сварке широких пластин средней и большой толщины образова­нию угловой деформации противодействует вес пластины и со­здание опорных моментов при помощи балластных грузов или магнитных стендов становится излишним.

В рассмотренных случаях сварки предполагалось, что пере­ход разогретого металла шва из пластического состояния в упру­гое происходит одновременно. Такое допущение практически име­ет место в коротких однопроходных швах сравнительно неболь­шого сечения и при повышенной скорости сварки. При обычных скоростях однопроходной сварки длинных стыковых швов пла­стин средней и большой толщины переход разогретого металла из пластического состояния в упругое происходит неодновременно как по толщине шва> так и по его длине. Неодновременность перехода разогретого металла шва из пластического состояния в упругое несколько изменяет результаты теоретического ПОД­счета угловой деформации р, однако эти отклонения сравнитель­но небольшие.

Вследствие неодновременного перехода расплавленного метал­ла по толщине шва из пластического состояния в упругое, рас­пределение остаточных поперечных напряжений по сечению шва

Фиг. 74. Схема поднятия кромок стыкового со­единения пластин для уменьшения угловой де­формации.

неравномерное (фиг. 75, а). При остывании шва в первую оче­редь переходит в упругое состояние наплавленный металл в кор­не шва, где объем наплавки небольшой, а отвод тепла в основной металл более интенсивный.

Если бы свариваемые пластины не были закреплены, то по­перечная усадка в нижнем слое наплавленного металла происхо­дила бы свободно, не вызывая поперечных напряжений. При пе­реходе в упругое состояние средних слоев наплавленного металла поперечное сокращение их встречает упругое противодействие со стороны нижних слоев, расположенных в корне шва. Верхние слои наплавленного металла, находясь - в это время еще в пласти­ческом состоянии, не могут оказать заметного влияния на рас­пределение поперечных напряжений в нижнем и средних слоях. Эпюра поперечных напряжений до момента перехода верхнего слоя наплавленного металла из пластического в упругое состоя­ние представлена ка фиг. 75, б.

При дальнейшем выравнивании температуры верхний слой наплавленного металла переходит в упругое состояние и, стремясь укоротить свои волокна, вызывает сжатие середины наплавлен­ного металла и растяжение в корне шва. Эпюра остаточных поперечных напряжений в поперечном сечении шва показана на фиг. 75, в.

При сварке открытой дугой слои лицевой поверхности шва, не защищенные шлаковым покровом, будут остывать более 'интен­сивно, чем середина шва, и перейдут в упругое состояние раньше, чем расположенные под ним средние слои 'наплавленного метал­ла. В этом случае после остывания металла наружные слои ли­цевой стороны шва сжимаются и распределение остаточных по­перечных напряжений по сечению шва будет такое, какое пока­зано на фиг. 75, г.

При многослойной сварке (фиг. 76, а) ввиду неодновремен­ного нагрева и остыва­ния наплавленного ме­талла неравномерность распределения остаточ­ных по-перечных напря­жений в поперечном се­чении шіва увеличива­ется. Образование уг­ловой деформации р в многослойном стыко­вом шве происходит сложнее, и величина ее будет значительно больше, *їєм. в однопроходном шве. Эпюра ос­таточных поперечных напряжений в поперечном сечении много­слойного шва показана на фиг. 76 б, в.

Если бы при многослойной сварке каждый последующий слой полностью расплавлял ©се предыдущие нижележащие слои, то угловая деформация р оставалась бы постоянной, как в однопро­ходном стыковом шве. На самом деле при многослойной сварке каждый последующий слой только частично расплавляет ранее выполненный слой, и угловая деформация р накапливается от выполнения каждого слоя шва.

При выполнении первого слоя многослойного шва наплавлен­ный металл заполняет зазор и часть раскроя шва с V-образной разделкой кромок и свободная угловая деформация р, как сле­дует из формулы (197), не зависит от толщины шва, поэтому ве­личина угловой деформации после выполнения первого слоя бу­дет близка к угловой деформации однопроходного стыкового шва. После остывания каждого последующего слоя угловая де­формация постепенно увеличивается и по окончании сварки будет значительно - больше, чем в однопроходном шве.

Геометрическая форма наплавленного металла в стыковых швах с V-образной разделкой кромок неизбежно приводит к об­разованию угловой деформации от поперечной усадки в про­цессе остывания шва. В стыковых швах без скоса кромок (фиг. 77) при равномерном нагреве и при одновременном осты­вании нагретого металла угловая деформация теоретически должна отсутствовать. Однако даже при однопроходной сварке стыковым швом небольших толщин область нагрева основного

металла на верхней стороне, где перемещается сварочная дуга, будет больше, чем на нижней. Кроме того, неравномерность ос - тьгвания наплавленного металла стыкового шва характеризуется тем, что начало его остывает быстрее, чем середина и лицевая сторона шва. Эти явления создают предпосылки к образованию угловой деформации в стыковых швах без скоса кромок. При

многослойной сварке сты­ковых швов без скоса кро­мок угловая деформация неизбежна и может дости­гать значительных разме­ров ввиду неодновремен­ного остывания слоев шва.

Для количественной оценки угловой деформации з стыковых швах без скоса кромок следует учитывать неравномерность тем­пературного состояния по толщине металла в процессе нагрева [формула (173)], а также неравномерность остывания, что тре­бует экспериментальных наблюдений и практических проверок.

При двухсторонней сварке стыковых швов угловая деформа­ция весьма незначительна, а в некоторых случаях почти не на­блюдается.