ВНУТРЕННИЕ УСИЛИЯ И ДЕФОРМАЦИИ ПРИ СВАРКЕ

ВНУТРЕННИЕ УСИЛИЯ И ДЕФОРМАЦИИ ОТ ПОПЕРЕЧНОЙ УСАДКИ ПРИ СВАРКЕ ПЛАСТИН СТЫКОВЫМ ШВОМ

Напряжения и деформации от поперечной усадки при сварке стыковым швом свободных пластин

Поперечная усадка при сварке представляет собой сокраще­ние металла шва и околошовной зоны в направлении, перпен­дикулярном оси шва. Если величина поперечного укорочения

всех волокон сечения шва в процессе его остывания была оди­наковая, то деформация от поперечной усадки шва приведет только к уменьшению поперечных размеров сварного соедине­ния, не вызывая искажения формы последнего (фиг. 60, а). При неравномерном поперечном укорочении волокон по толщине

шва свариваемые пластины помимо поперечного укорочения будут иметь угловую деформацию (3.

Явление угловой деформации от действия поперечной усадки часто происходит в стыковых швах при односторонней сварке свободных пластин с V-образным скосом кромок (фит. 60, б).

На образование деформаций и характер распределения на­пряжений, вызываемых поперечной усадкой шва, влияет много факторов. Основными из них являются: 1) жесткость сваривае­мых пластин или других деталей; 2) неодновременность нагрева и остывания металла по длине шва; 3) характер закрепления свариваемых пластин или деталей в процессе нагрева и остыва­ния металла и 4) неравномерность нагрева и неодновременность остывания шва по толщине металла.

Величина укорочения от поперечной усадки зависит, главным образом, от ширины сечения шва, а величина поперечных напря­жений зависит преимущественно от характера связей и вида за­креплений, препятствующих свободному ггоперечному укороче­нию шва в процессе остывания.

Наибольшие напряжения от поперечной усадки наблюдаются у оси шва, резко уменьшаясь по мере удаления от нее. Распреде­ление поперечных напряжений вдоль оси шва сильно меняется в - зависимости от іметода наложения шва и характера начальных условий закрепления свариваемых деталей.

Рассмотрим поперечные напряжения при однопроходной сварке стыковым швом незакрепленных пластин, когда нагрев металла по толщине равномерный (нагрев по схеме линейного источника), и деформации не выходят из плоскости свариваемых пластин (фиг. 60, а).

Если шов короткий и скорость сварки большая, то остывание нагретого металла по длине шва можем считать почти одновре­менным. Сокращение нагретого металла в поперечном направ­лении не встречает заметных препятствий, и поперечная усадка может осуществляться свободно. В этом случае напряжения от поперечной усадки шва могут быть весьма незначительными и практически даже совсем отсутствовать, а поперечная деформа­ция проявится только в уменьшении ширины сварного соедине­ния на величину Ай0 (фиг. 60, а).

С увеличением длины шва увеличивается продолжительность времени на его выполнение, ввиду чего, даже при непрерывной сварке, остывание металла по длине шва будет неодновременным.

Разделим мысленно длину выполняемого шва на три участка (фиг. 61, а), которые завариваются непосредственно один за дру­гим без перерыва движения источника нагрева. В то время, ког­да начало шва (участок 1) остынет до температур упругого со­стояния металл (Т < 600° С), в средней области шва (участок 2) металл будет еще в пластическом состоянии (Т > 600°С), а на участке 3, где производится сварка, металл шва будет в рас­плавленном состоянии. Поперечная усадка шва на участке 1, в
процессе дальнейшего понижения температуры, не встречает пре­пятствий со стороны металла шва на участке 2, находящегося в пластическом состоянии, и тем более со стороны расплавленно­го металла на участке 3. Напряжений от поперечной усадки на участке 1 не будет, а деформация от поперечной усадки шва на участке 1 проявится в некотором сокращении ширины сварного соединения. На участке 2 будет иметь место поперечное пласти­ческое сжатие металла шва под действием поперечной усадки шва на участке 1.

При дальнейшем остывании металл шва на участке 2 перей­дет в упругое состояние (Т < 600° С). Поперечная усадка метал­ла шва на участке 2 не может свободно осуществляться с пони­жением температуры, так как встречает упругое противодействие со стороны металла шва на участке 1, температура которого бо­лее низкая. В результате этого на участке 2 при дальнейшем понижении температуры возникнут поперечные напряжения рас­тяжения, под действием которых конец участка 1 и начало участ­ка 2 будут сжаты, а начало, участка 1 будет растянутым. При­мерное распределение поперечных напряжений для этого мо­мента времени показано на фиг. 61, б.

По окончании сварки температура шва на участке 3 будет понижаться, и металл шва перейдет в упругое состояние. При дальнейшем остывании металла шва на участке 3 в нем возник­нут поперечные напряжения растяжения подобно появлению их на конце участка 2. Под действием внутренних усилий от попе­речной усадки шва на участке 3 произойдет некоторое перерас­пределение поперечных напряжений, но общая закономерность их распределения при прямом ведении дуги (сварка на проход) сохраняется и подобна эпюре, показанной на фиг. 61, б. После
полного выравнивания температуры середина шва окажется сжа­той, а концы его будут растянуты, как - показано на фи-г. 61, в. Характер распределения напряжений от поперечной усадки в стьіковоім соединении зависит от порядка 'выполнения участков шва. Так, при сварке пластин от середины к краям (ф'иг. 61, г) эпюра остаточных напряжений будет такой же, как и при свар­ке на проход.

/При сварке пластин от концов к середине (фиг. 01, д) средняя область шва остывает в последнюю очередь, и после полного вы­равнивания температуры под действием поперечной усадки будет растянута, а концы сжаты.

Сопоставляя эпюры поперечных напряжений в стыковых

швах от продольной усадки (фиг. 52, г и 54) и от поперечной усадки (фиг. 61, в, г) видим, что в соответствующих точках напряжения от поперечной усадки име­ют обратные знаки по сравнению с попереч­ными напряжениями, порождаемыми в этих же точках продольной усадкой при сварке. Та­кое сочетание попереч­ных напряжений от

продольной и попереч­ной усадки при сварке на проход или от

середины к концам-приводит к значительному снижению попе­речных напряжений в стыковых швах. Поскольку распределение поперечных напряжений. от продольной усадки не зависит от порядка наложения шва, сварка от середины к концам и сварка на проход являются наиболее рациональной последовательно­стью выполнения участков швов, которую рекомендуют приме­нять на практике.

При выполнении стыкового шва от концов пластины к ее се­редине напряжения от поперечной усадки в соответствующих точках имеют одинаковые знаки с поперечными напряжениями от продольной усадки (фиг. 52, г и 61, д), поэтому применять

такой порядок наложения шва на практике не рекомендуется.

Наличие прихваток и место'расположения их по длине шва в значительной степени влияют на характер распределения напря­жений от поперечной усадки. Прихватки являются упругими связями, которые препятствуют свободному сокращению шва под действием поперечной усадки. Если прихватки поставлены на концах шва (фиг. 62, а) и места их в процессе сварки проварены

недостаточно, то после остывания шва напряжения от попереч­ной усадки будут распределены, как показано на эпюре фиг. 62, б, т. е. середина шва растянута, а концы его сжаты. Ес­ли в процессе сварки прихватки хорошо проварены, то распре­деление остаточных напряжений от поперечной усадки при свар­ке на проход или от середины пластины к ее концам будет такое же, как и в случае отсутствия прихваток (фиг. 62, в).

Становится очевидным, что при недостаточном проваре при­хваток и при сварке от концов пластины к ее середине образуют­ся большие поперечные напряжения растяжения в средней об­ласти шва. Так как вдоль шва остаточные напряжения растя-

0)

Фиг. 63. Распределение напряже­ний от поперечной усадки в сты­ковом соединении с тремя при­хватками: а — сварное соединение с тремя при­хватками; б — эпюра остаточных на­пряжений от поперечной усадки, когда прихватки недостаточно проварены.

жения обычно равны пределу текучести от, то средняя область шва от действия продольной и поперечной усадки будет находить­ся в состоянии плоскостного растяжения, что может привести к образованию разрывов и трещин в середине шва. Деформация изгиба наружных кромок пластин при наличии на концах шва непроваренных прихваток или при сварке от концов шва к его середине тоже увеличивается, как показано пунктиром на фиг. 62, а.

Если число прихваток больше двух, допустим три (фиг. 63, а), то распределение остаточных напряжений от поперечной усад­ки при недостаточном проваре прихваток будет иметь две волны, как показано на фиг. 63» б. При сварке на проход или от середи­ны шва к его концам и хорошем проваре прихваток, влияние их на распределение остаточных напряжений от поперечной усадки шва почти не сказывается.

При обратноступенчатом методе сварки распределение оста­точных напряжений от поперечной усадки шва будет иметь чис­

ло волн, равное числу ступеней шва (фиг. 64, а). Эпюра распре­деления остаточных напряжений от поперечной усадки при об­ратноступенчатом методе сварки показана на фиг. 64, б. По ха­рактеру распределения напряжений от поперечной усадки обратноступенчатый метод сварки напоминает случай сварки с несколькими прихватками, если размещение последних совпа­дает с числом 'ступеней шва и прихватки недостаточно про­варены.

Обратноступенчатый метод сварки не уменьшает величины остаточных напряжений от поперечной усадки. Применяется этот метод для уменьшения деформаций. Преимущество

его состоит в том, что области поперечных (напряжений одного знака небольшие и общая де­формация сварного соединения уменьшается. В частности, уменьшается прогиб наружных кромок сварного - соединения и устраняется вероятность появ­ления выпучивания в сжатых областях от потери устойчи­вости. Теоретическое исследо­вание распределения остаточ­ных напряжений от поперечной усадки при кварке стыковым швом свободных пластин еще в тридцатых годах производилось П. А. Фридлендером [23]. При­няв ряд упрощающих предпосылок, последний определял попе­речные напряжения, которые возникнут в стыковом шве в связи с неодновременным выполнением его отдельных участков. На фиг. 65 приведено распределение поперечных напряжений - по длине шва по Фридлендеру. Эта эпюра построена в предположе­нии, что в шве имеют место только упругие деформации. В дей­ствительности же 'В шве будут протекать и пластические дефор­мации, которые изменяют эпюру остаточных поперечных напря­жений, данную Фридлендером.

Общий характер распределения напряжений от поперечной усадки в стыковом шве по Фридлендеру такой же, какой указан выше на фиг. 61, ей г.

Теоретическое определение величины напряжений от попереч­ной усадки при сварке стыковым швом свободных пластин явля­ется весьма сложной задачей, ввиду влияния многих факторов. Основными из них являются ширина свариваемых пластин, дли­на шва, величина зазора при сборке, скорость сварки и режим сварочного нагрева.

Следует отметить, что при непрерывном наложении шва ос­таточные напряжения от поперечной усадки при сварке стыко­
вым швом незакрепленных пластин сравнительно невелики. Это объясняется тем, что в период остывания шва при температуре упругого состояния металла (ниже 600° С) распределение темпе­ратуры по длине шва значительно равномернее, чем в период на­грева. Если остывание шва протекает весьма интенсивно (сварка на сквозняке, морозе, сварка больших толщин и др.), то величи­на остаточных напряжений от поперечной усадки значительно повышается и может привести к образованию трещин и разру­шению сварного соединения.

Исследованию поперечной усадки в стыковых швах посвя - щено ряд работ наших и зарубежных исследователей [9], [17],. [24], [25], [26]. Теоретическое определение величины поперечных укорочений сварных швов произведено С. А. Кузьминовым [17].

Величина поперечной усадки при сварке стыковым швом сво­бодных пластин в первую очередь обусловлена интенсивностью и характером нагрева свариваемого металла. Температурное по­ле, порождаемое при сварке стыковым швом пластин мощным быстродвижущимся линейным источником нагрева без теплоот­дачи, описывается уравнением (За).

T(y, t) = —-7===- - е~^, (154 а)

ъ'Ъ у 4nXc^t

где Tyj —температура точки в град;

у — расстояние точки от линии шва в см; t—время (в сек), отсчитываемое от момента прохож­дения источником нагрева сечения о'у', в котором лежит интересующая нас точка А (фиг. 66); v — скорость перемещения источника нагрева в см! сек.

Для любой точки, лежащей позади движущегося источника

j *

нагрева, время t = — > где х — координата этой точки от­носительно подвижной координатной системы или путь, прой­денный источником нагрева за время t, a v — скорость его рав­номерного движения. Таким образом уравнение (154а) можіно^ записать в виде

уу2

Т (у, х) = — g. е~4^. (154>

5 Y Ankc^vx

Для определения температуры в точках на оси шва, где у = 0;, получим формулу

Т (0, X) = — *... . . (155)

5 Y4яАcyjx

Поперечная усадка при сварке стыковым швом свободных: пластин линейным источником нагрева зависит от температур­ного поперечного укорочения шва и околошовной зоны в процес­се остывания, а также изгиба лиcтoBvB их плоскости от действия продольной усадки. При сварке стыковым шеом пластин, име­ющих большую ширину, температурное удлинение нагреваемых

9* il

кромок пластин в продольном направлении весьма незначитель­ное, ввиду большой жесткости поперечного сечения каждой плас­тины. Поэтому явление изгиба в плоскости пластин почти отсут­ствует и им можно пренебречь. Пластические деформации сжа­тия на кромках свариваемых пластин в процессе нагрева приве­дут, главным образом, к увеличению толщины этих кромок и к некоторому уменьшению зазора стыкового шва.

ника нагрева на расстоянии Х (фиг. 66). Расстояние Х можно определить по формуле (155)

**'1 6002524лАс7О

Дальнейшее поперечное сокращение шва с понижением тем­пературы может происходить либо за счет поперечного удлине­ния нагреваемых 'соседних участков, либо за счет поперечного перемещения свариваемых пластин под действием усадочных усилий.

Поперечная усадка Ау0 равна свободному температурному сокращению металла в поперечном направлении в промежут­ке остывания от 600° С до полного выравнивания температуры. Другими словами, поперечная усадка Ау0 есть сумма - свободных укорочений всего поперечного сечения сварного соединения при остывании шва от температуры перехода металла из пластичес­кого состояния в упругое до полного выравнивания температуры, т. е. до установления в сварно, м соединении температуры окружа­ющей среды.

Поперечная усадка сварного шва будет одинаковой со сто­роны положительных и отрицательных значений оси у ввиду симметричного распределения температуры в поперечных сече­ниях сварного соединения относительно оси х. Поперечная усад­ка на каждой стороне сварного шва, равная - у-0, будет пред­ставлять сумму укорочений дифференциальных элементов dy за •весь период остывания от момента перехода металла шва из пластического состояния в упругое.

Общее значение величины поперечной усадки Ау0 рассмат­риваемого сечения сварного соединения

(156)

где et — относительное температурное упругое укорочение эле-

мента dy до его полного остывания;

Т(у>х)—температура точек рассматриваемого поперечного сече-

ния сварного соединения.

На фиг. 66, в показана кривая свободных относительных уко­рочений для поперечного сечения Х в разные моменты остыва­ния соответственно изменению температуры.

Пренебрегая теплоотдачей в окружающую среду, теплосодер­жание бесконечно длинных полосок шириной Ах, расположенных позади источника нагрева и ограниченных параллельными оси у плоскостями, можно считать постоянным. Тепло, внесенное в каждую такую полоску мощным быстродвижущимся источни­ком нагрева, распространяется только в направлении оси у, из­меняя температуру точек этой бесконечно длинной полоски. По­
нижение температуры на прилегающем к линии шва участке О А будет сопровождаться повышением температуры и на соседнем участке ЛВ, более удаленном от линии шва, т. е. сокращение металла на участке ОА будет сопровождаться расширением на соседнем участке АВ (фиг. 66, б).

Упругое действие поперечной усадки. в любом поперечном се­чении шва начнется с того момента, когда температура на оси шва снизится до 600° С, т. е. когда металл шва перейдет в упру­гое состояние. Это сечение, как указывалось выше, расположено позади источника нагрева на расстоянии xif определяемом по формуле (155, а). Величина поперечной усадки в этом сечении 'На основании формул (154) и (156) будет

Г _ vy*_

Ау0 = 2 -=Ц=.е ш1йу. (157а)

I О У 4 тел су

о

В формуле (157 а) переменной величиной является только координата у, так как значения теплофизических коэффициентов а, X, с, у приняты постоянными, а остальные величины для рас­сматриваемого процесса имеют определенное заданное значение.

Вынося в формуле (157 а) постоянные за знак интеграла, получим

ОО

<157>

где

и vcy

4ax-L 4^ '

Неизвестным множителем в уравнении (157) является интег­рал вероятности, который в указанных границах имеет следую­щее решение

о

Подставляя значение интеграла вероятности в уравнение (157), получим для определения поперечной усадки стыкового шва Ау0 формулу

At/0 = 2 — 4- л/= ^ . ±. (158 а)

by A nXc^vx1 А у Cfv qf vb

Из формулы (158 а) видно, что величина поперечной усадки

прямо пропорциональна погонной энергии | и обратно про­

порциональна толщине свариваемых листов.

Поперечную усадку Ау0 можно также выразить через удель­ную энергию qо стыкового шва листов одинаковой толщины. Так как q0 стыкового шва по формуле (93) q0 = ^, то поперечная усадка стыкового шва будет

Д!/о = !•?„. (1586)

L I

Для малоуглеродистой стали средние значения — при свароч-

с у

ном нагреве будет примерно в таких пределах 5. = (11,5 — 13,5) • 10~6см3/кал.

Поперечную усадку стыкового шва по формуле (158 а) можем приближенно определить, исходя из поперечного сечения на­плавленного металла при однопроходной сварке. Количество грам­мов электродного металлаG, наплавленного за секунду сварочной дугой, равно

G=FHvy, (158 в)

где FH — поперечное сечение наплавленного металла в см2; v — скорость сварки в см/сек; у— удельный вес наплавленного металла в г/см3.

В зависимости от силы сварочного тока / и коэффициента

наплавки ан количество граммов металла, наплавленного в шов сварочной дугой за одну секунду, можно подсчитать по формуле

° = ж - <|58г>

Из условий (158 в и г) имеем

ан1 = 3600 ’

откуда сила сварочного тока

_ 3600 • FHV{

~ ан

Эффективная мощность электрической дуги <7 = к) • 0,24/U кал! сек или

3600 • F„viU

q = т ■ 0,24--

ин

Погонная энергия сварочной дуги qn, выраженная через по­перечное сечение наплавленного металла и коэффициент наплавки, соответственно равна

а у) • 0,24 FuiU

*n=v= • <158*)

н

При автоматической сварке под флюсом значение коэффициента полезного действия электрической дуги МОЖНО принять 7] = 0,80, среднее значение коэффициента наплавки ан = 13 г/а-н, а сред­нее значение напряжения на дуге составляет примерно U = 35 в. При этих значениях щ, ан и U погонная энергия сварочной дуги приближенно согласно формуле (158д), равна

0,80 • 0,24 • 3600 • 7,8 • 35F„ ,

qn =--------------- jg---------- - = 15 500 F„ кал/см. (15.8e)

Исходя из формул (158 а и е), поперечная усадка стыкового шва Дуо приближенно будет

15500“-^ . (158ж)

При ручной электродуговой сварке качественными электро­дами значение коэффициента полезного действия дуги можна принять т] = 0,7, среднее значение коэффициента наплавки ан = = 9 г/а -Чу а среднее значение напряжения на сварочной дуге U = 20в. Погонная энергия дуги при ручной сварке согласно формуле (158д) при указанных выше значениях т], ан и U при - мерно будет равна

0,7 . 0,24 . 3600 . 7,8 • 20 F„

Яп=---------------------- 5--------------- -= 11000F*,

Соответственно погонной энергии поперечная усадка при руч­ной электродуговой сварке

H000F„ „ v

Н.--7р-*. (158 з>

Помимо формул (158 а, б, в, г), для приближенного опреде­ления поперечной усадки Ar/о можем воспользоваться значениями максимальных температур для точек плоского поля, определяе­мых по формуле (4 в)

гр _ 0,484 q

'max “2vbcWmax ’

откуда

У ^max^max

c^vb 0,242

Подставляя значение в формулу (158а), получим

* , ^max^max /1

А^° =---------- 0^242 ’ (159>

где 7шах — температура нагрева металла до пластического со­стояния;

z/max — расстояние от оси шва до наиболее удаленной точки, подвергавшейся при сварке нагреву до пластического состояния.

Для малоуглеродистой стали 7тах = 600°С.

Приведенные результаты [17] теоретических подсчетов укоро­чения швов при изготовлении секций корпуса корабля по форму­ле (158 а) практически близко совпадают с экспериментальными замерами укорочений на тех же секциях.

Изложенный теоретический метод подсчета свободной попе­речной усадки стыкового шва основан на определении количества погонной энергии qn или удельной энергии <7о, воспринимаемых 'металлом от источника сварочного нагрева. Влияние жесткости свариваемых листов іна увеличение ширины околошовной зоны, в которой образуются пластические деформации, в приведенном методе расчета не учитывается.

Автор считает, что объемные изменения, вызванные свароч­ным нагревом на участках упругого состояния металла (участках, лежащих за околошовной зоной), !не окажут влияния на величи­ну свободной поперечной усадки, так как после полного остыва­ния размеры их должны стать первоначальными. Эти участки должны быть также свободны от поперечных напряжений. При­сутствие поперечных напряжений на этих участках будет указы­вать на существование связей, препятствующих свободному об­разованию поперечной усадки.

Точное определение величины свободной и фактической по­перечной усадки в каждом практическом случае сварки является весьма важной задачей, так как это поможет выявить остаточ­ные напряжения от поперечной усадки, которые зачастую являют­ся причиной образования трещин в сварных соединениях.

По нашему мнению, величина свободной поперечной усадки © первую очередь зависит от ширины активной зоны, т. е.

А{/о = f Фо) >

где ь0 — полная ширина активной зоны стыкового шва, вклю­чающая области нагрева до пластического и^упруго-пластическо - го состояния.

Для установлення расчетных приемов определения величины поперечной усадки стыковых швов Ауо в зависимости от режима нагрева, длины и ширины свариваемых пластин, толщины сва­риваемого металла и порядка наложения шва необходимы тео­ретические и экспериментальные исследования.

Важным фактором при проведении исследований является установление величины свободной поперечной усадки шва, при которой поперечные напряжения весьма незначительны или поч­ти отсутствуют. Разность между свободной и фактической попе­речной усадкой стыкового шва, очевидно, будет основным кри­терием величины остаточных поперечных напряжений.