книги из ГПНТБ / Кузьминов С.А. Сварочные деформации судовых корпусных конструкций

также приводит к снижению прогрева листа по толщине вследствие расширения площади нагрева (диаметра пятна).

Прямая полярность дает больший прогрев листа по толщине, чем обратная, так как в области катода тепла выделяется значительно больше, чем в области анода. Проплавление и прогрев больше при сварке под стекловидным флюсом мелкой грануляции, чем при сварке под флюсом крупной грануляции или пемзовидным флюсом [69].

Степень прогрева листа при сварке судостроительных кор­

пусных сталей и сплавов в соответствии с «Основными положениями» на сварку этих материалов определяется в основном погонной энер­ гией, силой тока и диаметром электрода.

Какова зависимость степени прогрева от этих параметров?

Из опытов [15], [17], [109] известно, что не все тепло, идущее на нагрев свариваемых элементов, расходуется на расплавление ос­ новного металла. Часть тепла вводится в изделие вне зоны расплав­ ления. Часть тепла вводится в изделие с задержкой во времени (тепло, идущее на нагрев и расплавление флюса или шлака). Эти две части тепла, не участвующие непосредственно в расплавлении основного металла, составляют 20—40%.

То же самое можно сказать о зоне потери упругих свойств Г 0 = = (0,5-ьО,6) Тпл. При этом доля тепла, идущая на образование зоны Го, на 10—20% больше доли" тепла, идущей на образование зоны Тпл. Следовательно, 20—30% тепла, затрачиваемого на нагрев сваривае­ мых элементов, не участвует в образовании зоны потери упругих свойств (Го).

Экспериментально [17] установлено, что при одной и той же погонной энергии нагрева свариваемых элементов с увеличением силы тока (следовательно, с одновременным увеличением скорости сварки) доля тепла, идущая на расплавление, а также на образова­ ние зоны Т 0, увеличивается. Одновременно с увеличением напряже­ ния дуги доля тепла, расходуемого на образование зон Гпл и Т 0, уменьшается. Это вызвано тем, что с увеличением силы тока увели­ чивается углубление дуги в изделие, вследствие чего уменьшается доля тепла, идущая на расплавление флюса, и доля тепла, вводимая вне зоны расплавления. Наоборот, с увеличением напряжения дуги потери тепла увеличиваются.

Известно, что тепло сварочной дуги вводится в металл на некото­ ром участке его поверхности, называемом пятном нагрева. Условный

(ручная сварка). При этом тепловой поток по пятну распределен по

иширину Ь. Форма расплавления- (провара) близка к полуэллипсу

[17](обычно при ручной сварйё) или кривой закона нормального рас­

91.

пределения [109] (обычно при автоматической сварке под флюсом). Очертание зоны проплавления представляет собой кривую макси­ мальной температуры Гпл.

Интересующая нас кривая максимальной температуры потери упругих свойств Г 0 = (0,5-5-0,6) Тлл близка по форме к кривой максимальной температуры Тпл, но отклоняется от нее в сторону полуокружности (рис. 42, а).

О 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 0Св/4эл ,°/м м

Рис. 42. Параметры зоны прогрева: а — очертание зоны проплавления и зоны про­ грева; б — зависимость коэффициента ф0 = от I№ld3JI при сварке малоуглеро-

дистых и низколегированных сталей.

/ — зона проплавления ( Г пл ); 2 — зона прогрева ( Т ду, Р — ручная сварка; А — автомати-

В случае нагрева полубесконечного тела точечным быстродвижущимся источником тепло распределяется по сечениям, перпен­ дикулярным к шву, по нормальному закону, а площадь (Г0), огра­ ниченная кривой максимальной температуры Т 0, определяется по формуле

0,368< 7 п . п

Здесь коэффициент 0 ,3 6 8 = — учиты вает долю тепла, и дущ ую на

нагрев точек тела внутри площади сечения F0 до температуры Т „. Остальное тепло (0,632 qn п) идет на нагрев точек вне зоны и на пере­ грев точек (свыше Т 0) внутри зоны F0. В данном случае площадь F0 равна площади полукруга радиусом г0 (рис. 42).

При нагреве тонкого листа быстродвижущимся линейным источ­ ником [90]

Как видно из формул (139) и (140), при нагреве тонких листов линейным источником эффективность погонной энергии в 1,3 раза больше, чем в случае нагрева полубесконечного тела точечным источ­ ником.

В общем случае нагрева тела распределенным источником, пере­

С достаточной для практики точностью кривую Т 0 можно пред­

93

Сквозной прогрев будет при hQ^ 6, т. е. при

ных автором (см. табл. 2п), и данных исследований Дятлова В. И. [17] и Шраермана М. Р. [109], построены кривые зависимости ф0

от I J d 3n (рис. 42).

Эффективный к. п. д. прогрева т)0 может быть определен как про­ изведение % на т)р.

В этом случае термический к. п. д. гр может быть найден по гра­ фикам Рыкалина Н. Н. [90], а коэффициент цр (который, как пока­ зали эксперименты, зависит от относительного прогрева ф0) — при­ ближенно по рис. 43. Графики построены по результатам обработки экспериментальных данных автора (табл. 2п) и Шраермана М. Р. [109].

На. рис. 44 приведены графики зависимости эффективного к. п. д.

Графики построены на основании экспериментальных исследова­ ний ручной сварки (см. табл. 2п) и автоматической сварки под флю-

* Здесь су принимается средним в интервале температур 0—1500° С.

94:

Сом [109] судостроительных сталей и приближенно могут быть использованы для определения г|0 других металлов и сплавов

(рис. 44).

Условно принимаем: прогрев отсутствует, когда на противополож­ ной стороне листа максимальная температура от наплавки |не пре­ восходит 0,1 То, т. е. *:

(151)

Итак, если рфеДЬ 82 кал/см3, прогрев отсутствует, и по­ перечные остаточные деформации необходимо определять по формуле

* Значение удельной погонной энергии, определяемое из формулы (151), не превосходит соответствующего значения, определенного формулой (64) для про­ дольного укорочения, что гарантирует в данном случае максимальные обратные поперечные пластические деформации.

95

(119), как для случая полубесконечного тела, нагреваемого точечным

то имеется сквозной прогрев и поперечные деформации необходимо определять по формуле (134), как для случая нагрева тонких листов линейным быстродвижущимся источником.

Между этими двумя крайними случаями, т. е. когда

82< рф ог)о^ " < 820Кс^ ,

будет частичный прогрев свариваемых листов, и деформации необ­ ходимо определять плавной интерполяцией.

Для случая наплавки валика на лист любой толщины, закреплен­

Здесь К в зависимости от степени прогрева листа изменяется в пре­

°£-1

цией между крайними значениями.

Для удобства расчетов при одновременном действии нескольких

факторов для определения §,• в данном случае вместо формулы (152) предлагается следующая формула:

листа на поперечное укорочение сварного соединения.

96

На рис. 45 приведена кривая зависимости К6 от П, полученная пере­ счетом кривой зависимости К от П.

Для случая частичного прогрева предлагается учитывать отсут­ ствие закрепления против поперечного изгиба свариваемых листов

Следовательно, при наплавке валика на незакрепленный лист

сварке под слоем флюса необходимо исключать часть тепла, идущего на расплавление и нагрев флюса. Если в случае полубесконечного тела qn п = qn, а в случае тонкого листа qa n = (1 — Кф) <7„, то (при частичном прогреве) qn п необходимо определять плавной интер­ поляцией указанных крайних значений, т. е. по формуле:

Итак, в общем случае наплавки валика на свободный лист любой толщины погонный объем поперечного укорочения определяется по формуле*:

Вместе с этим определение положения центра тяжести (zt) объема wt при частичном прогреве представляет значительные затруднения.

Для листов, имеющих большую жесткость против поперечного изгиба, положение центра тяжести объема wt можно определять по графику рис. 23.

В процессе сварки не очень жестких листов в свободном состоя­ нии происходит непрерывное изменение угловых деформаций.

шва заключается в следующем. Угловые деформации выявляются сразу после выравнивания температуры по толщине листа. Возник­ шие в начале шва угловые деформации вызывают поворот сваривав-*4

* Здесь не учитывается влияние скорости сварки и искусственного охлажде

ния.

мых листов относительно один другого по всей длине сварного соединения, включая часть сварного соединения перед источником. Следовательно, продолжение наплавки валика происходит на кромки, повернутые относительно одна другой. Последующая на­ плавка вызывает аналогичные угловые деформации, которые накла­ дываются на угловые деформации, вызванные наплавкой предыду­ щей части шва.

Таким образом, с увеличением длины наплавки непрерывно ра­ стет поворот свариваемых листов относительно один другого. При определенных условиях, например, при сварке двух тонких полос по длинным кромкам в свободном состоянии, это «набегание» угло­ вых деформаций может достичь к концу шва очень большой вели­ чины (10°—20°). Возрастание угловых деформаций по длине шва аналогично известному явлению сближения свариваемых вручную полос, установленных с увеличивающимся зазором без прихваток. При длинных и узких полосах это сближение может быть очень боль­ шим. То же самое можно сказать и об угловых деформациях.

Практически на величину возрастания угловых деформаций при наплавке одного валика влияют следующие параметры:

длина шва; жесткость рабочего сечения шва на изгиб;

жесткость закрепления против поперечного изгиба при сварке (с учетом веса свариваемых листов и закрепляющих грузов, расстоя­ ния между грузами, расстояния между перекрестным набором и т. д.);

режим сварки (особенно скорость сварки).

Сувеличением длины шва угловые деформации возрастают до некоторого предела [2]. Величина этого предела зависит от осталь­ ных трех параметров.

Сувеличением жесткости рабочего сечения и веса свариваемых листов интенсивность возрастания угловых деформаций от начала шва к его концу уменьшается.

Сувеличением скорости сварки интенсивность возрастания угло­ вых деформаций от начала шва к концу обычно уменьшается.

Установить аналитические зависимости угловых деформаций от

перечисленных параметров в общем виде пока не представляется возможным, так как эти зависимости являются очень сложными.

Пока могут быть установлены только экспериментальные зави­ симости для частных случаев.

На рис. 46 приведены приближенные кривые зависимости zi/8i

98

2 i

S~ s y 0 щ- -^-гкал/см 3

O' i 1

Рис. 46, График для определения z.

/ — при сварке в жестком закреплении; 2 — при сварке без закрепления ( • ) (X) <0);, 3 — при многопроходной сварке (□ ) (О)-

Нижняя кривая (рис. 46 и 47) относится к случаю сварки при абсолютно жестком закреплении против изгиба. Кривая 2 относится к случаю сварки листов в свободном состоянии (отсутствуют какиелибо закрепления). Область между кривыми на рис. 47 охватывает практически все встречающиеся случаи сварки конструкций при различной жесткости закрепления свариваемых элементов.

Чем больше жесткость закрепления, тем меньше угловые дефор­ мации, и их значения приближаются к величинам, определяемым нижней кривой. Чем меньше жесткость закрепления, тем больше угловые деформации, и их значения приближаются к величинам, определяемым кривой 2.

Пунктирная кривая на рис. 46 и 47 относится к случаям много­ проходной сварки в свободном состоянии листов больших толщин. С уменьшением степени прогрева, т. е. с увеличением номера про­ хода, z-Jbi возрастает и выходит за верхний предел (кривая 2,рис. 46).

Возрастание zi/8i является следствием увеличения внутренних напряжений, создаваемых наплавкой предыдущих валиков. Увели­ чение напряжений уменьшает остаточные пластические деформации в нижележащих слоях сварного соединения, тем самым поднимает центр тяжести остаточного объема поперечных укорочений.

Для уменьшения угловых деформаций при сварке часто приме­ няют грузы или прижимные балки, располагая их по обеим сторонам сварного соединения и как можно ближе к нему. В этом случае угло­ вые деформации будут определяться нижней кривой на рис. 47 или

текучести наплавленного металла (табл. 2);

а— расстояние между закреплениями (грузами), расположен­ ными слева и справа от сварного соединения, см;

6г- — высота рабочего сечения сварного соединения (рис. 16), см;

и загруженную изгибающим моментом на другом конце (у шва), можно определить максимальное значение изгибающего момента, вызывае-

а 6?

мого угловыми деформациями: Миз = -g—.

Так как плита мешает перемещению конца консоли у шва вниз, то кроме изгибающего момента у шва будет возникать реакция плиты, которую можно определить пз условия равенства нулю прогиба конца консоли (шва)

100