книги из ГПНТБ / Кузьминов С.А. Сварочные деформации судовых корпусных конструкций
.pdfВ судостроении применяются стыковые, тавровые и крестооб разные соединения (рис. 16). Для определения поперечных дефор маций необходимо знать количество проходов, геометрические параметры сварных соединений * и распределение тепла между свариваемыми элементами от каждого прохода.
При сварке листовых конструкций тепло распределяется между свариваемыми элементами пропорционально их толщине.
Введем понятия: интенсивность погонной энергии и удельная
погонная энергия. |
, |
\ — это погонная |
энер |
Интенсивность погонной энергии |
( |
||
гия нагрева свариваемых элементов, |
|
приходящаяся на единицу |
|
их толщины и распространяющаяся в одну сторону от шва. |
Здесь |
||
под 2 б подразумевается суммарная толщина свариваемых элемен тов, по которым распространяется тепло источника в сторону от шва.
При наплавке |
валика на кромку |
листа ^ 8 |
= 8, при сварке |
||
встык |
двух листов |
толщиной бх и 83 |
5j .6 |
= 8 j + |
62, при приварке |
ребра |
толщиной 8р |
к полотнищу бп ^ |
б = |
28п + |
бр. |
Зная интенсивность погонной энергии, можно приближенно опре делить погонную энергию нагрева отдельных элементов. Так, при
приварке ребра к обшивке погонная |
энергия |
нагрева полотнища |
||||
Чп. а |
Чп 26п + бр |
- |
Чп |
£ g , |
(13) |
|
q |
z= п |
2бп |
— |
а ' |
2<5п |
|
а погонная энергия нагрева ребра ( qn р)
|
|
|
бр |
|
бр |
|
(13а) |
|
Чп. р ~ |
Чп 25п + |
бр |
~ Чп ^ |
8 • |
||
Более |
точно погонная |
энергия |
нагрева |
полотнища |
(qn, п) и |
||
ребра (qn р) может быть определена |
по формулам |
|
|||||
|
|
Чп. п |
= |
|
|
|
(14) |
|
|
Йп.р |
|
КрЧп> |
|
(14а^ |
|
где |
qn — погонная энергия |
нагрева источником свариваемых |
|||||
|
элементов, кал/см; |
|
|
|
или при |
||
Кп и Кр — коэффициенты, определяемые по рис. 17** |
|||||||
|
ближенно по формулам, предложенным Г. А. Бель- |
||||||
|
чуком [51 для случаев, когда |
|
|||||
|
|
|
бр |
|
|
|
(15) |
|
0 , 1 ^ / ^ 1 ; |
|
|||||
|
|
|
°П |
|
|
|
|
|
КП= 0,82 - 0 ,2 - ^ - ; |
|
(16) |
||||
|
|
|
|
|
ип |
|
|
|
Кр = 0,18 + |
|
бр |
|
(17) |
||
|
0 ,2 -^ . |
|
|||||
*См. приложение 1.
**Графики построены по результатам экспериментальных замеров максималь
ных температур и последующих пересчетов по формулам Н. Н. Рыкалина [90].
31
Эти формулы применимы также для крестообразных соединений, при этом погонная энергия нагрева неразрезной связи определяется по формулам (13) и (14), а разрезной—по формулам (13а) и (14а) *.
Кр,Кп
Рис. |
17. |
График |
для |
определения |
коэффициентов Кп и Кр |
||
|
|
при приварке набора к полотнищу. |
|
|
|||
|
? п — |
толщина полотнища, см; 6р -- толщина ребра, см. |
|
||||
* Теплоотвод в |
другую |
разрезную часть |
соединения |
можно не |
учитывать |
||
в расчетах, независимо от того, приварена она или нет, так как тепло |
в них рас |
||||||
пространяется |
после |
образования |
поперечных |
пластических |
деформаций. |
||
32
При определений поперечных деформаций от каждого прохода при многопроходной сварке необходимо знать долю тепла (qn п), идущую на нагрев слоя толщиной <5(. (см. рис. 16).
Экспериментальное определение этой доли тепла для всех прохо дов X- и V-образных соединений представляет большие трудности. Поэтому было принято, что распределение тепла по поперечному сечению сварного соединения при наплавке i - го прохода соответ ствует распределению по этому сечению площади пластических
деформаций * ( FaK = 0,255 ~ . ограниченной дугой окружно-
Рис. 18. График для определения коэффициента К,п при многопроходной сварке.
а — X- и К-образные разделки без притупления (О); б — V-образная разделка без притуп ления (я); в — обратная сторона X- и К-образных разделок (.); г — валик у одной кромки разделки (Д); д — валик у одной кромки разделки и у поверхности свариваемых элемен тов (□), при наличии притупления Кп определяется t-м проходом, принимая притупление
равным высоте наплавленного металла условными (t —1) проходами.
сти с центром в середине сечения данного прохода. В соответствии с указанным допущением, посредством графоаналитических расче-
тов были получены приближенные графики зависимости Кш = % оя- ^ ^ак
_L' для основных проходов X- и V-образной разделки (рис. 18).
Чп
Погонная энергия нагрева слоя толщиной бгпри наплавке t'-ro прохода будет определяться по формуле
Яп. п К ш Яп •
Принятое допущение и методика определения погонной энергии' нагрева слоя косвенно подтверждаются результатами замеров, при веденных в табл. Зп.
Удельная погонная энергия |
Qn. п I |
представляет собой отно |
|
в?-1 |
|||
|
|
шение погонной энергии нагрева данного элемента к квадрату его толщины в районе горения дуги (толщины слоя 6 ^ ) и характе ризует степень прогрева свариваемых элементов.
* См. § 6 , формула (40).
2 С. А. Кузьминов |
33 |
При определении удельной погонной энергии и безразмерного критерия е3 [90] значение qn-п необходимо принимать:
при одно- и двухпроходной ручной сварке стыковых соедине
ний qa-a = qn; |
сварке под |
флюсом qn. п = |
(1 — Лф)?п; |
|
|
то |
же при |
qn п = |
|||
при многопроходной ручной сварке стыковых соединений |
|||||
то* же при |
сварке под флюсом qa,п = |
Kni (1 — K^)qn’, |
|
||
при ручной сварке тавровых или крестообразных соединений |
|||||
для |
неразрезного элемента (полотнища, |
пояска и т. п.) |
<7П. п = |
||
__ |
q . |
|
|
|
|
то же для разрезного элемента 2qu р = |
2Kpqn и ПРИ К- иУ-образ- |
||||
ной |
разделке |
разрезной |
связи 2qn р = 2KpKniq„', |
|
|
при сварке тавровых или крестообразных соединений под флюсом необходимо значения, определяемые в последних трех случаях,
умножать на (1 — Кф)- Значение толщины слоя б(._1 (высоты рабочего сечения шва)
необходимо принимать:
при сварке стыкового соединения без разделки кромок из листов
т о л щ и н о й бх и б2 8 ^ |
= 6l + V , |
а при |
многопроходной |
сварке |
стыковых соединений с |
разделкой |
кромок |
8 ^ необходимо |
прини |
мать равным суммарной высоте слоя шва, выполненного за преды
дущие проходы (см. рис. 16); при сварке таврового или крестообразного соединения для опре
деления степени прогрева неразрезного элемента б(._х принимается равным толщине этого элемента, а для определения степени прогрева разрезного элемента б;_х принимается так же, как при сварке стыко
вого соединения (см. рис. 16).
Для первого прохода стыковых соединений и разрезных элемен тов тавровых и крестообразных соединений принимается сквозной прогрев, так как имеющийся обычно зазор создает возможность свободного поперечного укорочения указанных элементов.
Для определения деформаций при сварке листов, обработанных тепловой резкой *, необходимо знать погонную энергию нагрева
кромок при тепловой резке.
Экспериментально (посредством калориметрирования) устано влено [12], [43], что погонная энергия нагрева кромок при соблю дении режимов газовой резки, рекомендуемых ОСТ5.9526 71,
•определяется по формуле
рез = 12506 калсм ’
* Тепловая резка включает в себя все виды кислородной резки с использова нием горючих газов (ацетилен, пропан—бутан, водород, пары бензина и керосина, светильный газ и пр.), а также все виды плазменной резки.
34
а при соблюдении режимов плазменной резки в среде азота, реко мендуемых ОСТ5.9526—71, по формуле
<?чп. рез = 4006 —см >,
где 6 — толщина листа, см.
Интенсивность охлаждения при сварке оказывает значительное влияние на величину остаточных пластических деформаций.
Интенсивность охлаждения характеризуется коэффициентом те плоотдачи с поверхности свариваемых элементов (а0).
Полная теплоотдача с поверхности складывается из конвектив ной и лучистой теплоотдачи.
Коэффициент полной теплоотдачи равен сумме коэффициентов конвективного (ак) и лучистого (а,) теплообмена.
Коэффициент конвективной теплоотдачи (ак) зависит [90] от формы, размеров, пространственного положения и состояния поверх ности тела, свойств окружающей среды, разности температур точек нагретого тела и окружающей среды.
Коэффициент лучистого теплообмена аг зависит от состояния (цвета) поверхности тела и разности температур тела и окружаю щей среды.
С увеличением температуры полный коэффициент теплоотдачи (а0) возрастает по параболическому закону *. Значения ак, аг и а 0 определяются экспериментальным путем.
Для расчета температурных полей и сварочных деформаций не обходимо знать среднее значение коэффициента полной теплоот дачи (ао) в интервале температур (20° С — Т 0).
На основании экспериментальных исследований установлено, что при расчетах сварочных деформаций средний коэффициент
теплоотдачи необходимо принимать: |
|
|
кал/см2-с-град |
||||
при |
естественном |
охлаждении а о = 8-10-4 |
|||||
(33 Дж/м2-с-град); |
|
|
|
|
|
||
при охлаждении струей сжатого воздуха |
|
|
|||||
|
а 0 ~ 30-10-4 |
кал/см2-с-град (125 Дж/м2*с-град); |
|||||
при |
пленочном охлаждении водой |
|
|
|
|||
|
а 0 ^ |
300-10"4 |
кал/см2-с-град (1250 |
Дж/м2-с-град). |
|||
* Приближенно |
а 0 = |
АТ2 |
кал/см2 сград. |
При |
естественной теплоотдаче |
||
вертикально расположенных листов А = 4 - 1 0 ~ 9 |
кал/см2 с |
град3. |
|||||
Глава II
ПРОДОЛЬНЫЕ СВАРОЧНЫЕ ДЕФОРМАЦИИ
§ 5
Продольные температурные деформации
Величина остаточных продольных пластических деформаций укорочения сварного соединения определяется исходя из развития во времени пластических температурных деформаций в сечениях конструкции, перпендикулярных шву.
Для этого необходимо рассматривать равновесие внутренних сил, распределенных по сечению в различные моменты времени после прохождения источником тепла данного сечения, с учетом пласти ческих деформаций, происходящих до данного момента времени [61 ].
Рассмотрим температурные деформации в поперечном сечении тавровой балки от приварки пояска к стенке (рис. 19).
Пусть в данный момент времени t в каком-либо поперечном се чении балки х за сварочной дугой (рис. 19, б) имеется температур ное поле Т, созданное подвижным тепловым источником [90], и соответствующее ему поле относительных температурных деформа ций ет.
Температурные деформации в направлении х вызывают действи тельные, упругие и пластические деформации, связанные между собой формулой (4).
Определим действительные деформации точек сечения х в данный момент времени с учетом пластических деформаций, происшедших до данного момента времени.
При отсутствии внешней нагрузки это сечение балки получит такую деформацию, при которой должно быть равновесие внутрен
них сил и их моментов относительно |
осей оу и oz, т. |
е. |
\ ox d.F = |
0; |
|
F |
|
|
\ a xzdF = 0; |
(18) |
|
F |
|
|
j axy dF = 0, |
|
|
F |
|
|
где aK— нормальные напряжения в точках сечения, |
кгс/см2; |
|
F — площадь поперечного сечения балки, см2. |
|
|
36
а ) |
|
|
|
а - а |
z |
|
а |
t г |
|
|
|
|||
|
|
|
|
|
|
о |
x = v t* |
X |
----*~У |
|
\ |
|||
|
|
|
а |
|
|
|
|
|
Рис. 19. Деформация сечения |
тавровой балки при приварке пояска |
к стенке: а — тавровая балка; |
б — температурные деформации в се |
чении а—а; в — остаточные деформации в сечении балки.
/— положение сечения балки до сварки; 2 — положение сечения а—а при сварке в момент времени t\ 3—положение сечения балки после остывания.
37
Заменим напряжения ох соответствующими им упругими дефор
мациями |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
<Ух = |
еуп (У, |
г)Е (у, |
z) = [бд (у, |
г) — г (у, z)\ Е (у, г), |
(19) |
|||||||||
где |
Е (у, |
г) — модуль |
нормальной |
упругости, |
при |
температуре |
|||||||||
|
8д (У, z) |
Т (у, z), |
кгс/см2; |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||
|
— действительные деформации; |
|
|
|
|
|
|||||||||
|
s' (у, |
г) |
= аТ (у, z) — епл (у , |
г) — температурные |
деформа |
||||||||||
|
|
|
ции за вычетом пластических деформаций, проис |
||||||||||||
|
|
|
шедших |
до |
данного |
момента |
времени; |
|
|
||||||
|
8пл (У> z) — пластические деформации. |
|
|
|
|
|
|||||||||
|
Уравнения (18) примут вид: |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||
|
|
|
J [ед (у, г) — е |
(у, |
г)] Е (у, |
z)dF |
= |
0; |
|
|
|
||||
|
|
|
F |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
j [вд |
(у, z) — & (у, |
г)] Е (у, |
z)zdF = |
0; |
|
|
(20) |
|||||
|
|
|
J [вд (у, г) — г |
(у, 2)] Е |
(г/, z)ydF = |
0. |
|
|
|
||||||
|
Принимая |
для |
балки |
гипотезу |
плоских сечений *, |
будем иметь |
|||||||||
|
|
|
|
ед (У> 2) = со |
+ |
Сгу + |
Cyz, |
|
|
|
(21) |
||||
где |
£д — относительная деформация волокна, |
совпадающего |
с на |
||||||||||||
|
чалом координат; |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||
|
Сг’ — кривизна |
оси балки в плоскости хоу, |
1/см; |
|
|
|
|||||||||
|
Су — кривизна |
оси балки в |
плоскости xoz, |
1/см. |
|
получим |
|||||||||
|
Подставив |
(21) |
в (20) |
и |
приняв |
Е (у, z) |
= const **, |
||||||||
|
j so |
dF +j Czy dF + |
J CyZdF—j e”(y, z) dF= 0; |
|
|||||||||||
|
F |
|
|
F |
|
F |
|
|
|
F |
|
|
|
|
|
|
J Soу dF+ | |
Czy dF + |
JC y Z y |
dF — J s' |
( y , |
z)ydF |
= |
|
0 ;(22) |
||||||
|
F |
|
F |
|
|
F |
|
|
|
F |
|
|
|
|
|
|
J e'oz dF ~h J |
Czyz dF + JCyz2dF |
— j e |
(y, z)zdF |
= 0. |
|
|||||||||
|
F |
|
F |
|
|
F |
|
|
|
F |
|
|
|
|
|
Уравнения (22) значительно упрощаются, если начало координат считать в центре тяжести сечения, а за оси координат принять глав
ные оси инерции. |
|
|
|
В этом случае |
|
|
|
ydF = 0; |
\ z d F = 0; |
j yzdF = 0. |
(23) |
F |
F |
F |
|
*Это допущение справедливо, если длина балки больше ее высоты в 4 раза [80 ].
**В действительности Е (у, г) ф const, поэтому в графоаналитических расче
тах при определении |
и' необходимо принимать е. |
Е(у,г) (см. рис. 1 |
|
уп |
|
и 19). |
|
|
38
Введем обозначения: |
|
|
|
|
|
|
|
F = |
| dF] |
v' = |
j |
s' (у, z) dF; |
|
||
|
|
|
|
|
F |
|
|
Mz = |
vy'c = |
J e' (y, z) у dF\ |
(24) |
||||
|
|
|
|
F |
|
|
|
M y |
= |
V z'c |
= |
| |
s |
(y, z) z dF] |
|
|
|
|
|
F |
|
|
|
Jz = Jу 2 dK; |
|
Jy = J z2 dF. |
|
||||
|
F |
|
|
|
|
F |
|
Из уравнений (22) |
с учетом (23) |
и (24) получим: |
|
||||
V'
ео |
р > |
Ус — |
! |
2с |
|
|
|
II N J |
К |
|
|
|
I |
|
|
|
|
|
N |
~
V' ’
vy'c
J z |
' |
о |
II |
где |
ео — относительная |
деформация |
центра тяжести попереч |
|||||
|
ного сечения |
балки |
в |
момент времени t; |
|
|||
|
Су — кривизна сечения в плоскости xoz в момент времени t, |
|||||||
|
1/см; |
|
|
плоскости хоу в |
|
|
||
|
Сг — кривизна |
сечения в |
момент |
вре |
||||
|
мени t, 1/см; |
|
|
|
|
|
|
|
|
и' — сумма тепловых деформаций по всему сечению за |
|||||||
|
вычетом суммы пластических деформаций по этому |
|||||||
|
сечению, |
происшедших |
до |
данного |
момента |
вре |
||
|
мени, см2; |
|
|
|
|
|
|
|
|
Му — момент |
v' относительно |
оси |
оу, см3; |
|
|||
|
Mz — то же |
относительно |
оси |
oz, |
см3; |
сечения |
||
|
Jy — собственный |
момент |
инерции |
поперечного |
||||
|
относительно оси оу, см4; |
|
см4; |
|
||||
у с’ |
Jz — то же относительно оси oz, |
|
||||||
и z'c— координаты центра тяжести |
величины* о', см. |
сечения |
||||||
Как |
видно из формул |
(25), |
параметры деформаций |
|||||
балки (ео, Су и Сг) определяются в зависимости от конструктивных элементов сечения (F, Jy и Jz) и суммы относительных тепловых деформаций (за вычетом суммы пластических деформаций) по всему сечению (o').
Величина v', в свою очередь, зависит от момента времени / и от параметров деформации сечения. Поэтому равновесное состояние сечения можно определить только методом последовательных при ближений *.
* Этот метод разработан в 1948 г. Н. О. Окербломом [61 ].
39
Определяя последовательно, S различные моменты времени, параметры деформации данного сечения балки, в зависимости от распределения температурных деформаций по сечению и с учетом пластических деформаций, накопившихся до данного момента вре мени, можно определить, в конечном счете, остаточные пластические деформации сечения, принимая последний момент времени t = оо, когда температурные деформации становятся равными нулю.
В этом случае величина v равна сумме остаточных пластических деформаций по всему сечению, т. е.
v = v' = _ j епл ( у , г ) d F . |
(26) |
F
А координаты центра тяжести величины v будут равны;
jУ£пл (У* 2) dF
,,F
*)
бпл (У, г) dF
|
Jгепл (у, |
г) dF |
|
2 |
F |
|
|
==: ----------------- |
(27) |
||
|
j е„л (у, |
г) dF |
|
|
|
||
После определения остаточных пластических деформаций в ка ждом сечении можно найти параметры деформаций всей конструк ции, используя методы сопротивления материалов или теории упру гости.
Так, в случае длинных балок параметры деформации каждого сечения после остывания балки будут равны (см. рис. 19):
е0 = |
v |
|
|
|
г — v^ |
|
(28) |
||
т |
|
|
|
— у - . |
|
||||
|
|
|
|
|
|
J г |
|
|
|
Параметры деформаций балки длиною L в случае непрерывного |
|||||||||
шва по всей длине балки будут: |
|
|
|
|
|
||||
|
|
Д£ = |
e0L |
|
= ~г; |
|
|
(29) |
|
|
|
|
-CyL = |
vLzc |
Vzc |
|
|
(30) |
|
|
|
Фи = |
|
Jy |
Jy ’ |
|
|
|
|
|
ф2 = c2l = - |
vLyc |
v y c |
‘ > |
|
(31) |
|||
|
h |
~ Jz |
|
||||||
|
|
(fyL |
|
CyL3 |
vL 2zq |
VLzc . |
(32) |
||
' |
|
8 |
— |
8 |
&Jy |
8Jy |
’ |
||
|
|
||||||||
|
|
ФzL |
|
C2Z.2 |
vL2yc |
VLyc |
|
(33) |
|
' |
|
8 |
— |
8 |
8Jz |
8JZ |
‘ |
||
|
|
||||||||
40