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

Если для конструкций, имеющих бесконечную жесткость, ес и Рш зависели только от теплофизических свойств материала, режима сварки и интенсивности охлаждения [ес = es, a FaK определялось по формуле (68)], то для конструкций конечной жесткости на вели­ чины ес и FaK будут дополнительно оказывать влияние параметры жесткости конструкций. Определим это влияние.

Подставив значение у, вычисляемое по формуле (70), в формулы

Решение уравнения (72) относительно параметров остаточной деформации дает

„ __ s sF aK _ ( , F aK F акУс F aKzc \ __

где D — параметр, характеризующий податливость конструкции’на внецентренное сжатие, 1/см2;

51

KD — коэффициент, учитывающий уменьшение рабочей площади

Следовательно, коэффициент Kd одновременно определяет влия­ ние податливости конструкции на величину остаточных пластических деформаций в зоне сварного соединения (ес).

Для определения влияния податливости конструкции на площадь пластических деформаций выразим FaK через максимальные темпе­ ратурные деформации, использовав формулу (66):

Сравнив (79) и (68) видим, что коэффициентом Kv учитывается влияние податливости конструкции на площадь пластических дефор­ маций (FaK) и ширину зоны пластических деформаций (г/ак) в случае сварки тонколистовых конструкций.

Коэффициент Кх6, как и в случае сварки жестких конструкций, определяется плавной интерполяцией между двумя крайними зна­ чениями:

Кх6 = 0,76 — для полубесконечного тела (ф ^ 1,0) и Кх6 = Кх — для тонкого листа (ф 5 >8,3).

При этом безразмерный критерий формы зоны пластических де­ формаций в общем виде (для конструкций конечной жесткости) опре­ деляется по формуле

_су qn

(80)

су 6 ^ 6

Значение коэффициента Кх, как и в случае сварки жестких кон­

Однако определять Кх по формуле (53) или рис. 21, а, неудобно, так как у 0 в свою очередь зависит от К%. Для удобства расчетов на

52

рис. 21, 6 приведена кривая зависимости Кх от к V / х -

Кривая построена пересчетом кривой рис. 21, а с учетом значения у 0.

личных значений Кх■ Кривые построены плавной интерполяцией между крайними значения /Схе с учетом формулы (80).

Zc/S

влияние податливости конструкции на погонный объем продольного укорочения сварного соединения.

Положение центра тяжести погонного объема v в общем случае определяется по рис. 23 в зависимости от критерия ф.

График построен плавной интерполяцией между крайними зна­

KD и Kv. „

Из формулы (78) видно, что Kv обусловлен температурной дефор­ мацией еак, которая в свою очередь зависит от суммы действитель­ ных (8дС) и упругих (es) деформаций при нагреве, т. е. еак = f (e„c +

53

+ es), где ЁдС— действительная Деформация при нагреве Точки сечения, совпадающей с центром тяжести величины v.

Очевидно, что чем больше действительные деформации при на­ греве (8дс), тем меньше зона пластических деформаций (FaK) и, сле­ довательно, тем больше еак (77).

При нагреве согласно (21)

На основании изложенного можно сделать заключение, что коэффициенты Ка, Kd и Kv зависят только от безразмерного крите­ рия процесса пластических деформаций при сварке конструкций конечной жесткости.

На рис. 24 приведены кривые зависимости коэффициентов Ка, KD и Kv от й.

54

Кривые построены на основании серии графоаналитических рас­ четов методом последовательных приближений.

Результаты этих расчетов приведены в табл. 1п.

Из рис. 24 видно, что коэффициент Ка меньше единицы для кон­ струкций относительно малой жесткости, которые в судостроении встречаются очень редко.

Для таких конструкций объем продольного укорочения опреде­ ляется методом последовательного приближения: определяем ф при Kv — 1; по рис. 22 находим Кх&\ далее, определив Q по фор­ муле (84), находим Ку по рис. 24.

Рис. 24. График для определения коэффициентов Kq>Kd и Kv,r учитываю­

щих влияние жесткости свариваемых элементов на продольное укорочение сварного соединения.

О — Kq ! X — Kd > • — /С-vJ A — экспериментальные точки K q .

В той же последовательности определяем параметры во втором

сварки при естественном охлаждении, т. е. для большинства судовых корпусных конструкций Ко — = Ка = \, а КХ(, = 0,85ч-0,90. В этом случае погонный объем продольного укорочения можно найти по приближенной формуле

55

деформации удлинения запрещены внешней заделкой (закрепле­ нием), а при остывании закрепление против температурных укоро­ чений отсутствует.

Тогда при жестком закреплении погонный объем продольного

v — погонный объем, определяемый по формуле (81), см2;

Kq зависит только от Q, то из формулы (90) видно, что К3 является

На этом рисунке даны кривые, ограничивающие значение К3 для конструкций из материала, имеющего малый запас температурных деформаций (аТ0) по сравнению с относительными деформациями, соответствующими пределу текучести (es).

Из графика видно, что закрепление, запрещающее удлинение при сварке, может существенно увеличить объем продольного уко­ рочения, особенно для нежестких конструкций.

Для конструкций из материалов, склонных к релаксации напря­ жений во времени (алюминиевых и титановых сплавов), объем про­ дольного укорочения сварных соединений будет непрерывно умень­ шаться пропорционально снижению продольных напряжений растя­ жения в сварных соединениях. Если для данного материала после выдержки в течение времени t напряжения растяжения, равные

где v — погонный объем продольного укорочения, определяемый по формуле (81);

vt — погонный объем продольного укорочения в момент времени t

• после сварки;

Kt — коэффициент, характеризующий сопротивление материала релаксации напряжений, устанавливаемый эксперимен­ тально.

Для алюминиевых и титановых сплавов коэффициент Kt с увели­ чением времени t уменьшается и изменяется в пределах 0,8—0,6 [54 ].

56

Итак, в общем случае, Для определения остаточных продольны х пластических деформаций укорочения сварного соединения (v) необходимо знать теплофизические свойства свариваемого мате­ риала (а, су, К, ss, Kt), размеры шва (/ш, FHапл), режим сварки и интенсивность охлаждения (qn, а 0), параметры жесткости попереч­ ного сечения конструкции (б, F, Jy и Jz) и положение сварного со­ единения (точнее — положение центра тяжести объема v) относи­ тельно центральных осей сечения конструкции (г/с и zc).

57

Расчет. Приняв Кгб = 0.85, получим:

Приняв К%6 = 0,85, получим: й = 1,45; по рис. 24 /Cv = 0,62;

V t = 2 ,6 ; по рис. 21, б К% = 0,82;

су v о ts

На рис. 28 приведены расчетные и экспериментальные кривые прогибов балок.

Рассмотрим некоторые частные случаи определения продольных деформаций.

* Эксперименты проводились в ЛКИ под руководством В. Д. Мацкевича. На­ плавка производилась после термообработки.

58

\N \\N

Б9

<У>

о

Тореи дапки

Рис. 28. Расчетные и экспериментальные кривые прогибов балок.