книги / Несущая способность сварных соединений

Ш0Х11М2Т (сварной шов выполняли сварочной проволокой того же класса) и сплав АМгб. В результате сварки в сжатом состо­ янии брусьев получали образцы с радиусом непровара в корке шва р=0,018 ... 0,022 мм (для АМгб) и р=0,02 ... 0,025 мм (для •стали HI0X11M2T). Достоверные значения характеристики мате­ риалов бс получают экспериментально при р^рэ. Если непровар составляет р > р э, то образцы нельзя использовать для определе­

ния бс.

Образцы испытывали на внецентренное растяжение с записью диаграмм нагрузка—смещение Р— V в условиях нормальных и криогенных температур. Величину бс определяли по методикам [52, 116, 152]. Для исследуемой стали при 293 К бс составляет 0,19... 0,21 мм, при 77 К — 0,0125 мм; для (сплава АМгб — соответственно 0,022 и 0,0074 мм.

Определить величину рэ можно на основе данных о ресурсе •пластичности Ар материала в зоне предразрушения. Последний

находят из диаграмм пластичности материалов					АР(Я) [86\		по
известному показателю жесткости				напряженного	состояния		Я—
= ~	(<То —	гидростатическое давление (шаровая часть тензора
*i		Tt — интенсивность		касательных	напряжений).
напряжений),
Для определения показателя жесткости напряженного						состояния
в окрестности		вершины концентратора в образцах типа ЦКТИ
использовали		метод	линий скольжения. Аналогично			[98], поле
линий	скольжения		в образце состоит из двух дуг окружности

'(см. рис. 4.15). Угол, образованный дугами в точке пересечения у вершины концентратора, равен 72°. Показатель жесткости напря­ женного состояния в окрестности вершины (в точке 0) П = 3,08 |98]. При таком показателе П ресурс пластичности материалов Лр— 0,47 (сталь Н10Х11М2Т) и Лр=0,12 (сплав АМгб). Полагая, что в вершине рассматриваемого концентратора реализуются условия плоской деформации (vo= 0 ), с учетом (4.28) получены приблизительно одинаковые значения эффективной остроты кон­ центратора рэ= р 0= 0,023 мм для обоих исследуемых материалов. Аналогичные результаты расчетов р9 получены в [117, 140] для низкоуглеродистой стали (р9=ро=0,023 мм) и закаленных ста­ лей 40Х и 45ХН2МФА (ро=0,025 мм). Полученные значения ро>Ро в вершине непровара для образцов [26] характеризуют критическое раскрытие трещины бс-

Для хрупких или квазихрупких разрушений (см. п. 2.2.2) при определении б0(р) необходимо знать величину бс, получаемую при испытании в условиях заданной температуры. При этом зна­ чение рэ, определенное экспериментально при нормальной темпе­ ратуре, используют для поправки на величину радиуса в верши­ не дефекта.

Сравним полученные данные для определения критического раскрытия трещиноподобного концентратора конечного радиуса (4.29) с известными подходами других авторов. В [75] предло-

Rue = °т ,+,"[1 +h(=Jfe)’]l-

,4>2>

Однако точные данные о величине р0 в литературе отсутству­ ют. В связи с этим нами [180] на основе данного выражения установлена связь между величиной RMC и зависимостью ресурса пластичности материала от жесткости' напряженного состояния (диаграммой пластичности), отражающей связь предельной сте-

Т а б л и ц а 4.13

Сопротивление микроскопу R HC сталей некоторых марок

	М атериал		О’р ,	п ЭКСП	о	Р“ ч	Относит.	И сточник
			М П а	* НС,	н	м с,	погреш ­
				М Па	М Па		ность, %
В Ст.	3	кп (состояние	290	1020...1080	1140		9,6	Данные
поставки								авторов.
17ГС	(состояние постав­		360'	1390	1440		3,0
ки)
17Г1С-У (состояние по­
ставки)		(состояние по­	380	1390...1520	1440		2,9
14Г2АФУ			405	1550	1515		1,6
ставки)		(состояние по­
14Г2САФ
ставки)			370	1300... 1350	1445		7,0
09Г2С	(состояние постав­
ки)	(термообработка)		394	1500	1560		4,0
17Г1С			360	1140...1180	1346		14,0
17Г1С	(отжиг,, охлажде­		360	1350...1400	1415		1,0
17Г1С			270	940...980	1080		10,2
ние с печью								»>
ЗОХГСА			680	1050	1100		4,25	[87]
М16С			200	870		920	5,7	[87]

пени интенсивности деформаций сдвига ЛР/ накопленной к момен­ ту разрушения, с жесткостью напряженного состояния в зоне предразрушения.

Предположим, что в момент разрушения металла пластическая деформация ei=emax сосредоточена в устье концентратора ра­ диусом ро. Тогда его критическое раскрытие находим из выраже­ ния [107]

		6c= 2poEmai	(4.33)
С учетом	(4.23)
		Клс=Ует ахросгт£.	(4.34)
Используя	(4.25),	(4.26) и (4.34), выражение для	определе­
ния сопротивления микросколу преобразуем к виду
	У?«=»т{	1 + l n f l + 0 . 1 3 8 ( 5 ^ ) 1 } .	(4.35)

MS

нем усталостной трещины, устанавливали периоды зарождения и распространения трещины (ti и тг). Полученные данные при за­ данном постоянном нагружении для образцов каждой партии и соответствующей термообработки показали, что режим термооб­ работки существенно влияет на кинетику роста усталостной трещины.

Так, для образцов после низкого отпуска характерен больший период зарождения трещины (ti=44 мин) и меьший период ее

распространения (тг=12 мин). Для образцов			после среднего			от­
пуска наблюдается общее		повышение периодов		зарождения		и
распространения	трещины	соответственно	(ti= 46		мин., тг=;
= 52 мин). И, наконец, для		образцов после высокого отпуска ус­
тановлено уменьшение ti и тг, т. е. Т|=32 мин,			Тг=47 мин.
Учитывая тот факт, что при среднем отпуске 723 К определе­
на максимальная	усталостная прочность стали			(тСуи=98 мин),
то этот режим был использован при термообработке					натурных
цилиндрических пружин.

Несмотря на значительные материальные затраты при созда­ нии мощной испытательной техники, стендов, устройств, проведе­ нию усталостных испытаний на натурных деталях уделяется боль­ шое внимание, поскольку последние более достоверно отражают поведение материала с учетом реальных условийэксплуатации. В нашем случае объектом натурных испытаний были цилиндриче­ ские пружины, навитые в горячем состоянии механическим путем

из стали 60С2А	круг 12—4 ГОСТ 14959—79 (0 80	мм, L =
= 377 мм) и круг	16—4 ГОСТ 7417—75 (0 120 мм, L =	372 мм).

Испытаниям подвергали гладкие и надрезанные двух типоразме­ ров цилиндрические пружины после закалки и отпуска соответ­ ственно 473 и 723 К. В надрезанных пружинах форма надре­ за ^/-образная. Его наносили отрезным кругом на третьем витке

снизу под углом а=45° к оси витка шириной	4 мм и глубиной
3 мм с радиусом закругления дна р ^ 2 мм.	*\

Опыты на усталостную прочность пружин проводили на много­ местной установке, разработанной на базе двигателя внутреннего сгорания грузового автомобиля ЗИЛ-131 с У-образным расцололожением восьми цилиндров с поршнями в блоке, закрепленном на резиновых подушках к раме сварной конструкции *.

Вращение коленчатого вала двигателя осуществляется от электромотора через муфту сцепления. Рабочие стаканы для помещения в них испытываемых пружин крепятся механически сверху блока в местах отверстий, где перемещаются в возвратно­ поступательном направлении рабочие поршни. Внутри стаканов находятся нижние направляющие вставки, которые по скользя­ щей посадке входят в отверстия блока до соприкосновения с тор­ цевыми поверхностями поршней. Сверху стаканов прикреплены

* Предложенная конструкция установки работает во Львовском политех­ ническом институте (кафедра технологии машиностроения).

крышки с	верхними	направляющими вставками, перемещение
которых осуществляется от прижимных винтов.
Испытание пружин осуществляли таким образом. Установлен­
ные в цилиндрические стаканы две				гладкие	и	две надрезанные
пружины после двух		режимов	термообработки			(отпуска 473 и
723 К) перед циклическим деформированием					подвергали			предва­
рительному	сжатию	(QCjK=5203	Н,	виток 0	16	мм)	и	(Q « K=
= 4403 Н,	виток 0 12 мм) верхними			вставками		от	прижимных

винтов, рассчитанному согласно тарировочных диаграмм сжатия для хода поршня (/= 100 мм) от верхней до нижней точки цик­ ла. Пуском электромотора в процессе эксперимента фиксировали количество циклов сжатия или время циклического деформиро­ вания до полной поломки каждой пружины с соответствующей термообработкой.

Результаты испытаний, полученные при частоте деформиро­ вания w — 5С_| на упомянутой установке, показали различную долговечность до поломки как гладких, так и надрезанных пру­ жин для двух режимов термообработки. Она минимальна (тсУм =

=	154 и 125 мин) для надрезанных витков 0 16 мм после отпус­
ка	473 К и максимальна (тСУм=225	и	198 мин)	для надрезан­
ных витков 0 12 мм после отпуска		723 К. Для		гладких витков
соответственно тсум= 273 и 205 мин и тсУм=286 и 248 мин.
	Подтверждением сказанному служит		также	визуальный ос­

мотр изломов витка пружины. Для отпуска 473 К он светло-се­ рого цвета, характерного для хрупкого разрушения, а для отпус­ ка 723 К излом темно-серого цвета, присущий для квазихрупкого разрушения.

Таким образом, различная сопротивляемость разрушению пружинной стали 60С2А наблюдается особенно в присутствии острых концентраторов^ трещин, что связано с формированием мелкозернистой игольчатой мартенситной структуры (закалка и отпуск 473 К ),

Закалка и отпуск 723 К формирует стохастическую структуру, способную до 5 0 . . . 60% повысить сопротивляемость разрушению и при этом практически не снизить упругих свойств данной ста­ ли.

Усталостные испытания натурных цилиндрических пружин на ©тнулевое циклическое сжатие подтвердили результаты испыта­ ний лабораторных образцов. Следовательно, эту теромообработку можно рекомендовать при производстве пружин для работы в более тяжелых условиях их эксплуатации.

На основе проведенных исследований и обнаруженных закономер­

ностей установлено, что влияние	механической неоднородности
на напряженно-деформированное	состояние и несущую способ­

ность сварных соединений весьма существенно. Без учета указан­ ного фактора невозможно правильно оценить работоспособность сварных соединений и конструкций, выбрать их оптимальные гео­ метрические параметры, разработать технологию получения со­ единений, определить допустимый уровень дефектности сварных швов.

Метод оценки вязкой прочности механически неоднородных сварных соединений открывает широкие возможности для их ра­ ционального конструктивно-технологического проектирования. Он позволяет наряду с технологическими и экономическими сооб­ ражениями по назначению тех или иных типов разделки кромок, геометрических параметров стыков, величин зазоров под сварку, а также режимов сварки и термообработки учитывать уровень предельной несущей1способности сварных соединений. Последнее делает подход к назначению основных конструктивно-технологи­ ческих параметров научно обоснованным. На его основе выбор различных технологических вариантов, например назначение раз­ делки кромок под сварку или пайку, необходимо производить с учетом того, что более высокие прочностные свойства при одина­ ковой степени механической неоднородности соединений и равных относительных зазорах между стыкуемыми кромками и углах их скоса имеют соединения из пластин с шевронной мягкой про­ слойкой и далее в порядке снижения прочности с прямоугольной, косой, X- и V- образными мягкими прослойками. Для соединений с большой поперечной жесткостью, например для толстостенных труб с кольцевым стыком, предпочтительны шевронная и наклон­ ная (косая) мягкие прослойки.

Важными для практики будут также приведенные оптималь­ ные геометрические размеры зазоров под сварку или пайку, ве­ личины скоса свариваемых кромок, при которых в случае меха­ нической неоднородности соединений можно достичь их равнопрочности с основным, более прочным металлом, рекомендации по выбору присадочного для сварки (или пайки) металла и др.

На основе установления влияния компактности поперечного сечения на несущую способность сварных соединений предложена методика определения механических свойств крупногабаритных сварных элементов конструкций по результатам испытаний выре­ заемых из них лабораторных образцов. Данная методика может служить основой для создания нормативов по проведению стати-

На стадии контроля качества:

— получать научно обоснованные данные для принятия реше­ ния о вырезке или исправлении обнаруженных дефектов сварки в статически нагруженных конструкциях либо о возможности оста­ вить дефект определенных (допустимых) размеров без исправ­ ления;

—оценивать степень опасности дефектов при диагностике сварных конструкций по характеру возможного разрушения и уровню средних предельных напряжений;

—разрабатывать дифференцированные требования к уровню

истабильности механических характеристик основного металла и металла различных локальных зон неоднородных соединений для

получения интегральных свойств последних;

— для сварных стыковых, тавровых и нахлесточных соедине­ ний, выполненных с неполным проплавлением присоединяемых пластин, разрабатывать ряд мероприятий по снижению опасности непровара путем увеличения (до необходимых расчетных разме­ ров) радиуса в его вершине.

Отдельные разработки, предложенные авторами в настоящей монографии, внедрены на ряде предприятий транспортного ма­ шиностроения, судостроения, черной металлургии и в строитель­ стве и дают значительный экономический эффект.

Заказчики могут обращаться за консультациями или полу­ чением необходимой документации на разработки авторов по та­ ким адресам:

290046 Львов-13, ул. Мира, 12. Политехнический институт, ка­ федра технологии машиностроения.

454080 Челябинск, просп. Ленина, 76.

Технический университет, кафедра сварки и сварочного произ­ водства.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1.Акулов Г. П., Пашкевич М. Ф. К исследованию зарождения и развития зон деформаций у вершины надреза методом голографической интерфероме­ трии//Пробл. прочности. 1978. № 5. С. 74—77.

2.Аммосов А. П., Попов В. В., Ларионов В. П. О разрушении сварного

соединения/ / Физ.-хим. механика материалов.		1982. № 4. С. 116—118.
3.	Андрейкив А. Е. Разрушение квазихрупких тел с трещинами при слож­
ном напряженном состоянии. К-» 1979.
4.	Андрейкив А. Е. Пространственные задачи теории трещин. K.i 1982.
5.	Антонов А. А. Разработка методики и оборудования голографического
контроля остаточных напряжений в сварных		соединениях/ / Сварочное пр-во.
1983. № 12. С. 26—28.

6.Астафьев А. С. Навьев В. С. Сварка термически упрочненной стали // Сварочное пр-во. 1965. № 3. С. 1—4.

7.Бакши О. А. О напряженном состоянии мягких прослоек в сварных со­

единениях при растяжении (сжатии) //Тр. Челябинск, политезн. ии-та, 1965, Вып. 33. Вопр. сварочн. пр-ва. С. 5—26.

8.Бакши О. А. Деформационная способность (пластичность) сварных со­ единений и пути ее регулирования//Тр. Челябинск. политехи, ин-та. 1968. Вып. 63. Вопр. сварочн. пр-ва. С. 3—19.

9.Бакши О. А., Зайцев Я. Л., Гооге С. Ю. Сопротивляемость хрупким раз­

рушениям сварных нахлесточных соединений с лобовыми швами/ / Автомат, сварка. 1984. № 8. С. 19—23.

10. Бакши О. А., Зайцев Н. Л ., Гооге С, Ю. Оценка прочности тавровых соединений с угловыми швами, находящимися к хрупком состоянии, по крите­

риям механики	разрушения//Сварочн. пр-во. 1981. №	7. С. 13— 16.
И. Бакши О. А ., Зайцев Н. Л., Маковецкий В. А. Несущая способность
лобовых швов	нахлесточных • соединений // Автомат,	сварка. 1972. № 6.

С.34—37.

12.Бакши О. А., Зайцев Н. Л., Матвеев М. И. Исследование напряжен­ но-деформированного состояния и прочности тавровых соединений с лобовыми швами // Тр. Челябинск, политехи, ин-та. 1978. Вып. 203. Вопр. сварочн. пр-ва.

С.63—70.

13.Бакши О. А., Зайцев Н. Л., Шрон Л. Б. Влияние геометрии угловых швов на коэффициенты концентрации и градиенты напряжений в тавровых со­ единениях/ / Сварочн. пр-во. 1982. № 8. С. 3—5

14. Бакши О. А., Зайцев Я. Л., Шрон Р. 3. Повышение несущей способ­

ности	нахлесточных и тавровых соединений с лобовыми	швами // Сварочн.
пр-во.	1977. № 9- С. 3—5.

15. Бакши О. A.j Зайцев Я. Л., Шрон Р. 3. Прочность нахлесточных со­ единений с лобовыми швами//Тр. Челябинск, политехи, ин-та. 1975. Вып. 168. Вопр сварочн. пр-ва. С. 62—69.

16. Бакши О. А., Купершляк-Юзефович Г. М. О работе сварных стыковых соединений при импульсном нагружении/ / Сварочн. пр-во. 1965. № 1. С. 2—4.

17. Бакши О. А., Моношков А. Я. Анисимов Ю. И. К вопросу о работо­ способности сварных соединений при низкой температуре и ударном нагруже­ нии//Тр. Челябинск, политехи, ин-та. 1968. Вып. 63. Вопр. сварочн. пр-ва.

С.57—62.

18.Бакши О. А., Шахматов М. В., Ерофеев В. В. Напряженно-деформи­

рованное состояние сварных соединений с дефектом в центре мягкого ш ва// Автомат, сварка. 1982. № 3. С. 9—11.

19. Бакши О. А., Шрон Р. 3. О расчетной оценке прочности сварных со­ единений с мягкой прослойкой/ / Сварочн. пр-во. 1971. № 3. С. 3—5.