Одним из основных требований, предъявляемых к сварочным ма­териалам при изготовлении корпусов сосудов высокого давления, было обеспечение равнопрочности металла швов и основного металла. С увеличением прочности сталей, используемых в качестве основного металла, удовлетворить этому требованию становится все труднее. В связи с этим целесообразно делать кольцевые швы сосудов менее прочными, чем основной металл. Относительно малая ширина коль­цевых швов и благоприятная схема напряженного состояния в ци­линдрической оболочке показывает, что снижение прочности металла швов по отношению к основному металлу не влияет на прочность конструкции в целом.

Несмотря на это, более низкие прочностные свойства швов и на­личие в них после сварки высоких остаточных напряжений, часто достигающих значений предела текучести [1], приводят к тому, что в кольцевых швах при нагружении сосуда внутренним давлением воз­никают напряжения, существенно отличающиеся от напряжений в основном металле, что может сказаться в определенных условиях на общей несущей способности сосуда.

Рассмотрим, при каких условиях и соотношениях механических свойств металла швов и основного металла можно избежать прежде­временного разрушения конструкции по кольцевым сварным шваМз
если предел прочности основного металла выше предела прочности металла кольцевого шва.

Предлагаемый расчет базируется на таких основных моментах.

1. Из условия совместности деформаций металла шва и основного металла в кольцевом направлении, с учетом относительно малой ши­рины шва, получаем, что кольцевые деформации в шве и основном металле в предельном состоянии (состояние разрушения) равны меж­ду собой.

2. Выражаем предельные относительные кольцевые деформации ме­талла шва и основного металла (е<ш и ею) через относительные де­формации этих же металлов, соответствующие их пределам прочности Євш И Єво*

3. Сравниваем предельные кольцевые деформации металла шва и ос­новного металла, разрешаем полученное соотношение относительно еаш получаем значение гвт в функции от ево-

Допустим, что зависимость между пределом прочности металла кольцевого шва и металла обечайки определяется равенством

^вт "

где (Тыщ <*ьо— временное сопротивление металла кольцевого шва и ме­талла обечайки; Т — коэффициент пропорциональности, принимае­мый от 0,5 до 1.

Расчет ведем в предположении, что контактное упрочнение свар­ного шва [2—4] отсутствует и его предельная кольцевая деформа­ция не превышает следующей величины:

8{т — 6(0 £<ш ~Ь etnii (1)

где Єй, е*ш, е^ш — относительные кольцевые деформации соответ­ственно от давления в основном металле, поперечной усадки и оста­точных сварочных напряжений в шве.

Закономерности протекания термомеханических процессов при сварке и экспериментальные данные позволяют утверждать, что от­носительная кольцевая деформация шва от поперечной усадки со­суда в зоне шва и остаточных напряжений в нем составляет величину порядка 3—5 % от относительной кольцевой деформации шва в пре­дельном состоянии [є(Ш], поэтому составляющими ej и efm в ра­счете можно пренебречь.

Таким образом, зависимость (1) значительно упрощается

= Ею. (2)

Определим относительную кольцевую деформацию корпуса сосуда Ы при давлении, соответствующем разрушению сосуда. В предель­ном случае условие пластичности (условие Мизеса) имеет следую­щий ВИД!

2

о to Or{ I уг— Ово-

Подставляя это условие в уравнение равновесия

dor0 , °г0 ~ °Ю п

= и

р

и используя граничное условие на внутренней стенке сосуда

[®]г0 = Рв

получаем [5]

СГгО = — Рв + ОвО In —-у=- , (3)

где стад, ого — кольцевое и радиальное напряжения в основном ме­талле при разрушающем давлении ра о8о — временное сопротивле­ние основного металла; г, р — внутренний и текущий радиусы сосу­да. Кольцевое напряжение аю определяется в этом случае по форму­ле

От = —Рв+ у=- (ово In - J - + <7во| ■ (4)

С достаточной степенью точности осевое напряжение о2о определя­ется соотношением

°го + °го

Ог:, — 2

После подстановки о^ а оГо

ozo = — рв + у~г Ово -7—h 0,5^. (5)

Заменяя в формулах (3) — (5) давление его выражением для энерге­тической теории прочности

2 . R

Рв — у-у - ^вО In - у - 1

получаем

от = yf ам (1п "Ж + 1 ^ ’

Ог0 = - у=- ОвО ІП 0*0 = - у=г ов0 (In + 0,5], (6)

где R — наружный радиус сосуда.

В предельном состоянии между напряжениями и относительными деформациями в стенке сосуда существует следующая зависимость [6]:

I

еЮ — - р [0(0 — йо (аг(1 “Ь °zo)]i (7)

где |Л0 — коэффициент поперечной деформации, в области пласти­ческих деформаций равный 0,5; Е0— условный модуль деформации

определяемый как отношение ——; ево — относительная деформа-

ев0

ция, соответствующая на графике о0 = / (е0) величине ово - Подставляя (6) в (7), получаем

Єю = у=- Єво. (8)

Общий вид исследуемых образцов, сваренных электродами типа Э42А-Ф (I) и АНП (2),

Допуская, что радиальные напряжения в кольцевом шве незначи­тельно отличаются в предельном состоянии от соответствующих напряжений в основном металле, имеем

Огш = ОвО—o' ,! ®zm = -77=" ®в0

+ 0,5

R у з ’ 2Ш уз

При соблюдении условия Мизеса и для шва в предельном состоянии должно иметь место следующее соотношение:

R

7==~ ^ВІТІ

/3- ~нш Уз Разрешая это уравнение относительно а*Ш1 получаем

<*(ш = у=г <ТвО (in.

С помощью соотношения, аналогичного (7), определяем относитель ную кольцевую деформацию шва в предельном состоянии

■ 0,25

(9)

■ф

2 ■ —■ ~у^г ^вга

Подставляя выражения (8), (9) в (2), получаем

(Ю)

Зг|)

4т|) — 1

Євш — 8вП '

Справедливость выполненного расчета была подтверждена ре­зультатами испытаний цилиндрических полых образцов (рисунок) из низко - и среднелегированной (но четыре образца в партии) сталей, с кольцевыми швами, сваренными в У-образную разделку электро­дами типа Э42А-Ф марки УОНИ 13/45 и электродами типа Э70-Ф марок АНП-1 и АНП-2. На рисунке швы, сваренные электродами УОНИ 13/45, обозначены цифрой 1, швы, сваренные электродами АНП — цифрой 2. Механические характеристики основного металла и металла швов приведены в таблице.

Пластические свойства металла швов подбирались таким образом,; чтобы для неравнонрочных швов 1 величина евм оказалась равной или выше определенной но зависимости (10), а для равнопрочных швов 2 — ниже или равной величине пластических свойств основ­ного металла. Все образцы были разрушены внутренним давлением. Три образца из низколегированной стали (расчетное разрушающее давление по основному металлу 108,5 МПа) разрушились вдоль оси

Сталь	Основной металл	УОНИ	1345		АНП		Шири­ на
°в0’ МПа	°т0> МПа	ев0	°вм> МПа	°тм> МПа	евм	°вр> МПа	0тр> МПа	Евр	шва, мм
Низколеги­ рованная	650	460	0,178	510	360	0,191	990	840	0,132	9,4
Среднелеги­ рованная	980	860	0,145	570	410	0,214	880	760	0,144	17,0

при давлениях 99,0—102,0 МПа. Местом начала разрушения для этих образцов явился равнопрочный шов 2. Причина разрушения — ис­черпание пластических свойств равнопрочного шва (евр = 0,132 против ев0 = 0,178). Высокие прочностные свойства его аво = = 990 МПа против (ств0 = 6,50 МПа) не играли в данном случае решающей роли. Показательным при испытании данных образцов было поведение неравнопрочного шва. Несмотря на низкую проч­ность (ствм = 510 МПа против ав0 = 650 МПа), он имел расчетные по формуле (10) пластические свойства и оказался лучше равнопроч­ного шва по несущим качествам.

Четвертый образец из низколегированной стали разрушился при давлении 96,5 МПа. Причиной разрушения явился расслой в основном металле. Иначе разрушились образцы из среднелегированной стали (расчетное разрушающее давление 150 МПа): два образца разруши­лись при давлении 155 МПа, один — при давлении 153 МПа, послед­ний образец разрушить не удалось из-за разгерметизации равнопроч­ного шва.

Разрушенные образцы выдержали расчетное разрушающее дав­ление и несмотря на то, что их разрушение произошло в зоне нерав­нопрочного шва, местом начала разрушения явился не шов, а приле­гающая к нему зона основного металла. Решающее значение при раз - v рушении этих образцов оказала большая ширина шва, что привело к повышенным деформациям прилегающих к неравнопрочному шву зон основного металла. Естественно, шов имел при этом деформации не меньше, чем основной металл, но разрушение в нем не наступило из-за его высоких пластических свойств.

Из анализа результатов исследования образцов следует, что с уменьшением ширины шва ниже некоторой величины (для данных образцов 17 мм) решающее значение на прочность кольцевых свар­ных соединений имеют пластические свойства шва.

Действительно, в образцах из низколегированной стали при ши­рине швов равной 9,4 мм равнопрочные швы, предел прочности мате­риала которых в 1,52 раза выше предела прочности основного ме­талла, а предельное значение относительной деформации невелико и равно 0,132, разрушаются при меньших давлениях, чем неравно­прочные швы, предел прочности которых равен 0,785 ав0, а макси­мальное значение относительной деформации — 0,191.

На образцы из среднелегированной стали (ширина швов 17 мм) влияние пластических свойств сказалось меньше, чем соотношение пределов прочности. Хотя образцы выдержали расчетное разрушаю­щее давление, слабым местом оказались в них зоны неравнопрочных швов. Следовательно, прочностные свойства и ширина ослабленной зоны неравнопрочных швов в данном случае были предельными. Дальнейшее снижение предела прочности ослабленных зон или уве­личение их ширины привело бы к снижению разрушающего давле­ния против расчетного.

Таким образом, из сказанного выше можно сделать следующие выводы.

1. Прочность цилиндрических сосудов высокого давления в зоне кольцевых швов зависит от соотношения пределов прочности и пла­стических свойств основного металла и металла шва, а также от шири­ны шва.

2. Снижение прочности металла шва до 50 % прочности основно­го металла не снижает прочности конструкции в целом, если ширина шва не больше определенной величины (для исследованных образ­цов 17 мм), а пластические свойства не ниже величины, определяе­мой соотношением (10).

3. При ширине шва больше критической решающее значение на прочность кольцевых соединений имеет предел прочности металла шва, а при ширине меньшей критической — пластические свойства металла шва.