На величину зоны пластических деформаций оказывают влия­ние режим сварки, свойства металла и жесткость свариваемого элемента. Влияние свойств металла проявляется главным образом через предел текучести металла, модуль упругости и коэффициент линейного расширения. Чем выше предел текучести металла, тем Уже зона пластических деформаций. Чем выше модуль упругости и коэффициент линейного расширения металла, тем шире зона пластических деформаций.

Основными параметрами режима сварки являются эффектив­ная удельная мощность и скорость сварки vc. При сварке

широких пластин с возрастанием удельной мощности увеличи­вается ширина зоны пластических деформаций. Изменение ско­рости сварки при постоянном и незначительном влиянии тепло­отдачи приводит к пропорциональному изменению размеров изо­терм без искажения их формы. С увеличением скорости сварки

при постоянном —■ ширина зоны пластических деформаций умень­шается.

Жесткость свариваемого элемента конструкции также может заметно влиять на ширину зоны пластических деформаций. До-

пустим, что на рис. 33, а линией ACCtAi показана эпюра пласти­ческих деформаций ех, возникающих в процессе нагрева при сварке бесконечно большой пластины и вычисленных в предполо­жении мгновенной заварки шва. Сплошной линией АВВ1А1 по­казана эпюра остаточных упругих деформаций, а линией ВСС^ показана эпюра пластических деформаций, возникающих на ста­дии охлаждения. Ширина зоны пластических деформаций 2Ьп равна отрезку AAV

Рассмотрим, как будет изменяться зона пластических дефор­маций при сварке пластин конечной ширины, обладающих опре­деленной жесткостью. Расширение металла от нагрева вызовет при прохождении источника тепла некоторое удлинение пластины на величину Ан (рис. 33, б). Это, в свою очередь, повлечет за собой уменьшение ширины зоны пластических деформаций, которая будет выражаться отрезком DDl = 2ЬПі (см. рис. 33, б). При осты­вании возникнут в основном металле сжимающие напряжения и произойдет укорочение пластины на величину Аи (рис. 33, в). 54

Эпюра остаточных упругих деформаций показана на рис. 33, в. Б данном примере ширина зоны растягивающих напряжений 2ЬР меньше ширины зоны пластических деформаций 2ЬПі, которая, в свою очередь, меньше ширины зоны пластических деформа­ций 2Ьп при сварке абсолютно жесткой пластины. Таким образом, уменьшение жесткости детали, как правило, приводит к умень­шению ширины зоны пластических деформаций.

Эпюры деформаций, умноженные на модуль упругости ме­талла Е, дают эпюры остаточных напряжений [4]. Остаточные на­пряжения образуют так называемую усадочную силу Рус. Пло­щадь эпюры АВВ^! (см. рис. 33, а), умноженная на модуль упру­гости Е и толщину металла б, дает величину усадочной силы для случая сварки абсолютно жесткой пластины. В случае сварки пластины небольшой ширины (см. рис. 33, в) усадочная сила будет равна площади эпюры DEEJ)^ умноженной на ЕЬ. Не следует смешивать эпюру FEE^i, выражающую деформации и растяги­вающие напряжения, с площадью эпюры DEEJ)^ пропорциональ­ной усадочной силе.

Определение ширины зоны пластических деформаций и вели­чины усадочной силы Р^ при сварке является основной задачей в теории сварочных напряжений и деформаций. Зная решение этой задачи, можно определить распределение остаточных напря­жений, а используя понятие об усадочной силе, можно перейти к определению деформаций сварных конструкций.

В книге И. П. Трочуна [111] методы расчета сварочных на­пряжений и деформаций разделены на две основные группы: 1) расчет остаточных напряжений и деформаций по внутреннему усилию в сварных швах (метод Г. А. Николаева) и 2) расчет де­формаций и напряжений по деформациям волокон в свариваемых деталях. В книге [111] эти методы противопоставлены друг другу и первый метод признан ошибочным. В этой связи следует заметить, что при существующей в настоящее время точности опре­деления сварочных напряжений и деформаций приближенными способами, а также при большом количестве принятых допущений •;оба названных метода практически равноценны.

Метод расчета сварочных напряжений и деформаций по уса­дочному усилию признан ошибочным в книге [111] на том осно­вании, что он, якобы, «таит в себе существенные теоретические и практические недостатки» и принимает, «что активное внутрен­нее усилие Р считается приложенным к сварному соединению как к теду, свободному от напряженного состояния». Известно, что прием нагружения детали силой Р отнюдь не означает, что сварное соединение является свободным от напряженного состоя­ния, а используется исключительно для упрощения расчетов и

приведения их к виду, привычному для инженерной практики. Упрощенный метод Н. О. Окерблома в конечном итоге также ос­нован на использовании усадочной силы и на предположении не­зависимости ее от жесткости детали, так как [19][5]

hbF = -3,53-10-4,

qn — эффективная погонная энергия сварочного источника тепла в кал/см;

2 V — сумма произведений остаточных пластических дефор­маций на площадь, занимаемую ими, в см2.

Действительно, площадь DEE1D1 (см. рис. 33, в), пропорцио­нальная усадочной силе, отличается от площади ABByAx (см. рис. 33, а) тем, что в состав ее входит площадь ВЕЕ1В1 и не входит

площадь ADDlA1. Если пло­щадь BEEiBx равна пло­щади ADDxAx, то усадочная сила не зависит от жесткости F, детали. Строгого доказатель - £)] 1II ства равенства этих площа­дей друг другу нет, точно так же, как и нет доказа­тельства того, какая в дей­ствительности существует зависимость между ними. Н. О. Окерблом в работе [86], предполагая, что кри­вая АС (см. рис. 33, а) описывается гиперболой и что Дн = Ау, получил равенство площадей АВВхАх и DEExPx. И. П. Трочун исходит из другой также не совсем точной предпосылки, что кри­вая АС является прямой вертикальной линией. В этом слу­чае Sadd1a1 — 2bnAH, a SBee, b, =2bn (Д„ + ДД и разность пло­щадей получается равной 2ЬпАу, т. е. усадочная сила возрас­тает с уменьшением жесткости детали.

В настоящее время получают распространение металлы, у ко­торых о0Ст < оТ, например титановые сплавы. Для них картина зависимости усадочного усилия от жесткости детали может быть совсем иная. На рис. 34, а схематично показана эпюра остаточ­ных деформаций в абсолютно жесткой пластине из титанового сплава типа ОТ4; етах < гт.

На рис. 34, б показана эпюра остаточных деформаций при сварке пластины ограниченной ширины. Усадочная сила, пропор­циональная площади DBBxDlt меньше усадочной силы при сварке абсолютно жесткой пластины. Даже если исходить из предпо­сылки о вертикальности линии АВ, то величина усадочной силы
будет уменьшаться в менее жестких пластинах. Таким образом, в зависимости от конкретных условий могут встречаться различ­ные случаи изменения усадочной силы с изменением жесткости конструкций. В низкоуглеродистых и низколегированных сталях усадочная сила возрастает при уменьшении жесткости конструк­ции. Это вытекает из опыта применения зажимных приспособлений.

Рассмотрим теперь существующие зависимости величины уса­дочной силы от условий сварки, предложенные различными ав­торами.

Метод Г. А. Николаева [82] основан на графо-аналитическом определении величины остаточных напряжений и последующем вычислении усадочной силы по эпюре напряжений.

Н. О. Окерблом предложил зависимости между параметрами режима сварки низкоуглеродистой стали и суммой произведений остаточных пластических деформаций на площадь, занимаемую ими, 2 ^F. После умножения последней величины на модуль упру­гости Е получаем усадочную силу в кГ:

(«)

Аналогичная зависимость принята С. А. Кузьминовым

И. П. Трочун также предложил зависимости между усадочной силой и режимом сварки [111]. Однако отсутствие четкой коли­чественной связи между усадочной силой и шириной свариваемой пластины делает их неудобными для практического использо­вания.

Фактическая величина усадочной силы, определяемая по ре­зультатам измерения остаточных напряжений на низкоуглероди­стых и низколегированных сталях, дает меньшую величину, чем следует из формулы (81). Это, вероятно, связано с тем, что экспери­ментальные проверки формулы (81) проводились в предположе­нии несколько заниженного к. п. д. процесса сварки, который при­нимался равным 0,55.

При дуговых способах однопроходной сварки встык ширина зоны пластических деформаций в низкоуглеродистых и низколе­гированных сталях может приближенно определяться путем де­ления величины усадочной силы на произведение 8<тг. Например, из формулы (81) следует

Зависимости (81) и (82) справедливы лишь для низкоуглеро­дистых н низколегированных сталей. Для алюминиевых и тита­новых сплавов эти зависимости непригодны.

Поперечные напряжения могут быть временные и остаточные. Временные поперечные напряжения в основном образуются вслед­ствие перемещений свариваемых кромок. Кромки после сближения и сваривания стремятся возвратиться в прежнее положение. При высоких температурах это вызывает пластическую деформацию удлинения без образования значительных напряжений. При более

низких температурах отход кромок создает заметные временные поперечные напряжения.

После полного остывания вследствие поперечного, а также продольного сокращений в пластинах возникают остаточные по­перечные напряжения. Как правило, если пластины свариваются свободно, то поперечные остаточные напряжения нев/лики. Наи­больших значений они достигают по концам, причем могут быть либо сжимающими, либо растягивающими. Сжимающие напря­жения (рис. 35, а) образуются вследствие продольного сокращения зоны пластических деформаций и стремления кромки искривиться так, как показано на рис. 35, б.

При сварке коротких и узких пластин с большой скоростью в процессе остывания в основном происходит поступательное 58

сближение пластин в поперечном направлении. Продольная усадка стремится согнуть каждую из сваренных пластин в их плоскости. В результате возникают поперечные остаточные на­пряжения (рис. 35, в). В подтверждение этого можно рассмотреть равновесие одной четвертой части сварной пластины (рис. 35, г). Момент от продольных остаточных напряжений ох должен урав­новешиваться моментом от поперечных напряжений ау, которые по концам пластины являются сжимающими, а в средней части растягивающими.

Если сваривать пластины с малой скоростью, то уже в про­цессе сварки металл остывает достаточно сильно и последний уча­сток шва вследствие поперечной усадки испытывает напряжения растяжения (рис. 35, д). На образование поперечных напряжений оказывают влияние также размеры свариваемых пластин и при­хватки. Каких-либо общих правил для точного количественного определения поперечных остаточных напряжений при сварке не­закрепленных по контуру пластин в настоящее время не суще­ствует *. Можно лишь назвать наиболее неблагоприятные случаи образования растягивающих поперечных напряжений, которые достигают предела текучести и вызывают пластические деформации:

а) Заварка коротких прерывистых швов в пластинах, собран­ных без зазора, или подварка дефектных мест. Локальное попереч­ное сокращение металла при значительном сопротивлении со сто­роны остальных участков создает большие растягивающие напря­жения. В прерывистых швах на концах участков, где имеются концентраторы напряжений в виде щели, значительно расходуется пластичность металла вплоть до появления хрупкого разрушения.

б) Концы швов, сварочные кратеры, если сварка производится медленно при достаточно сильном отводе тепла в окружающую среду, являются местом образования растягивающих напряжений.

Если ввод тепла по толщине пластины оказывается неравно­мерным, то возникает и неравномерное сокращение металла в по­перечном направлении с образованием угловой деформации (п. 30). В незакрепленных пластинах, свариваемых за один проход, на равномерные по толщине напряжения ау, которые были рассмо­трены выше, накладываются еще дополнительные небольшой ве­личины поперечные напряжения, неравномерные по толщине (рис. 35, в).