При растянутом температурном интервале фазовых превра­щений и относительно небольшой величине £Ф оценку деформа­ций и напряжений можно выполнить, исходя из допущения одно­бокости напряженного состояния по методу, изложенному в под­параграфах 4.7.1-4*.7.3. При точечном нагреве или коротких швах этот же метод (с некоторым его изменением) позволяет выявить основные особенности процесса развития деформации и напряжений в двух направлениях (см. 4.7.4). Остается рас­смотреть с учетом фазовых превращений напряженно-деформиро­ванное состояние, возникающее при сварке протяженных швов, когда условие (4.71) не соблюдается.

Ще раз отметим, что расчет сварочных деформаций и на­пряжений с учетом сложного напряженного состояния представ­ляет собой весьма сложную задачу, решение которой может быть выполнено только численнши методами на базе теории пластичности (см. главу 7). При наличии фазовых превращений решение указанной задачи в строгой постановке еще более усложняется. Тем не менее качественный анализ, выявление основных особенностей и грубую оценку напряженно-деформиро­ванного состояния при указанных условиях можно выполнить пу­тем комбинирования методов, изложенных в подпараграфах 4.7.1 ■л 4.7.4. Вновь выделим в ЗФП элементарную призму и проследим са кинетикой ее деформаций и напряжений. Учитывая, что при температуре Ти имеет место резкое увеличение объема металла,

приводящее к качественному изменению условий его деформиро­вания, разобьем термодеформационный цикл на периоды. Первый период ограничим моментом времени, когда температура при охлаждении достигает Тн. Очевидно, что в течение этого пе­риода процесс развития упругопластическях деформации разви­вается так же, как и у низкоуглеродистой стали. Иначе гово­ря, для этого периода должно оправдываться допущение об од - ноосносности напряженного состояния, а следовательно, может быть принята полужесткая схема.

Второй период начинается с указанного момента времени. Характерное для него резкое увеличение объема металла (вос­становившего свои упругие свойства) встречает сопротивление в двух направлениях: х. и ^ . Поэтому для второго периода должна оправдываться схема жесткого закрепления. По мере уда­ления от зоны возмущения, обусловленной структурными превра­щениями, напряженное состояние вновь вырождается в одномер­ное (третий период), так как при большой протяженности шва вследствие квазистационарности процесса остаточные попереч­ные напряжения должны быть по сечению шва одинаковыми и вместе с тем уравновешенными. Отсюда следует, что при отсут­ствии закреплений, препятствующих поперечным укорочениям сварного соединения, остаточные поперечные напряжения должны быть близкими к нулю. Следовательно, схема жесткого закреп­ления оправдывается не до конца процесса, а только на этапе резких изменений объема металла, т. е. в период распада аусте­нита и в относительно непродолжительный период охлаждения. Именно этот период, как будет видно из дальнейшего, пред­ставляет собой наибольший интерес. Несколько увеличивая нап­ряжения и пластические деформации, можно полагать, что жест­кое закрепление в двух направлениях сохраняется до конца про­цесса охлаждения и лишь затем устраняется закрепление в на­правлении оси ^ . Иначе говоря, третий период сдвигается во времени, что допустимо, так как он в основном протекает в упругой области.

Таким образом, рассмотрим кинетику деформаций и напря­жений призмы, которая подвергается нагреву выше температуры АСэ, а на стадии охлаждения до температуры Тн находится в условиях закрепления только в направлении оси х, затем при Т<ТИ - также и в направлении оси у , которое после охлаждения призмы устраняется.

На рис.4.27 выполнен анализ при указанных условиях. Ко­нечный участок ветви охлаждения дилатометрической кривой изображен в удвоенном масштабе (штриховая линия). До начала структурных превращений (момент 'Ц ) построение кривой изме­нения напряжений на плоскости б'(еер) не имеет особенностей

и выполнено так же, как на рис.4.21. Начиная с гъ (точка 3) необходимо одновременно следить за изменением напряжений вх п .В отличие от рассмотренного в 4.7.4 случая продоль­ные к поперечные деформации и напряжения в некоторые периоды процесса неодинаковы. Ностому, прежде чем продолжать анализ, следует выяснить, как идет процесс упругопластических дефор­маций при налички напряжений бх и <э. Х/

При одяооснш напряженном состоянии вопрос о начале пластических деформаций и их направленности не возникает. При действии напряжений в двух направлениях следует» во-пер­вых, определить, при какой комбинации значений и на­чинаются пластические деформации и, во-вторых» в каком на­правлении (шш в каких направлениях) они развиваются. Ответ на первый вопрос дает так называемое условие пластичности. Очевидно, что если вдоль оси х откладывать напряжения бх , а вдоль оси у напряжения 6^ » то существует замкнутая ли­

ния, ограничивающая упругую область. Предложено несколько ва­риантов условий пластичности (вида указанной замкнутой кри­вой5^ . Мы остановимся на наиболее простом по физической сущ­ности условии текучести Треска для двухосного напряженного состояния. В соответствии с этим условием указанная замкну­тая линия представляет собой шестиугольную фигуру afcftcdK, изображенную на рис.4.28. Это значит, что если 6t и оди­накового

называемый закон тече­ния, согласно которому пластичность развивается в направле - х) Для трехмерного случая - поверхности текучести.

нш большого напряжения, если ex6y> і (I в Ш квадранты) при этом, а е. р = О или £р=-е£ , а ех = 0- Если

бх0ч! ^ і (П и ІУ квадранты), то пластические деформации развиваются в направлениях х и ^ , при этом £.х=-е, р „ а £.!!= 0. Направления пластической деформации на рис.4.28 по­казаны стрелками у точек і и g.

Теперь продолжим прерванный анализ процесса деформиро­вания призмы. Итак, до момента - Ц изменение бх характери­зуется на диаграмме ff(Eep^ кривой 0123, а б^- 0. Процесс

разгрузки, обусловленный увеличением объема металла при ^□1 превращении, приводит к изменению напряжений бх по прямой 35, а напряжений <5^ - по прямой 3'4. В момент tk (точка 4) напряжения б^ достигают предельной величины 5^ (Т^ и далее развивается пластическая деформация укоро­чения в направлении оси ^ , а в момент t5 - я в направле­нии оси х. Такое протекание процесса соответствует описан­ному условию текучести Треска и связанному с ним закону те­чения. В момент t6 увеличение объема металла завершается и дальнейший процесс охлаждения сопровождается упругими де­формациями в направления оси х и ^ по прямой 67. В мо­мент t, напряжения бх=6^ достигают предельной величины

6^ , возникают пластические деформации удлинения £^у0-£,^у0

сумма которых соответствует отрезку 78. Снося полученные характерные точки с плоскости б(аер') на плоскость 6{t) , по­лучим кривые изменения напряжений бх (сплошная линия) и

(штриховая линия). Видно, что в период фазовых превращений имеет место резкое сжатие металла, а после их завершения тсыла быстрое двухосное растяжение. Именно этот этап про­цесса является наиболее опасный в отношении трещинообравова - няя. В дальнейшем происходит постепенное уменьшение (практи­чески до нуля) напряжений 6^ , что в свою. очередь приводит х снижению напряжений бх на величину 0,36ij, Откладывая

; ту величину от точки 8, получим на разгрузочной прямой точ - <7 9, характеризущую остаточные напряжения бхоыл, а раз - гоузка напряжений происходит по прямой 89 .

Изменение напряжений 6Х и 6^ при принятых условиях процесса в координатах 6х-б^ показано на рис.4.28, где

ISO

проведены границы упругой области для температуры Тк и окру­жающей среды в соответствии с условием текучести Треска. Из­менение напряжений 6Х и 6у с момента t3 характеризу­ется жирной линией, на которой цифрами обозначены точки, со­ответствующие тем же точкам на рис.4.27. Стрелками показаны ход нагрузки-разгрузки призмы и направления пластических деформаций. В зависимости от вида дилатометрической кривой и значений (Тн) , бЦтк> 5 б3 , £ф характер процесса может протекать в различных вариантах. Кинетика напряжений, рас­смотренная изложенным методом, дает схематизированную карти­ну. Очевидно, что жесткая и полужесткая схемы оправдываются лишь частично. Упругая податливость металла смягчает условия его деформирования. К тому же результату приводит постепен­ный переход от палужесткой схемы к жесткой и обратно. Поэто­му реальная картина распределения напряжений 6Х я 6^ отли­чается от схематизированной, однако последняя отражает ос­новные особенности процесса и позволяет выявить влияние на напряженно-деформированное состояние свойств металла и усло­вий его сварки. Говоря образно, ее можно уподобить карикату­ре, подчеркивающей и утрирующей наиболее характерные черты. Прежде чем перейти к выводам,' отметим, что зарождение и раз­витие трещин в сварных соединениях определяется комплексом металлургических, технологических и конструкционных факто­ров. Их сложное совместное влияние создает большие трудно­сти при оценке тех или иных условий сварки на технологиче­скую прочность сварного соединения" (см. главу 9). Особенно сложна и вместе с тетл актуальна проблема повышения техноло - 'гической прочности сварных соединений легированных и закали­вающихся сталей, претерпевающих фазовые превращения при от­носительно низкой температуре. Тем не менее можно утверждать, что при прочих равных условиях снижение уровня растягивающих напряжений и смягчение вида напряженного состояния уменьшают вероятность разрушения сварного соединения. В связи с этим выполненный анализ кинетики деформаций и напряжений при сварке металлов, претерпевающих фазовые превращения, позво­ляет сделать следующие'выводы.

I. Наиболее существенные изменения напряженно-деформи­рованного состояния в ЗФД происходят на стадии охлаждения. При нагреве тлеет место кратковременный всплеск сжимающих напряжений и возникают пластические деформации сжатия, кото-

рые не опасны с тонки зрения трещинообразования.

2. При растянутом температурном интервале - между Тн и Тк и небольшой величине е. ф при выполнении условия (4.71), а также при высокой температуре превращений (когда упругие свойства металла еще не восстановлены) оценка кинетики на­пряжений И деформаций может выполняться при допущении одно­осное™ напряженного состояния (по методу, изложенному в подпараграфах 4.7.1-4.7.3). В противном случае необходимо учитывать двухосное напряженное состояние и применять метод, изложенный в 4.4.5. При коротких швах также необходим учет двухосного напряженного состояния (см. 4.4.4).

3. Пластические деформации удлинения возникают на ста­дии, предшествующей температуре Тн , т. з. до начала распада аустенита. Если при этом пластичность металла недостаточна, то могут возникнуть трещины. Особенно опасна эта стадия про­цесса при условиях возникновения двухосного напряженного

СОСТОЯНИЯ.

4. При определенных условиях (соответствующих вариантам

П и ІУ в подпараграфе 4.7.1 и I и Ш в 4.7.5; см. рис.4.22)

пластическая деформация удлинения возникает также и на ко­нечной стадии процесса. Если при этом пластичность продуктов распада аустенита недостаточна (например, образуются зака­лочные структуры), то также могут возникнуть трещины. Опас­ность их образования значительно возрастает при условиях, при­водящих к дауосному напряженному состоянию (короткие швы, сварка в жестком контуре, наличие ребер жесткости, препятст­вующих поперечным деформациям, а также сварка таких марок сталей и в таких условиях, при которых условие (4.71) не вы­полняется) .

5. Для металлов, имеющих низкую температуру начала пре­вращений, пластические деформации удлинения к моменту начала распада аустенита становятся значительными, что увеличивает веооятность образования трещин. К этому же результату при­водит возрастание скорости охлаждения металла шва, так как последняя понижает температуру распада аустенита.

6. Снижение температуры конца распада аустенита Тк сок - защает растягивающий цикл на конечной стадии процесса, что может ограничить эту стадию упругой областью. Такой же эф­фект достигается предварительным подогревом свариваемого из­делия.

7. При наложений коротких швов вероятность хрупкого раз­рушения возрастает по сравнению с протяженными швами.