книги / Прочность сварных соединений при переменных нагрузках

Рис. 94. Поле интенсивностей деформаций стыкового соединения стали М16С, о = = 284 МПа.

ел,х

Рис. 95. Развитие деформаций в нахлесточных соединениях низкоуглеродистых сталей М16С (.1) и СтЗГдс (2).

пластической области развитие дефор­ маций у выпуклости шва запаздывает по сравнению с ОМ.

Отмеченные закономерности дефор­ мирования наглядно иллюстрируются характером поля деформаций стыкового соединения стали М16С (рис. 94). От­ четливо виден более высокий уровень интенсивностей деформаций в ОМ по

сравнению с их значениями у выпук­ лости шва и в ЗТВ. При этом поле де­ формаций имеет характерную седловидность с явно выраженной впадиной в ЗТВ и последующим плавным сниже­ нием до уровня деформированного со­ стояния МШ.

В тавровых и нахлесточпых соедине­ ниях наблюдаются более высокие уров­ ни концентрации упругих напряжений (см. табл. 4). В упруго-пластической области уровни деформаций у угловых швов также превышают их значения, достигаемые в зоне перехода выпуклости стыкового шва на ОМ. В то же время да­ же для двухстороннего нахлесточного соединения уровень пластических де­ формаций в зоне углового шва остается ниже их значений в ОМ (рис. 95). Допол-

Рпс. 96. Интенсивность деформации у угло­ вого шва нахлесточного одностороннего сое­ динения (2), в основном металле (2) и в зоне термического влияния (3) стыкового соедине­ ния стали М16С.

Рпс. 97. Развитие деформации в стыковом сое­ динении стали 13ХГМФ, выполненном меха­ низированной сваркой под флюсом (а) п электрошлаковым способом (б):

1 — основной металл; 2 — зона концентратора; 3 — зона термического влияния; 4 — металл шва.

пительное влияние изгибающего мо­ мента при нагружении нахлесточных односторонних соединений (см. рис. 91) приводит к появлению значительных пластических деформаций в месте пере­ хода шва на ОМ на ранних стадиях де­ формирования. Как показывают вы­ полненные методом делительных сеток измерения при номинальных напряже­ ниях, не превышающих 0,8ат, уровни деформаций у углового шва соединения данного вида достигают 8—9 % (рис. 96). Следовательно, в отличие от стыковых, тавровых и нахлесточных двухсторон­ них соединений механическая неодно­ родность вблизи сварных швов оказы­ вает второстепенное влияние на законо­ мерности упруго-пластического дефор­ мирования нахлесточных односторон­ них соединений. Решающим фактором в последнем случае является наличие изгибающего момента.

Деформирование соединений низколе­ гированных сталей. В сварных соеди­ нениях низколегированных сталей ме­ ханические свойства ЗТВ близки к их значениям для ОМ (см. рис. 85). В свя8и с этим механическая неоднород­

ность соединений низколегированных сталей оказывает менее заметное влия­ ние на закономерности их упруго­ пластического деформирования. Под­ тверждением этому служат результаты экспериментального изучения законо­ мерностей деформирования соединений низколегированной стали 13ХГМФ [43]. Деформации у выпуклости стыкового шва данной стали, выполненного меха­ низированной сваркой под флюсом, в исследованном диапазоне упруго-пла­ стических напряжений заметно превы­ шают их значения в остальных зонах со­ единения, включая ОМ (рис. 97, а).

При электрошлаковой сварке соеди­ нений обычно формируется более бла­ гоприятное очертание швов по сравне­ нию с ручной и механизированной свар­ кой под флюсом. Такое положение имело место, в частности, и в соединениях стали 13ХГМФ, выполненных данными способами сварки (см. параграф 2 дан­ ной главы). Вследствие этого в пласти­ ческой области наибольшие деформации развиваются в ОМ, опережая их значе­ ния для других зон соединения (рис. 97, б). Следовательно, закономерности уп­ руго-пластического деформирования со­ единений определяются совместным вли­ янием механической неоднородности и размерами выпуклости шва.

Преимущественное влияние выпукло­ сти шва на развитие упруго-пластических

деформаций		в соединениях		низколеги­		1 — концентратор; 2			— металл	шва: з	— основной
						металл; 4		— зона термического илишшл.|
рованных сталей прослеживается также						ответствующие ОМ (см. рис. 98, б)%
на примере стали Х70, сварка которой
выполнялась вручную и механизирован­						что обусловлено более				благоприятным
ным способом под флюсом. Формируе­						очертанием		шва.
мые при данных способах сварки вы­						С достижением предела текучести де­
пуклости	швов		создавали	достаточно		формации ОМ резко возрастают, опе­
высокие	уровни концентрации упругих					режая их развитие в местах плавного
напряжений,		достигающие		в среднем		очертания швов (см. рис. 98). Деформа­
величин	1,64 и 2,58 соответственно для					ции ЗТВ в данной области нагруже­
ручной и механизированной сварки под						ния также возрастают, заметно уступая
флюсом. Измерения и расчеты показали,						при этом уровню деформаций ОМ. Вслед­
что уровни деформаций в зонах концен­						ствие развитой выпуклости швов и вы­
трации определяются преимущественно						соких	механических свойств				наплав­
резкостью перехода шва на основной						ленного металла уровни деформаций в
металл. Для наиболее резких концен­						данной	зопе	соединений, выполненных
траторов с малыми радиусами в месте						механизированной сваркой под флюсом
перехода шва на ОМ уровни деформаций						и вручную, остаются невысокими во
максимальны и заметно превышают их						всем диапазоне упруго-пластического
значения в других зонах соединения						деформирования (см. рис. 98).
(рис. 98). При ручной сварке уровни						Циклическое нагружение. Вследствие
деформаций в зонах наиболее острых						неоднородности			свойств	материалов и
концентраторов			соединений	лишь	не­	различия в исходном уровне их дефор­
значительно		превышают значения,			со-	мирования		в	процессе	циклического

нагружения

происходит

перераспреде­

нием

концентрации

напряжений,

от­

ление

деформаций

между

отдельными

ветственной за усталостное разрушение

зонами соединений. Для изучения зако­

всего соединения. По этой причине в

номерностей

перераспределения дефор­

большинстве практических важных слу­

маций в стыковых соединениях стали

чаев при расчетном определении дол­

СтЗГпс осуществлялось поцикловое фик­

говечности соединений

поцикловое

пе­

сирование муаровых полос с после­

рераспределение

напряженно-деформи­

дующим

расчетом

деформированного

рованного состояния между отдельными

состояния различных зон (рис. 99).

зонами

не учитывают.

дефор­

Наиболее заметно по числу циклов

Коэффициенты концентрации

нагружения

деформации

нарастают

в

маций. Отмеченные

особенности

упру­

ОМ, тогда как у основания выпуклос­

го-пластического деформирования со­

ти шва и в металле ЗТВ их изменения

единений, связанные с их конструктив­

невелики.

Следовательно,

отмеченная

ным оформлением,

способом

выполне­

выше закономерность, связанная с пре­

ния,

уровнем

нагружения

и неодно­

имущественным деформированием ОМ

родным

характером

распределения

соединений

низкоуглеродистых

сталей,

механических

свойств, определяют спе­

при

циклическом

нагружении

сохра­

цифику изменения коэффициентов кон­

няется неизменной. В этом случае по­

центрации деформаций

в рассматрива­

цикловое

перераспределение

деформа­

емой области нагружения.

ций и напряжений между отдельными

С переходом в пластическую стадию

зонами соединений существенного влия­

данные

коэффициенты,

определяемые

ния на их долговечность не оказывает,

как отношение деформации у выпуклос­

поскольку

разрушение локализуется

в

ти шва к их значениям в ОМ (К е%), для

ОМ

и

носит

квазистатический

харак­

соединений низкоуглеродистых

сталей

тер

(см. рис.

69).

падают

до

значений

0,35—0,45

Более интенсивно

напряжения и де­

(рис.

100). При

дальнейшем нагруже­

формации

перераспределяются

в глад­

нии

вследствие

появления

развитых

ких сварных

образцах с контрастными

пластических деформаций у выпуклости

циклическими свойствами отдельных зон

шва и в ЗТВ в целом коэффициент К бх

[69, 187]. При проведении исследова­

несколько повышается

с

последующей

ний осуществлялась сварка циклически

разупрочняемой стали 15Х2МФА с при­

стабилизацией на уровне, не достигаю­

менением

высоконикелевой проволоки

щем единицы. Данный характер изме­

ЭП787. Металл шва данного соедине­

нения коэффициента К бх, по существу,

ния

при

циклпческом деформировании

означает, что область перехода шва на

интенсивно

упрочняется.

При

цикли­

ОМ по отношению к последнему не

яв­

ческом

нагружении

данного

соедине­

ляется концентратором деформаций. Это

ния

деформации в

ОМ

нарастают,

а

обстоятельство

обусловливает, в част­

в

металле

шва

уменьшаются

(см.

ности,

отмеченный

факт

локализации

рис.

88).

Интенсивный характер

процесса пе­

Рис.

99.

Поцпкловая

кинетика

деформаций

рераспределения деформаций

приводит

стыкового соединения стали СтЗГпс.

к тому, что после 100 полуциклов на­

гружения

деформированное

состояние

ЬлШ

ОМ по сравнению с мягкой прослойкой

0

МШ

оказывается

выше.

Разрушение

6

V й

Т**~

соединений

вследствие

этого

локали­

О------- ----------

х--------- --------

зуется в разупрочняемом ОМ. Вместе с

4 ------------------

тем в реальных соединениях перерас­

9------------------

>

1

пределение

напряжении

п

деформаций

^

_______________

1

-----------

: __________ 1 3

в

значительной мере

затеняется

влия­

Р

Ю1

Ю * К ц и м ы

квазнстатических разрушений сварных соединений в ОМ. Применительно к усталостным процессам оценку коэф­ фициентов концентрации деформаций соединений целесообразно проводить путем сопоставления деформаций у вы­ пуклости шва с их значениями в ЗТВ

(Кех)• При таком определении коэффи­ циентов концентрации деформаций влгг янне на их величину неоднородности свойств различных участков соедине­ ний в значительной мере устраняется. Изменение коэффициентов К ех с повы­ шением уровня нагружения носит тот же характер, что и для механически однородных надрезанных образцов (см. рис. 100). С переходом в упруго-пла­ стическую стадию нагружения значе­ ния данного коэффициента несколько повышаются с последующей стабилиза­ цией в области развитых пластических деформаций.

Значения коэффициентов К ех и К е%

для некоторых видов соединений низ­ коуглеродистых сталей М16С и СтЗГпс, установленные экспериментально на ос­ нове методов муаровых полос и делп-

Рнс. 100. Изменение коэффициентов К‘г и

,Л'”^для стыковых (1), тавровых (2) и пахле-

«сточных (3) соединений низкоуглеродистых сталей.

Таблица 31. Коэффициенты концентрации деформации соединений низкоуглеродистых

сталей

Вид соединения	к'с	Ке х
	с х
Стыковое	0,60-0,65	2,5 -2,8
Тавровое	0,65-0,70	2,8 -3,2
Иахлесточнос двух­	0,85-0,90	3,5-3,9
стороннее

тельных сеток, приведены в табл. 31. Указаны диапазоны наиболее вероят­ ных значений данных коэффициентов для стабилизированных участков уп­ руго-пластического деформирования со­ единений (см. рис. 100). Для соедине­ ний низколегированных сталей коэф­

фициент Кех вследствие его слабой чувствительности к неоднородности ме­ ханических свойств принимает значе­ ния, близкие к приведенным в табл. 32 для соединений соответствующих ви­ дов низкоуглеродистых сталей. Приве­ денные значения коэффициента концен­ трации деформаций могут быть рекомен­ дованы для использования в расчетах долговечности соединений как низко­ углеродистых, так и низколегирован­ ных сталей.

5. РАСЧЕТНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ ДОЛГОВЕЧНОСТИ

Описанные выше закономерности де­

формирования и разрушения	свар­
ных соединений являются основой	для

расчетной оценки их долговечности в

рассматриваемой				области	нагружения.
Такая		оценка,		по существу,		сводит­
ся	к отысканию			параметров		уравне­
ний	(4.1),		(4.5),	отвечающих		квази-
статическим			и усталостным участкам
кривой		ограниченной			долговечности

(рис. 101), в зависимости от действую­ щих факторов.

Квазистатическая область. Взаимо­ связь разрушающих напряжений и дол­ говечности соединений в квазистатической области описывается на основе степенного уравнения

а ^ т ° == а®,

(4.17)

Рис. 101. Общин 1шд кривой усталости.

где	сг„ — предел прочности соедине­
ния,	определяемый экспериментально

либо расчетным путем применительно к статическому нагружению [177, 209].

Показатель степени та зависит от уров­ ня прочности стали и асимметрии внеш­ него нагружения. Зависимость данного параметра от механических свойств ста­ ли для отнулевого нагружения описы­

вается	соотношением	(4.4):	та =
= 0,042	(1 — сгт/(Тв). В	общем	виде по­

казатель степени тпо устанавливается при совместном решении уравнений (4.1), (4.5):

	К =	'в 0 > ад	(4.18)
		Соа ! аа(3

Временное сопротивление соединения определяет общее положение квазистатического участка кривой усталости (см. рис. 101) и является одним из ее

параметров. Показатель т1 не зависит от асимметрии нагружения и устанавли­ вается в зависимости от уровня прочнос­ ти стали в соответствии с данными табл. 27. Влияние асимметрии нагруже­ ния на изменение показателя степени

7По отражается через постоянную Саа, оценка которой в зависимости от харак­ теристики цикла нагружения осущест­ вляется на основе соотношений (4.8), (4.9). Важным параметром в уравнении (4.18) является напряжение (тасг, соот­ ветствующее верхнему перелому кри­ вой усталости и определяющее смену ха­ рактера и места локализации разруше­ ний сварных соединений. Поскольку наклон квазистатического участка не

зависит от вида соединения, в каче­ стве оценки для может быть приня­ то соотношение, справедливое для сты­ ковых соединений,

= ~~2~ (0т°в)

(4-19)

Сопоставление расчетных и экспери­

ментальных значений та для различ­ ной асимметрии напряжений стыковых соединений (рис. 102) подтверждает пра­ вомерность принятых допущений. При

расчетном определении т% учитывалась слабая зависимость напряжений, со­ ответствующих верхнему перелому кри­ вой усталости от асимметрии нагру­ жения соединения рассматриваемого ви­ да [165, 282]. По известному показателю

степени пг0 может устанавливаться зна­

чение оар для соединений других видов:

ту		„к	-------
77X1.	„	771	у к
„ о		о	гп1г ~т„
СЗД = (О'в	/^аа )		(4.20)

Влияние технологии сварки учиты­ вается через характеристику Пв, а также путем оценки параметров т?, С1а, аао

с использованием свойств материала зоны соединения, ответственной за раз­ рушение. Остаточные напряжения в диа­ пазоне квазистатических разрушений не оказывают заметного влияния на несущую способность соединений.

Более длительный анализ процесса накопления квазистатических повреж­ дений осуществляется на основе

Рис. 102. Расчетные и экспериментальные значения показателя стеиени т*:

1 — Н а » >—1; 2 — В в = —0,5; 3 — п а = +0,5.

лоциклового рассмотрения процесса

де­

ния соединений в рассматриваемой об­

формирования. В качестве критерия раз­

ласти нагружения [105, 141, 149, 220Л

рушения [159]

используется

равенство

320, 340]. На этих принципах построе­

накопленной

деформации

ее

значению

ны действующие в нашей стране и за

при

статическом

разрушении

ер:

рубежом

нормативные

документы,

ре­

гламентирующие расчетную оцепку дол­

Б* =

[Д(ЛГ)ЙЛГ /ер =

1,

(4.21)

говечности элементов сварных металло­

конструкций,

работающих в

условиях

где функция А (АО отражает кинетику

малоциклового нагружения

[178,

325,

326, 331 и др.].

при данных

одностороннего накапливания деформа­

Основная

предпосылка

ций по числу циклов нагружения. Дан­

подходах состоит в использовании пара­

ная зависимость определяется экспери­

метров уравнений, описывающих сопро­

ментально на основе изучения кинетики

тивление

материалов

разрушению

при

ширины петли упруго-пластического де­

мягком или жестком нагружении для

формирования (см. рис. 86).

расчета долговечности в зонах повышен­

Усталостная

область. Сопротивление

ной

напряженности

рассматриваемого

соединений

усталостным

разрушениям

элемента конструкции. Тем самым пред­

определяется

более

широким комплек­

полагается,

что условия

деформирова­

сом

действующих

факторов,

включая

ния материала в зонах конструктивных

вид соединения, размеры его основных

концентраторов напряжений моделиру­

и вспомогательных

элементов,

геомет­

ются

соответствующими

испытаниями

рические параметры

выполняемых

со­

гладких

образцов. Уровни

концентра­

ответствующим способом

сварки швов,

ции упругих напряжений необработан­

уровень, асимметрию и способ нагру­

ных

сварных

соединений

достаточно

жения,

остаточные

напряжения

и

др.

высоки.

Для

минимальных

радиусов

В связи с этим при построении расчет­

сопряжения выпуклости шва они со­

ных методов на основе степенного урав­

ставляют 2—2,5 и более. Следовательно,

нения

(4.5)

необходимо

эксперимен­

изменение

напряженно-деформирован­

тально

исследовать

влияние

на

его

ного состояния в данных участках швов

параметры туа и С1 всего комплекса

в большей степени соответствует

жест­

действующих

факторов

с

учетом

кому режиму нагружения [159, 198,

особенностей

их

взаимодействия. Если

200] вследствие заметного стеснения раз­

учитывать многообразие факторов, ока­

вития

деформаций

окружающим

кон­

зывающих влияние на усталостную дол­

центратор объемом материала. В та­

говечность соединений, и сложный ха­

ком случае для зоны концентрации

рактер

их

взаимодействия,

решение

справедливо

условие

(4.13),

записан­

данной

задачи

представляется

трудно­

ное в виде

выполнимым

из-за

необходимости

про­

еакАГ* =

Се,

(4.22)

ведения

большого

объема

экспери­

где еак — амплитуда деформаций в зоне

ментальных

исследований. Предпочти­

тельны в этом смысле модели,

в основе

концентрации

напряжений;

//г*,

Сс —

которых лежит информация о характе­

постоянные

материала,

определяемые

ристиках деформирования и

разруше­

по результатам испытаний гладких об­

ния

материалов,

полученных

по

ре­

разцов (см. табл. 31).

зультатам

испытаний гладких

образ­

Уравнение

(4.22)

является

критери­

цов.

Влияние

конструктивных,

тех­

альным,

поскольку

определяет

дости­

нологических

и

эксплуатационных

жение

предельного

по

образованию

факторов в таких подходах учитывается

усталостных трещин состояния в зоне

с использованием

аналитических

пред­

концентрации

напряжений

и деформа­

ставлений и установленных общих зако­

ций. Практическое его применение связа­

номерностей деформирования и разруше­

но с необходимостью оценки локальных